烧结性能（精选8篇）
烧结性能 篇1
0引言
烧结就是将金刚石料坯镶嵌入不锈钢外套等载体的一种方法,对拉丝模具的性能至关重要。从产品性能角度来说,烧结的目的是进一步加固钻石或料坯,提高钻石或料坯在使用过程中的抗冲击能力,促进钻石或料坯在使用过程中的散热,延长模具的寿命[1,2]。
文献[3]探讨了金刚石料坯的烧结工艺。本文研究中参考某公司拉丝模具的生产废品记录,发现由于烧结区整体性能不佳导致后续车工、激光钻孔出现的金刚石料坯脱落发生的比例较高。因此,本文通过比较同种聚晶金刚石(PCD)拉丝模具的烧结工艺流程, 在对样品进行硬度、金相组织分析的基础上,确定合适的烧结工艺参数,从而得到烧结性能良好的金刚石拉丝模具。
1试验材料与方法
1.1试样
聚晶金刚石(PCD)拉丝模具由4部分组成:模帽、 聚晶金刚石料坯、烧结粉和模套。
聚晶金刚石料坯通过金属铜等材料的烧结粉烧结在不锈钢(防止模具生锈)模套与模帽中,这种结构可以给聚晶一定的预应力,利于抵消拉丝时因金属丝变细而产生的张力,从而提高聚晶的抗碎裂能力[4]。
1.2试验设计
选取外径为28mm、厚度为10mm的模套,外径为10mm、厚度为1.2 mm、质量约为1.8g的住友WD805F金刚石料坯,质量约为2g的DSP119 (晶粒度为3μm)烧结粉;采用Mikrotek的感应加热烧结机进行烧结,MP-2B金相试样台式磨抛机进行表面磨抛处理,上海光学精密研究所的HVD-1000AP自动转塔数显显微硬度计测试表面硬度,上海光仪 厂的9XBPC金相显微镜进行金相观测。
1.3试验方案
烧结设备选用中频感应加热烧结机(10kHz),两种烧结工艺方案如图1所示。一次烧结工艺,在于采用模具预压使烧结粉成型,在烧结过程中调整烧结温度,并通过模帽调节压强一次烧结。增加预烧结工艺, 即在一次烧结工艺前进行烧结时间较短、烧结温度与压强参数基本与正式烧结一致的预烧结工艺。图2为烧结温度与压强控制曲线。详细烧结试验参数如表1所示。
2试验结果与讨论
2.1烧结温度对拉丝模坯硬度的影响
试样有关性能测试结果如表2所示。试样1~6是以烧结温度作为变量,烧结压力趋势一致,保温时间为80s。
根据表2得到试样烧结区维氏硬度的均值随烧结温度的变化趋势,如图3所示。图3中显示,烧结试样的硬度随着烧结温度的升高先增加,在730 ℃达到最大值,硬度为378.1HV;此后随着烧结温度的升高硬度反而出现了下降。出现上述现象是由于在烧结压力恒定、保温时间一致的前提下,随着烧结温度的升高, 烧结粉中的液相金属发生了相变,且相变所需的驱动力与温度成反比;温度越高,驱动力越小,温度越低,驱动力越大;之后硬度下降的原因是达到了过烧温度。
图4为一次烧结后试样1~6烧结区各部位硬度。 由图4可以看出:中心处硬度最小,边界处硬度最大。 原因是在相同时间条件下,温度越高,黏结剂流动性越强,更有利于其均匀分布。
2.2增加预烧结环节对PCD拉丝模坯硬度的影响
试样7~12是在一次烧结工艺参数不变的情况下,增加了预烧结处理。
从图3中可以看出,在730℃时,烧结区硬度的最大值为465.7HV。比较图3两种工艺处理后试样的硬度曲线可知,经过了预烧结处理的烧结试样相比没有经过预烧结处理的烧结试样硬度显著增加,但其变化趋势相同,同样在730℃达到最大值,此后随着烧结温度的升高,硬度出现了下降。同样,试样烧结区各部位硬度的规律是,中心处硬度最小,边界处硬度最大。
出现上述现象,是由于此时试样烧结粉颗粒间由于杂质存在会形成低共熔液相,使坯体收缩。预烧温度越高,越有利于坯体的收缩从而有利于烧结后强度的提高,但是达到了过烧温度以后硬度就会下降。同时,随着烧结压力的增大,有利于液相基体强化金属在基体Cu中的扩散,形成α-固溶体,从而可以提高基体Cu的硬度[4]。随着保温时间延长,可以给液相强化金属充分时间进行扩散来提高材料的硬度,但另一方面造成聚晶长大,也不利于材料硬度的提高。
3PCD拉丝模坯的显微形貌分析
3.1烧结温度对PCD拉丝模坯表面质量的影响
图5为试样2、试样4和试样6的烧结区显微形貌照片。从图5中可以看出,试样2由于温度过低,烧结粉未完全熔化渗入金刚石料坯中,图片中结合区颗粒棱角分明;试样4组织较为致密,烧结粉与金刚石料坯之间过渡平滑且分布均匀;试样6组织由于过烧,出现了缩孔现 象。当烧结压 力和烧结 时间一定 时,在730 ℃烧结温度下,或者说在烧结粉熔点以下30 ℃, 能得到表面质量最优良的拉丝模坯。
3.2增加预烧结环节对PCD拉丝模坯表面质量的影响
图6为试样4和试样10的烧结区显微形貌照片。 图6显示,试样10组织更为致密,烧结粉与金刚石料坯之间过渡更为平滑且分布均匀。在相同烧结温度下,增加预烧结工艺,能进一步提高拉丝模坯的表面质量。
4结论
(1)烧结温度对拉丝模具烧结区表面性能影响最显著,尤其是对硬度影响较大。随着烧结温度的升高, 烧结区表面的硬度都发生先增大后减小的情况。
(2)烧结次数对拉丝模具烧结区表面性能影响同样显著,对表面质量影响较大。随着烧结温度的升高, 金刚石料坯和烧结粉的结合区由出现气孔、平滑直至出现缩孔。
烧结性能 篇2
风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目可行性研究报告
一、建设内容与规模
新建年产2000吨高温度稳定性高耐腐蚀性风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁体生产线。项目用地200亩。建筑总面积6万平方米。新建生产厂房、原料及成品库、宿舍楼、食堂及浴室、配电等辅助用房；改建原料及配套件库、成品库；新建室外工程；其他公用工程和福利设施。购置设备主要工艺生产设备58台(套)，其中引进关键生产设备及仪器16台(套)，国内配套公用动力设备70台(套)，以及各种检测仪器及工装辅助生产设备等。
二、建设条件
供水：开发区现供水以地下水为主，已形成8万吨/日供水能力，年供水量1200万立方米黄河供水工程正在建设中。
供电：已建成110千伏、220千伏变电站各2座和500千伏变电站1座，建成2×300MW、2×135MW、2×12.5MW、2×5.8MW热电厂共四卒座。开发区已被列入直购电试点区，“电价洼地”的优势明显。物流：编制完成了开发区物流规划，分期建设“1215”物流工程(即1个综合运输组织枢纽、2个企业物流区、1个公共信息平台、5个第三方物流企业)。年吞吐量达1000万吨/年的铁路物流中心一期工程现已投入运营,形成了400万吨/年的运送能力。总投资10亿元的集报告用途：发改委立项、政府申请资金、政府申请土地、银行贷款、境内外融资等
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物流、汽修、仓储、加工、信息服务于一体的东达国际物流中心项目一期工程已经投入使用。
三、市场预测
风电作为一种可再生清洁能源，是目前最具规模开发利用前景的能源；到2020年，其规模将由2007年初定的3000万千瓦调整到一亿千瓦。风力发电机有多种不同的形式，其中永磁发电机具备无励磁、转子结构简单、可直驱、维护成本低、可靠性高等特点，正日益被世界各大风力发电机生产厂所重视并开发、生产、使用。钐钴(稀土)永磁材料和钕铁硼(稀土)永磁材料由于性能高(这里所指是烧结钕铁硼磁体，粘结钕铁硼磁体由于性能低不能用于风力发电机)，均能满足风电永磁发电机对永磁材料的性能要求，其中钕铁硼永磁材料由于性能及性价比更高，已是风力发电机用永磁材料的不二之选。1MW大概用钕铁硼1吨，1.5MW用1.3吨，这将加大对钕铁硼的需求。
如果按我国的新能源发展规划，到2020年，风力发电规模将达一亿千瓦，假设全部选用1.5MW风力发电机，将需6万多台套，按每台套需用1.3吨高性能钕铁硼计算，将需超过8万吨的用量，按最低的价格每吨20万元来计算，将产生超过160亿元的高性能钕铁硼市场需求。再加上用于风力发电机的高性能(烧结)钕铁硼磁体同样应用于电动汽车电机或混合动力汽车电机以及其他电机，预计对高性能钕铁硼市场需求将远超过160亿元，产品市场前景非常广阔。
四、效益分析
报告用途：发改委立项、政府申请资金、政府申请土地、银行贷款、境内外融资等
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项目总投资000万元，建设投资00万元，其中固定资产投资000万元。第一年用款占00%，第二年用款占00%。
项目年平均利润总额00万元，年平均新增利润总额00万元。项目年平均上缴所得税00万元。项目年平均净利润00万元，项目年平均新增净利润00万元。
【报告价格】此报告为委托项目报告，价格根据具体的要求协商，欢迎来电。
另：提供国家发改委甲、乙、丙级资质
可行性研究报告大纲（具体可根据客户要求进行调整）第一章 研究概述 第一节 研究背景与目标 第二节 研究的内容 第三节 研究方法 第四节 数据来源 第五节 研究结论
一、市场规模
二、竞争态势
三、行业投资的热点
四、行业项目投资的经济性
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第二章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目总论 第一节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目背景
一、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目名称
二、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目承办单位
三、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目主管部门
四、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目拟建地区、地点
五、承担可行性研究工作的单位和法人代表
六、研究工作依据
七、研究工作概况 第二节 可行性研究结论
一、市场预测和项目规模
二、原材料、燃料和动力供应
三、选址
四、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目工程技术方案
五、环境保护
六、工厂组织及劳动定员
七、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目建设进度
八、投资估算和资金筹措
九、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目财务和经济评论
十、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目综合评价结论
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第三节 主要技术经济指标表 第四节 存在问题及建议
第三章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目投资环境分析 第一节 社会宏观环境分析
第二节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目相关政策分析
一、国家政策
二、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业准入政策
三、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业技术政策 第三节 地方政策
第四章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目背景和发展概况 第一节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目提出的背景
