鍍鋅鋼板點(diǎn)焊的工藝性能及釩鈦磁鐵精礦高鐵低硅燒結(jié)試驗(yàn)研究

攀鋼技術(shù)·17·鍍鋅鋼板點(diǎn)焊的工藝性能SpotWeldingTechnologyofZinc-CoatedSteels摘要：為提高鍍鋅鋼板點(diǎn)焊接頭的質(zhì)量，對(duì)普通冷軋鋼板、電鍍鋅鋼板和兩種鍍鋅層厚度不同的熱鍍鋅鋼板進(jìn)行了一組點(diǎn)焊工藝及接點(diǎn)強(qiáng)度試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了計(jì)算機(jī)回歸分析，分別得出了這幾種材料在不同的焊接電流、焊接時(shí)間下的點(diǎn)焊熔核直徑或接頭拉剪強(qiáng)度變化曲線以及點(diǎn)焊飛濺臨界曲線.根據(jù)對(duì)上述試驗(yàn)結(jié)果的分析和比較，提出了鋅鍍鋼板點(diǎn)焊時(shí)焊接電流、焊接時(shí)間和電極壓力等參數(shù)的選用原則，并對(duì)幾種鍍鋅鋼板給出了相應(yīng)的點(diǎn)焊規(guī)范范圍.關(guān)鍵詞：鍍鋅鋼板；點(diǎn)焊工藝；接頭拉剪強(qiáng)度Abstract：Aseriesofspotweldingtechnologyandjointtensile-sheartestsforuncoatedlowcarbon,electroplatedandtwokindsofhotdippedzinc-coatedsteelsweremadetoimprovethequalityofspotweldingjointforzinc-coatedsteels.Thetestresultswereanalyzedwithcomputerregressivemethod.Theeffectsofweldingcurrentortimeonnuggetdiameterorjointtensile-shearstrengthandcriticalcurvesinsplashgenerationforspotweldingwereobtained.Byanalyzingandcomparingtheabovetestresults,thespecialdemandsforweldingcurrentandtimeandpressureinthespotweldingofzinc-coatedsteelswereputforward.Therelevantspotweldingparametersforeverykindofzinc-coatedsteelswereproposed.

Keywords：zinc-coatedsteels;spotweldingtechnology;jointtensile-shearstrength在當(dāng)前的汽車制造業(yè)中，為了提高產(chǎn)品的使用壽命，增強(qiáng)材料的抗腐性能，常采用鍍鋅鋼板.而在這些產(chǎn)品的裝配和制造中，往往會(huì)用到電阻點(diǎn)焊方法，由于鍍鋅鋼板表面鋅層的熔點(diǎn)很低