一、国家及风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业发展规划
二、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目发起人和发起缘由 第二节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目发展概况
一、已进行的调查研究风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目及其成果
二、试验试制工作情况
三、厂址初勘和初步测量工作情况
四、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目建议书的编制、提出报告用途：发改委立项、政府申请资金、政府申请土地、银行贷款、境内外融资等
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及审批过程
第三节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目建设的必要性
一、现状与差距
二、发展趋势
三、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目建设的必要性
四、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目建设的可行性 第四节 投资的必要性
第五章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业竞争格局分析
第一节 国内生产企业现状
一、重点企业信息
二、企业地理分布
三、企业规模经济效应
四、企业从业人数
第二节 重点区域企业特点分析
一、华北区域
二、东北区域
三、西北区域
四、华东区域
五、华南区域
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六、西南区域
七、华中区域
第三节 企业竞争策略分析
一、产品竞争策略
二、价格竞争策略
三、渠道竞争策略
四、销售竞争策略
五、服务竞争策略
六、品牌竞争策略
第六章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业财务指标分析参考
第一节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业产销状况分析
第二节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业资产负债状况分析
第三节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业资产运营状况分析
第四节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业获利能力分析
第五节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业成本费用分析
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第七章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业市场分析与建设规模
第一节 市场调查
一、拟建 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目产出物用途调查
二、产品现有生产能力调查
三、产品产量及销售量调查
四、替代产品调查
五、产品价格调查
六、国外市场调查
第二节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业市场预测
一、国内市场需求预测
二、产品出口或进口替代分析
三、价格预测
第三节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业市场推销战略
一、推销方式
二、推销措施
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三、促销价格制度
四、产品销售费用预测
第四节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目产品方案和建设规模
一、产品方案
二、建设规模
第五节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目产品销售收入预测
第八章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目建设条件与选址方案
第一节 资源和原材料
一、资源评述
二、原材料及主要辅助材料供应
三、需要作生产试验的原料
第二节 建设地区的选择
一、自然条件
二、基础设施
三、社会经济条件
四、其它应考虑的因素 第三节 厂址选择
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一、厂址多方案比较
二、厂址推荐方案
第九章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目应用技术方案 第一节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目组成 第二节 生产技术方案
一、产品标准
二、生产方法
三、技术参数和工艺流程
四、主要工艺设备选择
五、主要原材料、燃料、动力消耗指标
六、主要生产车间布置方案 第三节 总平面布置和运输
一、总平面布置原则
二、厂内外运输方案
三、仓储方案
四、占地面积及分析 第四节 土建工程
一、主要建、构筑物的建筑特征与结构设计
二、特殊基础工程的设计
三、建筑材料
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四、土建工程造价估算 第五节 其他工程
一、给排水工程
二、动力及公用工程
三、地震设防
四、生活福利设施
第十章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目环境保护与劳动安全
第一节 建设地区的环境现状
一、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目的地理位置
二、地形、地貌、土壤、地质、水文、气象
三、矿藏、森林、草原、水产和野生动物、植物、农作物
四、自然保护区、风景游览区、名胜古迹、以及重要政治文化设施
五、现有工矿企业分布情况
六、生活居住区分布情况和人口密度、健康状况、地方病等情况
七、大气、地下水、地面水的环境质量状况
八、交通运输情况
九、其他社会经济活动污染、破坏现状资料
十、环保、消防、职业安全卫生和节能
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第二节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目主要污染源和污染物
一、主要污染源
二、主要污染物
第三节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目拟采用的环境保护标准
第四节 治理环境的方案
一、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目对周围地区的地质、水文、气象可能产生的影响
二、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目对周围地区自然资源可能产生的影响
三、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目对周围自然保护区、风景游览区等可能产生的影响
四、各种污染物最终排放的治理措施和综合利用方案
五、绿化措施，包括防护地带的防护林和建设区域的绿化 第五节 环境监测制度的建议 第六节 环境保护投资估算 第七节 环境影响评论结论 第八节 劳动保护与安全卫生
一、生产过程中职业危害因素的分析
二、职业安全卫生主要设施
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三、劳动安全与职业卫生机构
四、消防措施和设施方案建议
第十一章 企业组织和劳动定员 第一节 企业组织
一、企业组织形式
二、企业工作制度
第二节 劳动定员和人员培训
一、劳动定员
二、年总工资和职工年平均工资估算
三、人员培训及费用估算
第十二章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目实施进度安排 第一节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目实施的各阶段
一、建立 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目实施管理机构
二、资金筹集安排
三、技术获得与转让
四、勘察设计和设备订货
五、施工准备
六、施工和生产准备
七、竣工验收
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第二节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目实施进度表
一、横道图
二、网络图
第三节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目实施费用
一、建设单位管理费
二、生产筹备费
三、生产职工培训费
四、办公和生活家具购置费
五、勘察设计费
六、其它应支付的费用
第十三章 投资估算与资金筹措
第一节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目总投资估算
一、固定资产投资总额
二、流动资金估算 第二节 资金筹措
一、资金来源
二、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目筹资方案 第三节 投资使用计划
一、投资使用计划
二、借款偿还计划
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第十四章 财务与敏感性分析 第一节 生产成本和销售收入估算
一、生产总成本估算
二、单位成本
三、销售收入估算 第二节 财务评价 第三节 国民经济评价 第四节 不确定性分析
第五节 社会效益和社会影响分析
一、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目对国家政治和社会稳定的影响
二、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目与当地科技、文化发展水平的相互适应性
三、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目与当地基础设施发展水平的相互适应性
四、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目与当地居民的宗教、民族习惯的相互适应性
五、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目对合理利用自然资源的影响
六、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目的国防效益或影响
七、对保护环境和生态平衡的影响
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第十五章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目不确定性及风险分析
第一节 建设和开发风险 第二节 市场和运营风险 第三节 金融风险 第四节 政治风险 第五节 法律风险 第六节 环境风险 第七节 技术风险
第十六章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业发展趋势分析
第一节 我国风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业发展的主要问题及对策研究
一、我国风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业发展的主要问题
二、促进风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业发展的对策 第二节 我国风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业发展趋势分析
第三节 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业投资机会及报告用途：发改委立项、政府申请资金、政府申请土地、银行贷款、境内外融资等
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发展战略分析
一、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业投资机会分析
二、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业总体发展战略分析
第四节 我国 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业投资风险
一、政策风险
二、环境因素
三、市场风险
四、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业投资风险的规避及对策
第十七章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目可行性研究结论与建议
第一节 结论与建议
一、对推荐的拟建方案的结论性意见
二、对主要的对比方案进行说明
三、对可行性研究中尚未解决的主要问题提出解决办法和建议
四、对应修改的主要问题进行说明，提出修改意见
五、对不可行的项目，提出不可行的主要问题及处理意见
六、可行性研究中主要争议问题的结论
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第二节 我国风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目行业未来发展及投资可行性结论及建议
第十八章 财务报表 第一节 资产负债表 第二节 投资受益分析表 第三节 损益表
第十九章 风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目投资可行性报告附件、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目位置图 2、主要工艺技术流程图 3、主办单位近5 年的财务报表、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目所需成果转让协议及成果鉴定、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目总平面布置图 6、主要土建工程的平面图 7、主要技术经济指标摘要表、风力发电机用高性能烧结钕铁硼磁项目投资概算表 9、经济评价类基本报表与辅助报表 10、现金流量表
报告用途：发改委立项、政府申请资金、政府申请土地、银行贷款、境内外融资等
北京智博睿信息咨询有限公司 、现金流量表 12、损益表、资金来源与运用表 14、资产负债表 15、财务外汇平衡表 16、固定资产投资估算表 17、流动资金估算表 18、投资计划与资金筹措表 19、单位产品生产成本估算表 20、固定资产折旧费估算表 21、总成本费用估算表、产品销售（营业）收入和销售税金及附加估算表
钒钛粉烧结性能研究 篇3
本文对黑建龙新开发使用的几种矿粉 (俄罗斯钒钛粉、国内铁精粉、硼铁粉、毛塔粉) 进行了同化性、液相流动性、粘结相强度、连晶固结强度等烧结基础特性研究, 以此了解这几种矿粉的高温行为和作用, 同时明确其与普通铁矿粉的差别, 从而为矿粉的优化配比提供有力的技术依据。
2 试验材料的化学成分
本试验所涉及4种矿粉的化学成分如表1所示。
%
3 试验结果及分析
3.1 同化性的比较
铁矿粉的同化性是通过测定铁矿粉与CaO接触面发生反应 (产生熔化特征) 的温度来评价。实验采用微型烧结法。将CaO和矿粉磨成细粉状, 在一定压力下分别压制成小饼试样, 然后将矿粉小饼置于CaO小饼之上, 放入微型烧结装置, 在空气气氛下, 按照烧结温度曲线进行焙烧。以矿粉小饼的开始熔化为其同化特征, 测定不同铁矿粉达到这一同化特征的温度, 由此评价不同矿粉的同化性能。
实验测得这几种矿的同化温度比较见表2, 4种料的同化性排序为:普通精粉>钒钛粉>毛塔粉>硼铁粉。同化性能也就是铁矿粉与氧化钙的反应能力, 如果同化性弱则意味着不能形成低熔点的液相, 也就不利于铁矿粉的液相粘结, 就会导致烧结矿强度下降;同时由于铁酸钙的形成能力太低, 也会影响烧结矿还原性的改善。但是同化性太强的话也不好, 会在烧结过程中产生大量的液相, 导致起固结骨架作用的核矿石减少合料层透气性恶化, 从而影响烧结矿的产量。
普通矿的同化温度均在1220℃, 4种铁精粉的同化温度比普通矿粉的同化温度至少高50℃, 表明这4种精矿粉与氧化钙的反应能力较弱, 即黑龙江建龙烧结用的3种精矿粉同化性能均较差。
3.2 液相流动性的比较
铁矿粉的液相流动性采用“基于流动面积的粘度测定法”。将试样压成小饼, 在高温下焙烧, 随温度的升高, 试样开始形成低熔点化合物, 当烧结温度达到该化合物的熔点时试样开始瘫软, 液相开始生成, 随着温度的继续升高, 过热度增大, 液相逐渐成流动状态, 实验结束后, 取出冷却的试样小饼, 根据流动后的面积来确定其流动性。本文用“流动性指数”来确定铁矿石的液相流动性能。流动性指数= (试样流动后的面积-试样原始的面积) /试样原始的面积。
实验采用微型烧结法, 加热炉采用二钼化硅加热炉, 考虑低温烧结原则, 实验温度定在1280℃, 根据高碱度烧结矿的对粘附粉的碱度要求及考虑物料偏析, 实验碱度控制在4.0。
实验测得这4种矿的流动性见表3, 在相同的实验条件下, 普通精粉的流动性比其他三种矿的流动性大很多。普通铁精粉的流动性非常大, 这也符合其同化性最强熔点最低的特点, 因为熔化温度低的矿粉在相同条件下液相过热度就大, 这就有利于降低液相得黏度, 从而增加液相流动性。同化性温度低主要由于其含硅量比较大, 与氧化钙的反应能力强, 易于生成液相, 对流动性也会有较大影响。但过多的使用普通铁精粉会导致粘结相过度流动, 会使烧结矿出现多孔薄壁结构, 从而影响烧结矿的固结强度, 所以使用比例不易过多。含钒精粉的流动性中等, 普通精粉的流动性次之。这也符合同化性和熔化温度的关系。这还与其化学成分有关, 钒钛铁精粉的硅含量较低, 形成的液相量少, 且其中的钛和氧化钙生成钙钛矿, 不利于液相的流动。海砂的流动性很小, 几乎为零。
综上所述:4种矿粉中, 普通铁精粉的液相流动性是最好的, 为了提高流动性可以增加其配入量, 但为了防止出现流动性过大的情况, 其配入量也不宜过大。相比而言含钒精粉的流动性小些, 为中等。从流动性的角度考虑其配入量可以适当增加, 而毛塔精粉和硼铁粉的流动性很差, 为了使用这些矿粉可以把这4种矿粉与普通铁精粉搭配着使用, 以达到合适的流动性。
3.3 连晶固结强度的比较
在实际的烧结过程中某些区域因为偏析CaO FeO含量很少, 不足以产生铁酸钙液相或其他硅酸盐液相, 因此, 这部分区域铁矿粉之间有可能通过发展连晶来获得固结强度。
具体做法:本试验采用微型烧结法进行烧结, 用测定烧结后小饼抗压的方法来比较矿粉连晶性能的大小。烧结时间对矿粉的连晶性能也时有很大影响的。所以, 本试验设计小饼在高温区的停留时间分别为3 min和5 min, 用以对比时间对连晶固结强度的影响 (表4) 。
Á在相同的实验条件下, 通过连晶作用的矿粉的固结强度, 普通精粉>硼铁粉>钒钛粉>硼铁粉。普通精粉由于是典型的磁铁矿, 所以连晶固结强度较好。其他三种钒钛粉的固结强度相差不大, 4种矿粉随着烧结时间的增加, 固结强度都有不同幅度的增加。
3.4 粘结相强度的比较
粘结相强度性能是指铁矿石在烧结过程中形成的液相对其周围的矿石进行固结的能力。它对烧结矿的强度有着至关重要的影响。因为对非均质烧结矿而言, 烧结过程中的矿石在固结主要由粘结相来完成。
具体做法:本试验采用微型烧结法进行烧结, 实验温度定在1280℃, 通过测定粘附粉试样烧结后的抗压强度 (压溃时所对应的最小压力) 来评价各种铁矿石的粘结相自身强度。首先, 在相同二元碱度条件下, 测定和比较4种矿粉的粘结相强度:其次, 对每种矿粉按不同的碱度配成粘附粉, 测定其粘结相的自身强度 (表5) 。
从表5可以看出, 黑龙江建龙的这4种矿粉的粘结相强度随碱度的变化情况分成两类, 一类是随碱度的升高, 强度不断增大, 如毛塔粉和含钒铁精粉;主要是这两种矿粉的赤铁矿的含量相对较高, 随着碱度的升高, 液相量增多, 铁酸钙增多, 使得粘结相得强度不断增大。一类是随碱度的升高, 粘结相强度先增大后降低, 如普通铁精粉和硼铁粉。主要原因是当碱度过高, 促使硅酸二钙和铁酸二钙的生成, 从而导致粘结相得强度有所降低。在相同2.0碱度下, 粘结相强度含普通铁精粉>钒铁精粉>毛塔粉>硼铁粉。矿粉的同化性, 若同化性弱, 则在正常的烧结温度和时间下, 产生的液相量少, 这对于烧结矿的粘结是不利的。如果矿粉的液相流动性小, 则液相的粘结范围小, 粘结相得强度低, 反之, 若流动性过大, 则对其周围的物料粘结层厚度会变薄, 粘结相得强度也会变低, 因此合适的液相流动性才能保证较高的粘结相强度。
4 结论
通过对黑龙江建龙烧结4种矿粉的基础性能检测, 可以得出如下结论: (1) 普通铁精粉的基础性能比其他三种钒钛粉要好很多, 这也是钒钛粉烧结出现强度差, 粉化高的一个很重要原因。 (2) 含钒铁精粉与毛塔粉的基础性能基本相似, 其基础性能相对一般, 含铁品味较低, 同化温度较低, 流动性较差, 烧结过程不适合提高配比, 但亚铁含量较高。
(3) 硼铁粉的基础性能差, 同化性差, 流动性差, 粘结相强度低, 应尽量减少其配比
摘要：随着钢铁冶金市场原料资源竞争激烈, 国内和传统意义上的炼铁原料供应远远不能满足钢铁发展的需要。原料价格的飞涨, 必须考虑降低生产成本的问题。烧结原料的物理、化学性质和烧结工艺参数直接影响烧结矿的产量与质量, 黑龙江建龙的钒钛矿粉与普通的烧结矿粉比, 最主要的优点是使用了含钒钛磁铁矿。钒钛磁铁矿的成球性能比较差, 混合料的透气性不好, 导致垂直燃烧速度慢, 黏结相不充分, 烧结矿的强度差和500℃时低温还原粉化严重, 使烧结返矿率增加, 产量和烧结利用系数大大降低。
关键词：烧结,钒钛粉,同化
参考文献
[1]李云涛.烧结优化配矿系统的研究[D]中南大学, 2004.
烧结性能 篇4
国内外学者对SLS技术做了大量研究,并取得了一些成果。美国学者Kamatchi和Neal等人制备铝粉和聚合物覆膜粉末,进行间接烧结研究[3]。英国学者Hon等人对碳化硅进行间接烧结,研究各工艺参数对烧结件性能的影响[4]。北京隆源自动成型系统有限公司是国内最先从事SLS成型设备的生产、制造、销售的单位,公司还致力于研发新材料和新工艺[5]。国内华中科技大学的史玉升教授团队对SLS技术做了许多研究[6,7,8]。由于SLS间接烧结的成型原理,不同材料的成型件其强度、精度不同。且不锈钢材料在市场使用材料中所占比重较高,因此,研究不锈钢粉末烧结规律有其重要意义。
本文实验在不同的烧结参数下烧结316L不锈钢与环氧树脂混合粉末,测量各个烧结成型的试样的抗压强度和尺寸精度,比较各烧结参数对烧结件质量的影响规律。
1 实验材料
实验材料为金属材料与有机树脂的混合材料。金属材料为316L不锈钢,由南宫市雷公焊接材料有限公司提供; 有机树脂选用环氧树脂E - 12,由广州市新稀冶金化工有限公司提供。其化学成分及性能如表1 和表2 所示。
实验中所采用的混合方法为机械混合,不锈钢与环氧树脂混合比例为质量比94∶ 6,所用设备为行星式球磨机( QM - 3SP4) 。本实验主要烧结设备为激光烧结快速成形系统,型号为HRPS - IIA,由武汉滨湖机电技术产业有限公司生产。该设备中的激光器为连续式CO2激光器,激光波长为10. 6 μm,最大输出功率为50 W。
2 实验方案
在选择性激光烧结成型实验中,影响烧结件性能的因素有众多,主要有: 激光功率,扫描速率,扫描间距,预热温度,铺粉厚度等。为研究各影响因素对烧结件性能的影响规律,本文使用单因素实验法,研究激光功率,扫描速度,扫描间距和铺粉层厚对烧结件的影响。各烧结参数如表3 所示。
每组实验参数烧结9 个试样( 试样为 Φ10 ×10 mm的圆柱体) ,按排列,行和列之间的距离均为3 mm。利用万能试验机测试试样的压缩强度,用游标卡尺测量试样的高度与直径,得出绝对误差。根据测量得出的压缩强度与精度优化烧结参数,研究各影响因素对烧结件质量的影响规律。
注: 表中1 - 2、2 - 1、3 - 3 参数相同,1 - 3、4 - 1 参数相同。
3 实验分析
3. 1 压缩强度分析
为减少实验误差,本文实验在测量试样的压缩强度时,对每组试样中任意3 个样品进行测试,测试结果取其平均值,其测量结果如表3 所示。
根据压缩强度实验得出的数据,得出各影响因素对试样强度的影响。激光功率对试样压缩强度影响曲线如图1 所示,试样压缩强度随激光功率增加而增加,且增加趋势逐渐变缓。激光功率逐渐增大,粉末材料吸收的能量逐渐增多,混合粉末中粘结剂环氧树脂因此熔化越多,更多的液相有利于烧结的进行,并大幅增加了材料原子间的移动,使得烧结件的密度提高。此时,试样的压缩强度会提高。激光功率继续增加时,环氧树脂温度继续升高,超过其熔点,甚至发生汽化,在烧结过程中可看到有白烟出现。由于粉末中的液相趋于饱和,试样压缩强度增大的趋势变缓。
激光扫描速度对试样压缩强度的影响如图2 所示,随着激光扫描速度的提高,试样压缩强度逐渐降低。这是由于激光扫描速度越快,粉末材料对激光能量的吸收越少,导致烧结中的液相变少,不利于烧结成型的完成,烧结件的密度变低,则压缩强度随之降低。
激光扫描间距对试样压缩强度的影响如图3 所示,试样压缩强度随扫描间距的增大而减小。扫描间距的大小影响相邻两行烧结时激光的搭接率[9],扫描间距D大时,则相邻两行激光搭接宽度小、搭接率小,此时,相邻两行之间的粘结度不高,影响成型件强度;反之,扫描间距小时、搭接率大、成型件强度高。
铺粉层厚对试样压缩强度的影响如图4 所示,试样压缩强度随铺粉层厚的增加而减小,这是由激光能量及激光对粉层的穿透能力决定的。铺粉层厚越大时,到达每层底部粉末的激光能量越小,则烧结中下层形成的液相越少,不利于粉层下部分的烧结和层与层之间的粘结。因此,铺粉层厚越大时,试样强度越低。
3. 2 尺寸精度分析
利用游标卡尺对试样进行尺寸测量,得出每个试样的直径与高度尺寸,再与试样的理论尺寸相比,得出其绝对误差。为减少误差,对9 个试样都进行测量,最终得出均值,结果如表3 所示。
烧结试样直径与高度上的绝对误差随激光功率变化曲线如图5 所示,试样直径与高度误差都随激光功率的增大而增大。这是由于激光功率的增加,使得粉末材料吸收更多的激光能量,周围未烧结部分粉末吸收能量,温度达到软化点甚至熔化点后粘结在烧结件四周或底部,影响烧结件精度。随着激光功率的增加,粘结在烧结件四周及底部的材料强度提高,清粉工作无法顺利完成,从而影响烧结试样的尺寸精度。
试样尺寸绝对误差随激光扫描速度的变化曲线如图6所示,其绝对误差随扫描速度的提高而减小。烧结过程中,扫描速度较低时,能量在粉末材料中传递的时间较长,烧结区域周围的粉末温度升高,易发生次级烧结。若次级烧结层的材料密度较低,可以在清粉过程中清除,不影响成型件精度; 若次级烧结层的材料密度较高、厚度较大时,会使烧结件轮廓不清晰,影响烧结件尺寸精度。
试样尺寸绝对误差随激光扫描间距的变化曲线如图7 所示,试样直径尺寸绝对误差随激光扫描间距变化较小,且无明显的变化规律。这是由于粉末材料烧结时,使用分组变向的扫描方式,即先扫描试样外轮廓,再扫描试样内部结构。因此,激光扫描间距的变化对烧结件周围的未烧结粉末的能量吸收影响较小。图中显示试样高度尺寸绝对误差随激光扫描间距的增大而减小。这是由于扫描间距的增大会减少每层扫描次数,则辐射到材料表面的能量减少,传递到烧结件底部的热量减少,减少了底部粉末烧结的可能。
试样尺寸绝对误差随铺粉层厚的变化曲线如图8所示,试样尺寸绝对误差随铺粉层厚的增加而减小。这是由于SLS烧结过程为材料叠加过程,每层的烧结由于机械精度、烧结环境等会产生一些较小的误差,而最终烧结件的误差则是每层烧结时的误差的叠加。烧结试样的尺寸一定,增加铺粉层厚可以减少铺粉次数,即烧结层数,则相应的烧结件的累积误差减小。这种误差的减小只是体现于试样总体高度和直径上,增加层厚会使烧结件表面的阶梯现象更严重。因此,从另一方面,增加层厚会降低烧结件表面精度。
观察所有试样尺寸绝对误差,发现所有绝对误差都为正,即所有烧结试样的尺寸都略大于所设计的零件三维模型尺寸。一般情况下,SLS完成后要对烧结试样进行抛光、打磨等后处理。SLS间接烧结的后处理一般需要进行二次烧结,降解烧结件中的聚合物粘结剂,再渗入特定的金属材料。烧结试样在进行后处理时,会发生收缩现象。因此,在烧结时的正向误差会为后处理提供收缩余量。
4 结束语
本文实验采用单因素实验的方法,以压缩强度和尺寸精度作为衡量指标,研究激光功率、扫描速度、扫描间距、铺粉层厚等因素对烧结件质量的影响规律。通过对研究结果的分析,可得到结论: ( 1) 烧结件强度随激光功率的增大而增大,随激光扫描速度的增大而减小,随扫描间距的增大而减小,随铺粉层厚的增大而减小。( 2) 烧结件尺寸精度随激光功率增大而减小,随扫描速度的增大而提高,随扫描间距的增大而提高。( 3) 烧结件的尺寸精度随铺粉层厚的增大而提高,但表面粗糙度随铺粉层厚的增大而增大。
参考文献
[1]刘伟军.快速成型技术及应用[M].北京:机械工业出版社,2005.
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[5]王科峰,刘国峰,段国庆.选区粉末激光烧结(SLS)技术[J].机械工程师,2005(6):46-47.
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[7]徐林,史玉升,闫春泽,等.选择性激光烧结铝/尼龙复合粉末材料[J].复合材料学报,2008,25(3):25-30.
[8]何文婷,魏青松,刘凯,等.树脂模拟在氧化铝陶瓷SLS/CIP过程中的应用[J].材料科学与工艺,2014,22(4):56-60.
烧结性能 篇5
在钢铁业由微利转为亏损的时代,钢铁企业纷纷把降低原燃料成本,作为降本增效的重要手段。 用低价燃料替代部分价格昂贵的焦粉或洗精煤是降低烧结成本的有效措施之一。兰炭是一种产自陕北神木县的半焦,拥有固定碳高、发热值高和价格相对低廉的特点,如果能将其应用于烧结生产替代焦粉,则可在一定程度上降低烧结矿成本[1,2]。目前国内已有使用兰炭替代焦粉、无烟煤进行烧结,替代洗精煤进行喷煤的应用与试验。针对攀钢典型的物料结构以及高钛型钒钛矿的烧结特性[3,4],在实验室开展了兰炭用于烧结的烧结杯试验,目的在于搞清兰炭的燃烧性能与对产质量指标的影响规律,并进行技术经济评价,为采购与应用提供依据。
2试验条件与方法
2.1试验用原燃料
实验所用的熔剂、燃料的化学成分与粒度组成见表1 - 3。
2.2试验方法
( 1) 生石灰与活性灰加适量水充分消化,紧接着将已消化好的生石灰加入配合料,并补充加水到要求水分,经机械混匀4 ~ 6 min,然后装料至圆筒混合机( Φ600 × 1 200 mm,转速16. 77 rpm) 内制粒5 min,而后装料烧结。
( 2) 烧结试验在 Φ300 × 800 mm烧结杯中进行,点火负压为5 880 Pa,烧结负压11 760 Pa,点火时间2 min。固定料层厚度650 mm,烧结杯铺底料粒度10 ~ 16 mm,铺底料厚度20 mm。
( 3) 试验混合料水分7. 4% ,返矿占新料配比50. 0% 。
2.3试验方案
( 见表4)
2.4评价方法
备注: 含铁物料总配比与高钛型钒钛精矿配比、外配返矿保持不变,只对熔。
为了考察每组试验的综合效果,采用国内外普遍使用的综合指数法[5]。综合指数I = ω1p1+ ω2p2+ … + ωnpn,对于计算个体指数p,高优指标 ( 例如转鼓指数) ,p = X/M; 对于低优指标 ( 例如RDI- 3. 15) ,p = M/X,式中M为试验的最优值与X为实测值。对于烧结试验而言,利用系数、转鼓指数、 固体燃耗、成品率是最重要的试验结果,可以反映出烧结性能,根据专家经验与生产实际,给出各向权值 ω,ISO转鼓指数: 利用系数: 成品率: 固体燃耗 = 30: 30: 20: 20,综合指数越高,效果越好。
3试验结果与分析
3.1兰炭与焦粉、煤粉烧结性能对比分析
3. 1. 1利用系数由表5与图2可见,在烧结输入热值基本一样下,配比焦粉5. 4% 、煤粉6. 0% 、兰炭5% 的条件下,使用兰炭的烧结利用系数远高于焦粉与煤粉,达到1. 549t/( m2. h ) ,高出焦粉0. 177 t / ( m2. h) ,增产幅度12. 93% ; 高出煤粉0. 146 t / ( m2. h) ,增产幅度10. 42% 。主要原因是兰炭的结构处于焦炭与煤炭之间,属于半焦,结构多孔,燃烧性能好,反应活性强,燃点低,燃烧速度快,垂直烧结速度明显快( 见图1) ,而成品率与结晶状况有关,兰炭烧结成品率高于焦粉与煤粉( 见图5) ,而利用系数由烧结速度与成品率共同决定,兰炭的烧结速度高出焦粉与煤粉很多,综合结果是利用系数最高( 见图6) 。
3. 1. 2转鼓指数烧结矿强度主要由矿物组成与结构决定,由表5与图3可见,使用兰炭的烧结矿强度最高,转鼓指数达62% ,比使用焦粉高2. 93个百分点,比使用煤粉高8. 80个百分点,原因是兰炭燃烧性能好,燃烧速度与传热速度趋于同步,燃料燃烧产生的热量立即传给矿石进行矿化反应,而且同步进行,因此燃料利用率高,用于烧结的热量充足而不是被废气带走,烧结液相量增加,液相中以低熔点矿物如高强度的铁酸钙为主; 同时,兰炭燃烧充分,烧结矿氧化度高,Fe O仅5. 64% ,钛赤铁矿( 高强度矿物) 增加,矿物组成与矿相结构都得以改善,由此烧结矿强度提高。
3. 1. 3固体燃耗固体燃耗由成品率和产量决定, 其燃烧机理决定了产质量与成品率,由于使用兰炭燃烧速度快、燃料利用率高,烧结利用系数最高,而成品率高于焦粉与煤粉,由此兰炭组烧结的固体燃耗最低( 见表5与图4) ,仅52. 22 kg /t,比焦粉组低2. 24 kg / t,比煤粉组低5. 59 kg / t。
3. 1. 4成品率由表5与图5可见,使用兰炭烧结矿成品 率72. 49% ,焦粉组71. 25% ,煤粉组75. 29% ,兰炭组的成品率高于焦粉与煤粉,主要原因是强度决定了成品率,兰炭燃烧性能好,传热与燃烧同步,热量分布均匀且利用充分,矿物组成改善, 强度最高而成品率也最高。
3. 1. 5烧结矿粒度组成由表6可见,与焦粉与煤粉组对比,使用兰炭的烧结矿中大粒级含量最高, > 40 mm粒级达到5. 67% ,40 ~ 25 mm粒级达到22. 16% ,由此使用兰炭的烧结矿平均粒度最大,达到17. 87 mm,为三种燃料中最好的。
3. 1. 6综合效果三种燃料对烧结性能指标表现的程度不一样,必须综合评价才知综合效果,采用利用系数、转鼓指数、固体燃耗、成品率综合评价烧结性能,结果是兰炭综合评价指数100,焦粉98. 10,煤粉89. 81,很明显,兰炭用于烧结的综合效果最好, 见表5与图6。
3.2燃料品质对烧结矿品位的影响
由表2可见,兰炭灰分9. 4% ,焦粉灰分13. 85% ,煤粉灰分19. 5% ,用于烧结后必然对烧结矿品位产生一定的影响,在相同铁矿石配比下,理论上使用兰炭的烧结矿品位最高,焦粉次之,无烟煤最低,试验证明亦如此。由表7可见,使用兰炭的烧结矿品位达到49. 04% ,而用焦粉烧 结矿品位48. 84% ,使用煤粉烧结矿品位48. 54% ,区别较明显, 说明使用兰炭后在烧结矿品位一定的条件下可以节约高铁料如进口矿,降低成本; 或在配矿比一定的条件可提高烧结矿品位,从而提高入炉品位与冶炼效果,这正是使用兰炭的另一重要用途。兰炭烧结矿Fe O仅5. 64% 还保正了烧结矿强度与成品率最高的优势,充分说明使用兰炭粘结相以铁酸钙为主,改善了烧结矿质量。
3.3兰炭、焦粉、煤粉技术经济评价
根据目前焦粉、煤粉价格下,兰炭价格暂定850元/t( 市场价 + 运费) 计算本实验配矿与燃料配比条件下的吨烧成本,结果见表8。在配矿比与热值需求相同的条件下,焦粉性价比最低,吨烧成本比煤粉高19. 53元/t,比兰炭高20. 02元/t; 兰炭的性价比最高,获得的烧结矿品位也最最高,说明兰炭的经济使用价值最高。
4结论
( 1) 兰炭与焦粉、无烟煤比较,使用兰炭的烧结利用系数远高于焦粉与煤粉,达到1. 549t/( m2. h) , 高出焦粉0. 177 t/( m2. h) ,增产幅度12. 93% ; 高出煤粉0. 146 t/( m2. h) ,增产幅度10. 42% ; 烧结矿强度最高,转鼓指数达62% ,比使用焦粉高2. 93个百分点,比使用煤粉高2. 40个百分点; 而固体燃耗最低,仅52. 22 kg /t,比焦粉组低2. 24 kg /t,比煤粉组低8. 32 kg /t。综合评价烧结性能,兰炭是三种燃料中最高的。
( 2) 兰炭灰分低,烧结性能好,相同配矿条件下可提高烧结矿品位0. 3 ~ 0. 5% ,也可节约高铁料。 使用焦粉或无烟煤做燃料,改变配矿比将烧结矿品位提高到与兰炭烧结矿品位相当的水平,其烧结性能也是变差的
烧结性能 篇6
本课题组长期从事污泥烧结页岩砖的研发及推广,并且近年来已经完成了有关力学性能试验,但是对污泥烧结页岩砖的保温隔热性能等有关研究不够深入,而且污泥烧结页岩砖并未全面推广进入市场,阻碍了污泥烧结页岩砖产业发展进度。本文对污泥烧结页岩砖单砖导热系数以及墙体传热系数的研究,可为污泥烧结页岩砖产品的推广应用打下坚实的理论基础[1,2,3]。
1 单砖导热系数测试
1.1 热线法测试导热系数
使用热线法测试材料导热系数是一种非稳态方法。原理是在温度均匀的砖体中放置一根电阻丝为“热线”,通电后电阻丝以恒定功率加热砖体,电阻丝附近的砖体材料的温度将会随时间变化。依据砖体温度随时间变化的关系,即可确定砖体的导热系数[4]。
1.2 计算原理
根据热线法的试验原理,并作了一些数学模型的改进,使用计算机模拟数学模型进行测试。利用仪器提供的热电偶信号输入,可以模拟热线法的数学模型进行测试。从测得的热线温度上升曲线上,按一定时间间隔依次读取热线的温升θi。按式(1)计算修正热线与试样热容量差异后的热线温升:
式中:θi、———热线的测量值温升和修正后温升,℃;
D———热线的直径,m;
L———热线长度,m;
P———热线加热功率,W;
ρh、ρs———热线和试样的密度,kg/m3;
cph、cps———热线和试样的比热容,J(/kg·K)。
ti———测θi时的加热时间,s。
热线的加热功率按式(2)计算:
式中:I———热线加热电流,A;
V———热线段的加热电压,V。
以时间的对数lnt为横坐标,以温升为纵坐标,绘出曲线,确定其线性区域。推荐在曲线的线性区域内,等距选取4~5个测点数据拟合直线方程,求出其斜率A。亦可取直线区域两端测点的数据计算A,但ti应等于60~90s。
按式(4)计算试件的导热系数:
1.3 试验数据分析
本次试验所选用的砖型为圆形孔污泥烧结页岩砖以及矩形孔污泥烧结页岩砖,尺寸分别如图1和图2所示。
通过热线法测得圆形孔污泥烧结页岩砖的导热系数为0.461 W(/m·K),矩形孔污泥烧结页岩砖的导热系数为0.321W(/m·K)。矩形孔污泥烧结砖的导热系数小于圆形孔污泥烧结页岩砖的导热系数,这是由于矩形孔污泥烧结页岩砖传热路径比圆形孔污泥烧结页岩砖复杂,阻碍了多孔砖的传热,说明矩形孔的设计比圆形孔能更加有效地提高多孔砖的热工性能。
2 墙体热工性能测试
2.1 防护热箱法检测墙体传热系数的原理
防护热箱法检测是根据一维稳态传热原理,分别在墙体的两侧建立所需的风速、温度以及辐射条件,这些条件分别由热箱和冷箱提供,墙体传热稳定后,测量箱体内空气温度、墙体表面温度以及箱体导流屏表面温度及输入到计量箱的功率,再通过计算求得墙体的传热系数。防护热箱设备检测墙体传热系数检测设备如图3所示。
装置分为计量箱、防护箱、冷箱和试件框。检测时将墙体砌筑在试件框内,两侧分别安放冷箱和热箱,热箱侧布局为计量箱安装在防护热箱内。冷热箱分别设定检测条件,使箱体内保持稳定的空气温度、气流速度和辐射条件。测量输入防护热箱的功率Qp,减去通过计量箱壁流失的热量Q2和墙体不平衡热流量Q3,就可得到冷热箱的传热功率Q1。通过使计量箱的温度与防护箱内相同,使墙体内的不平衡热流量Q3以及通过计量箱壁损失的热流量Q2均达到最小,可忽略。依据下列公式计算被测墙体的传热阻和传热系数[5,6]:
式中:U———墙体的传热系数,W(/m2·K);
A———热箱的开口面积,m2;
Ta———试件附近的空气温度,K;
Tr'———所有与试件进行辐射换热的表面的辐射平均温度,K;
Ts———试件的表面温度,K;
Tni———试件热侧环境温度,K;
Tne———试件冷侧环境温度,K;
Tm———适合的平均辐射绝对温度,K;
σ———斯蒂芬常数,取5.67×10-8W(/m2·K4);
ε———辐射率;
ε1———导流屏的辐射率;
ε2———试件表面的辐射率;
hr———辐射换热系数,W(/m2·K)。
2.2 测试内容
本次试验共砌筑6面墙体试件,W-1、W-2、W-3采用圆形孔污泥烧结页岩砖砌筑,W-4、W-5、W-6采用矩形孔污泥烧结页岩砖砌筑。砌筑方式采用一顺一丁,如图4所示。不同附加层墙体试件的构造如图5所示,附加层即墙体表面保温或隔热层。
传热系数测试步骤如下:
(1)温度传感器的布置
将墙体表面污渍、外凸的砂浆清理干净。先布置墙体冷面的温度传感器,其布置示意如图6所示。
(2)操作界面的设置
试件安装完毕后,打开计算机,进入“稳态热传递检测系统”软件,点击系统传感器检测按钮,可观测温度传感器的数量和运行情况,设定防护箱和计量箱的温度30℃,冷箱温度为10℃;计量面积为默认值,不需变更;设置稳定时间为360min,平衡时间为360 min,数据采集间隔为30 min,采集次数8次。
2.3 测试结果分析(见表1)
由表1可见,污泥烧结页岩砖墙体的传热系数较小,符合广西地方标准DB 45/221—2007《广西壮族自治区居住建筑节能设计标准》的规定,在节能上存在很大的优势。
对于W-1、W-2、W-3试件,砌筑试件的基层都是圆形孔砖,由于附加层不同(见图5),导致了传热系数有较大的差异。这说明给墙体设置保温层能改善墙体的热工性能。对于W-4、W-5、W-6同样如此。
对于W-1、W-4,W-2、W-5,W-3、W-6,虽然墙体外部构造相同,但是由于砌筑材料不同,墙体传热系数也有较大差别,表明不同孔型的砖对墙体传热系数影响较大,从本次试验中可以得出,矩形孔污泥烧结页岩砖墙体的热工性能比圆形孔污泥烧结页岩砖墙体的热工性能好。
从表1可以看出,每面墙体达到稳定时,墙体冷热表面温差变化不大,主要的差别在于输入计量箱的功率。墙体的热工性能越差,输入计量箱的功率越大。也就说明节能性能越好的墙体,维持特定的环境时耗电量少。
2.4 墙体传热系数理论计算
依据GB 50176—93《民用建筑热工设计规范》以及传热学基本原理,在平行于热流方向,按几层不同材料组成的平壁结构的热阻公式计算[7]:
式中:δj———平行热流方向上各层材料的厚度,m;
λj———平行热流方向上各层材料的导热系数,W(/m·K);
Ri———内表面换热阻,冬季取0.04 m2·K/W;
Re———外表面换热阻,冬季取0.11 m·2K/W。
在垂直于热流方向上,按照几种材料组成的组合壁平均热阻计算公式:
式中:———平均热阻,m·2K/W;
F0———垂直热流方向的总传热面积,m2;
F1、F2、...、Fn———按平行于热流方向划分的各个传热通道的面积,m2;
R0,1、R0,2、...R0,n———各个传热部位的热阻,m·2K/W;
φ———修正系数,按表2取值。
以上计算中,空气间层的热阻值也按表2取值。
墙壁传热阻,传热系数K=1/R0。
根据以上原理,以试件W-6墙体传热过程为例,求解墙体的传热系数。计算单元选取墙体中的1个计算单元及上下左右灰缝各5 mm,如图7所示,对1个计算单元划分传热通道,划分结果如图8所示。
计算参数如下:污泥烧结页岩砖的尺寸为240 mm×115mm×90 mm,干密度为1100 kg/m3、导热系数为0.7 W(/m·K);混合砂浆的导热系数为λ2=0.870 W(/m·K)。试件W-5理论计算结果如表3所示。
污泥烧结页岩砖导热系数为0.7 W(/m·K),混合砂浆导热系数为0.87 W(/m·K),13 mm空气层的当量导热系数为0.089W(/m·K),16 mm空气层的当量导热系数为0.099 W(/m·K),23 mm空气层的当量导热系数为0.141 W(/m·K),39 mm空气层的当量导热系数为0.218 W(/m·K)。
所以取φ=0.96。
用这种方法可计算W-1~W-6的传热系数,结果见表4。
2.5 误差分析
由表1与表4可知,墙体传热系数测试值和理论计算值有一定的误差,主要有以下原因:
(1)在理论计算中,墙体的传热系数是由墙体总热阻求得。墙体的总热阻是由墙体本身的热阻以及内外墙体表面的换热热阻组成,由于墙体表面换热热阻受到墙体材料表面辐射特性、表面粗糙程度、周围空气流动、墙体外表面与周围空气间的温差等因素的影响,是一个复杂的动态过程。通常我们采用的理论计算方法,把墙体的稳态传热看成一个稳定的过程,不受外界影响,其材料的导热系数、空气层的热阻以及内外表面的换热系数都不随外界因素改变而改变,是一种理想化的计算模型。理论计算是按照面积将传热各部分的热阻进行加权平均,这种方法存在很大的局限性,并不能完全反映出稳态传热过程中的热流分布、温度分布等具体情况,不能反映结构发生变化时对其传热过程的影响等。在实际测试中,墙体表面的粗糙程度、周围空气的流动特点及墙体冷表面的冷凝水都会改变墙体表面换热热阻,从而影响冷热表面的换热系数。
(2)在测试过程中,每次组装试件后,合并箱体时箱体的密封程度不一样,可能会造成热量损失,加热器产生的一部分热量用来弥补热量损失,导致加热功率变大,测量结果也会变大。
(3)墙体热传递不仅包括吸热、放热,墙体结构还存在蓄热功能,因此温度在时间上存在延迟现象。在墙体热工性能测试中,墙体的热惰性会影响到动态响应时间,使测得的数据滞后于时间点,就是说,同一时刻所测得墙体的温度值和加热功率,实际在时间上并不一致,在相同时刻流出墙体冷表面的热量与流入墙体热表面的热量也不一致,对数据的精确度产生影响[8]。
3 结论
(1)防护热箱法测试墙体传热系数时,由于热源的存在和密封良好,墙体能较快达到稳态状态。测得的数据与理论计算值相差不大,是一种较为理想的测试墙体热工性能的方法。
(2)提高墙体本身的热阻是减小墙体传热系数,改善墙体节能性最根本的方法。工程中,可通过构造保温层、增加墙体厚度等方法增大墙体结构的热阻。
(3)矩形孔污泥烧结页岩砖导热系数小于圆形孔污泥烧结页岩砖导热系数。矩形孔污泥烧结页岩砖墙体的传热系数要比相同构造的圆形孔污泥烧结页岩砖的传热系数小。在节能上存在很大的优势,建议推广使用矩形孔污泥烧结页岩砖。
摘要：为了研究污泥烧结页岩多孔砖墙体热工性能以及不同孔型的砖体和不同墙体构造的砖墙传热系数差异。通过热线法测定污泥烧结页岩砖导热系数以及通过防护热箱法对6面污泥烧结页岩多孔砖墙体进行传热系数检测。分析结果表明,矩形孔砖墙体热工性能比圆形孔砖墙体热工性能好,两面抹灰的墙体比素砖墙体热工性能好,一面抹灰,另外一面贴聚苯乙烯塑料板的墙体比两面抹灰的墙体热工性能好,保温层导热系数越小,对整个墙体的保温贡献越大。通过试验数据可以得出矩形孔污泥烧结页岩砖传热系数小,保温性能好,建议推广使用。
关键词：污泥烧结页岩多孔砖,热工性能,孔型,导热系数,传热系数
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烧结性能 篇7
关键词：复合保温砌块,数值模拟,热工性能
0 引言
随着墙材革新与建筑节能研究的日益深入和现代建筑技术的发展,墙体自保温砌块的生产与推广应用取得了显著发展。与其它墙体保温形式相比,墙体自保温系统有明显优势[1]:(1)显著提高砌体的保温隔热性能;(2)一次性成型,施工便捷,工程造价较低;(3)墙体保温系统的整体性和耐候性有保障,使用寿命与建筑主体结构一致。目前,夏热冬冷地区常用的墙体自保温砌块主要为蒸压加气混凝土砌块及其衍生产品。该类产品还存在力学强度相对较低,干燥收缩率较大等问题,由此引发的工程质量问题正困扰着各方[2,3,4,5,6]。为解决上述问题,笔者提出研制一种新型的墙体自保温砌块——烧结复合保温砌块。
烧结复合保温砌块以烧结空心砌块为基体,空腔内填充保温材料,保温材料优选泡沫混凝土等无机防火保温材料。这种砌块复合了烧结空心砌块高强度、低收缩率的特点和泡沫混凝土保温性能好的优点。因此,除了具有传统墙体自保温砌块的优点外,烧结复合保温砌块还具有干燥收缩率低,可减少了墙体开裂等工程质量通病;砌块力学强度高,与水泥砂浆的粘结强度高,其外墙饰面施工简单、稳固等优点,将具有广阔的应用前景。本文通过数值模拟研究烧结复合保温砌块的热工性能,设计出孔型合理的烧结复合保温砌块,并通过实验测试进行验证。
1 热工性能的数值模拟与测试方法
表征砌块热工性能的参数很多,如传热系数、热阻、传热阻、当量导热系数等。热阻代表砌块抵抗导热的能力,在稳态传热时,它可以作为砌块保温性能的评价指标。本文以热阻为评价指标,采用数值模拟方法和实测方法对烧结复合保温砌块的热工性能进行研究。
1.1 数值模拟方法
使用有限元软件ABAQUS对烧结复合保温砌块的稳态传热过程进行数值模拟,在计算结果精度满足工程要求的前提下,做出如下假设[7]:
(1)不考虑空气升温及降温过程,直接以30℃和-10℃恒温加载在砌块内外两侧,即稳态传热过程来进行分析;
(2)忽略烧结空心砌块基体与泡沫混凝土芯材的接触热阻;
(3)空气层等效成匀质保温层,其热工性能按GB 50176—93《民用建筑热工设计规范》附表2.4取值。
使用ABAQUS对烧结复合保温砌块热工性能数值模拟时,材料的基本参数如表1所示。
1.2 测试方法
采用GB/T 13475—2008《绝热稳态传热性质的测定标定和防护热箱法》规定的防护热箱法测试烧结复合保温砌块砌体的热阻值。该方法是在试件两侧的箱体(热箱和冷箱)内分别构造第三类边界条件,达到稳定状态后,测量空气温度、试件和箱体内壁的表面温度及输入热箱的功率,计算试件的热工性能。
2 热工性能数值模型
2.1 初始模型热工性能分析
烧结复合保温砌块外观尺寸为290 mm×240 mm×190 mm(长×厚×高),初始孔型如图1所示,孔洞内填充泡沫混凝土作为保温材料。
利用ABAQUS软件对图1所示的模型进行热工性能的数值模拟计算,砌块的热阻值为0.857(m2·K)/W,其热流密度云图如图2所示,颜色由暗至亮表示热流密度不断增加,即导热性能提高,对砌块的保温性能不利。
从图2可以看到,连接内外壁的3条纵肋上的热流密度远大于其周边的泡沫混凝土部位,这是因为烧结空心砌块基体的导热系数比泡沫混凝土高,因此热流易在3条纵肋上集中。3条纵肋直接贯通内外壁,成为内外壁传热的热桥,是影响砌块热工性能的主要因素。
常用的提高复合保温砌块热工性能的方法是断开纵肋形成夹芯型的复合保温砌块[8,9,10]。笔者认为,完成断开纵肋形成夹芯型复合保温砌块,仅靠保温层或少量连接件连接砌块的内外壁,砌块的整体性得不到保障,并且在施工、应用过程中存在一定安全隐患。为进一步提高烧结复合保温砌块热工性能,可尝试以下方案:(1)增加保温层厚度;(2)利用空气层隔断,延长传热路径。本研究通过数值模拟对2种方案进行比较。
2.2 孔型优化设计
在烧结复合保温砌块初始模型基础上,保温层厚度由120 mm增加至140 mm得到模型2,截面如图3所示;保温层两侧各增加1排10 mm厚的空气层得到模型3,截面如图4所示。2种模型的孔洞率基本一致,热阻值经数值模拟计算分别为0.941(m2·K)/W和0.995(m2·K)/W,热流矢量图分别如图5和图6所示。
与初始模型相比,模型2的热阻值增大了9.8%,模型3的热阻值增加幅度更明显,为16.1%。这是因为模型2在稳态传热时,热流方向基本沿砌块厚度方向传导,传热路径相对较短;而在模型3中,在3条纵肋与空气层交叉处增加了沿垂直厚度方向的横向热流,使热流传导路径延长,有利于增加砌块的热阻。
模型2和模型3的数值模拟结果,说明在保持烧结空心砌块孔洞率相同的前提下,延长传热路径比增加保温层厚度具有更明显的改善砌块热工性能的效果。为更进一步提高烧结复合保温砌块热工性能,在模型3的基础上继续增加2排空气层得到模型4,孔型尺寸如图7所示。模型4的热阻值经数值模拟计算为1.114(m2·K)/W,数值模拟得到的热流矢量图如图8所示。
模型4的热阻值较初始模型增大了30.0%,较模型3增大了12.0%,这是由于继续增加2排空气层后,传热路径进一步延长,稳态传热时砌块中的横向热流进一步增多,增加了传热难度,砌块的热阻值进一步增加。因此,选择模型4为烧结复合保温砌块最终孔型。
2.3 灰缝对烧结复合保温砌块热工性能的影响
烧结复合保温砌块应用时采用普通水泥砂浆砌筑,砌筑灰缝宽度为10 mm。对烧结复合保温砌块砌体热工性能进行数值模拟计算时,为减少计算量,取砌体的最小单元:1块砌块+上下左右各5 mm砌筑砂浆+内外侧各20 mm抹灰砂浆。在一定温差作用下,传热达到稳定时,砌体单元的热流密度云图如图9所示,经计算其热阻值为0.887(m2·K)/W,与模型4的数值模拟结果相比下降20.4%。因此,灰缝对烧结复合保温砌块的热工性能影响较大,减小灰缝影响是下一步研究工作的重点。
3 热工性能验证
使用普通砌筑砂浆将烧结复合保温砌块(见图10)按测试要求砌筑成1.5 m×1.5 m砌体,控制砌筑灰缝为10 mm,砌体内外侧各抹20 mm厚的抹灰砂浆,形成热工性能测试用试件(见图11)。试件经自然养护28 d后,使用防护热箱热传递性质检测系统(见图12)进行测试。测试得到试件的热阻值为0.920(m2·K)/W,与数值模拟计算结果相差约为4%,可见数值模拟法计算结果具有很高的准确性。
4结论
使用ABAQUS有限元软件对烧结复合保温砌块的热工性能进行数值模拟,通过分析模拟结果设计出合理的砌块孔型,并对数值模拟计算结果进行试验验证,得出以下结论:
(1)延长传热路径可有效提高烧结复合保温砌块的保温性能,模型4的理论热阻值高达1.114(m2·K)/W;
(2)灰缝对烧结复合保温砌块砌体的热工性能影响较大,解决灰缝热桥能够显著提高砌体的热工性能;
(3)试验测试证明,数值模拟具有很高的准确性,误差在4%以内。
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巴西高硅粉烧结性能试验研究 篇8
随着钢铁工业的发展, 世界铁矿石资源日益贫化, 铁品位高、脉石含量少的优质铁矿石资源越来越少, 给烧结、炼铁生产带来了一定难度[1]。宝钢顺应市场变化, 掌握了一些品位在55%左右、SiO2含量在12%左右的进口铁矿资源。由于这些铁矿石硅含量高, 其推广应用受到限制[2]。因此, 宝钢资源有限公司与相关科研院所开展合作, 研究此类高硅低铁矿的基础物化性能、烧结性能, 对其在烧结生产中的推广应用具有重要的意义和实用价值。本文以巴西某高硅粉为主要研究对象, 以国内某钢铁厂烧结生产条件为基准, 系统研究了高硅粉的烧结性能, 为其推广应用提供了技术支撑, 达到了“技术搭台, 贸易唱戏”的良好效果[3]。
2 原料物化性能
2.1 化学成分
所用原料的化学成分如表1所示, 巴西高硅粉的其他微量元素见表2, Fe和Si的物相分布见表3。
由表1~表3可知:
(1) 高硅粉为赤铁矿, 其SiO2较高, 达到12.38%, TFe略低, 仅为58.81%, Al2O3为1.56%, 杂质含量都比较低。高硅粉Fe主要为赤铁矿 (97.40%) 形式存在;Si主要以游离态二氧化硅 (91.03%) 形式存在。
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/%
(2) 其他8种铁矿石中, 毛粉为磁铁矿 (FeO21.12%) , 杨迪、MAC和PB以褐铁矿为主, 其余4种均为赤铁矿类型;卡粉和IOC的铁品位 (TFe) 较高, 在64.81%以上;卡粉的SiO2较低, 仅1.62%;毛粉的SiO2较高, 为9%[4]。
2.2 物理性能
所用原料的粒度组成如表4所示。
由表4可知:
(1) 从粒度组成来看, 高硅粉的平均粒度为2.06mm, 与CSN和PB粉比较接近;而毛粉的平均粒度仅为0.96mm, 高硅粉比毛粉的粒度粗。
(2) 其他8种铁矿石中:杨迪矿粒度最粗, 平均粒度达到了8.11mm, +8mm含量达到了59.76%, -0.5mm含量仅为5.18%;南非矿次之, 平均粒度为4.18mm, 粒度主要集中在1~8mm;IOC粒度最细, 平均粒度仅为0.31mm, -0.5mm占了91.05%;其次为毛粉, 平均粒度为0.96mm, -0.5mm占64.92%。
3 试验研究方法
本文主要采用烧结杯试验方法, 具体流程如下页图1所示, 烧结杯试验工艺参数见表5[5,6,7]。
4 高硅粉的烧结性能
4.1 试验方案
以国内某烧结厂生产采用的包含毛粉的典型烧结配矿方案为基准, 采用高硅粉完全替代毛粉作为配矿方案1;在保证混匀矿主要成分 (TFe、SiO2、Al2O3、LOI) 基本不变的情况下, 逐步提高高硅粉的比例, 设计了方案2~方案4。试验具体的配矿方案见表6。按R2.19、MgO2.0%, 生石灰5%, 返矿外配40%进行配料计算, 各方案的烧结矿成分见表7。
/%
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4.2 基准烧结试验
基准方案在不同工艺参数条件下的烧结杯试验结果如表8所示。
由表8可以看出:
(1) 在焦粉配比为5.6%时, 混合料水分由6.5%增加到7.0%, 烧结速度加快, 成品率和转鼓强度提高, 利用系数提高, 各项指标变好;水分继续提高, 各项指标有恶化的趋势。
(2) 在混合料水分7.0%时, 焦粉配比由5.0%提高到5.3%, 各项指标明显变好;继续提高到5.9%, 烧结速度和利用系数有所波动, 成品率提高, 转鼓强度先升后降。
(3) 根据烧结试验结果, 确定基准方案最佳的混合料水分为7.0%, 燃料配比为5.6%, 此时转鼓强度为72.07%、利用系数为1.78t/ (m2?h) 。
4.3 高硅粉替代毛粉的烧结试验
高硅粉替代毛粉 (方案1) 的烧结试验结果如表9所示。
由表8和表9可以看出:用高硅粉替代毛粉进行烧结, 烧结适宜的工艺参数和产质量指标基本相当。
4.4 高硅粉配比优化烧结试验
4.4.1在相同工艺参数条件下
在基准方案最佳的工艺参数条件下, 研究了高硅粉配比对烧结指标的影响, 见表10。
由表4~表10可以看出, 在相同工艺参数条件下:
(1) 方案2与基准对比, 高硅粉配比由0增加到3%, 烧结速度降低, 成品率有所提高, 利用系数降低, 转鼓强度降低, 整体指标有所恶化。
(2) 方案3与基准相比, 高硅粉配比由0增加到6%, 在焦粉配比为5.6%时, 烧结指标基本相当;在焦粉配比5.3%时, 烧结速度减慢, 利用系数降低, 转鼓强度略有降低。
(3) 方案4与基准相比, 高硅粉配比由0增加到10%, 烧结速度加快, 利用系数略有提高, 转鼓强度降低。
综合对比, 高硅粉的配比在6%~10%较为适宜。
4.4.2工艺参数优化试验
为了研究高硅粉比例升高以后烧结适宜工艺参数的变化规律, 针对方案3和方案4进行了工艺参数优化试验, 结果见表11。
由表11可以看出:
(1) 对于方案3, 在焦粉配比5.6%时, 混合料水分由6.5%提高到7.5%, 烧结速度加快, 成品率和转鼓强度略有降低;在混合料水分为7.0%时, 焦粉配比由5.3%提高到5.9%, 转鼓强度先升后降, 成品率和利用系数提高;方案3适宜的混合料水分为6.5%, 焦粉配比为5.6%, 此时烧结速度为24.73mm/min, 转鼓强度为72%, 利用系数为1.73t/ (m2?h) , 与基准方案指标相当。
(2) 对于方案4, 在焦粉配比5.6%时, 混合料水分由6.5%提高到7.5%, 成品率呈升高趋势, 其余指标先升后降;在混合料水分为7.0%时, 焦粉配比由5.3%提高到5.9%, 转鼓强度先升后降, 烧结速度和利用系数提高;方案4适宜的混合料水分为7.0%, 焦粉配比为5.6%, 此时烧结速度为26.15mm/min, 转鼓强度为71.07%, 利用系数为1.83t/ (m2?h) , 除转鼓强度略低外, 其余指标均优于基准方案。
4.5 烧结矿粉化性能对比
检测了各方案在混合料水分为7.0%、焦粉配比为5.6%的条件下制备出的烧结矿的低温粉化性能, 结果如表12所示。
由表12可知:基准方案制备的烧结矿RDI+3.15为67.48%, 属于中等水平;采用方案1~方案4制备的烧结矿, 其低温粉化性能要略优于基准方案, 说明使用高硅粉不会对烧结矿的还原粉化性能产生不利影响。
/%
5 结论
(1) 研究所用高硅粉SiO2较高 (12.38%) 、TFe略低 (58.81%) 、Al2O3适中 (1.56%) 、杂质含量低;而且Fe主要以赤铁矿形式存在, Si主要以游离的SiO2形式 (石英) 存在。
(2) 在本文的配矿和试验条件下, 用高硅粉替代毛粉, 烧结适宜的工艺参数和产质量指标基本相当;但烧结矿的SiO2要增加0.19个百分点, TFe降低0.44个百分点。
(3) 在保证混匀矿主要成分相当的情况下, 通过增加高铁低硅铁矿的比例, 高硅粉的比例可以提高到6%~10%, 烧结产质量指标基本相当, 且烧结矿的低温粉化性能还略有改善。
(4) 配加高硅粉进行烧结是完全可行的, 其适宜配比需要结合烧结矿化学成分的要求和原料条件确定。
摘要：本文采用烧结杯试验方法研究了巴西某高硅粉的烧结性能。研究发现:该高硅粉除SiO2较高 (12.38%) 外, 其余杂质含量低;在保证烧结矿化学成分和其他产质量指标的情况下, 高硅粉可以配加到6%10%。此时, 适宜的混合料水分和燃料配比基本相当, 烧结速度可达24.73mm/min以上, 转鼓强度达71%以上, 利用系数在1.73t/ (m2?h) 以上。
关键词：高硅粉,烧结性能,优化配矿
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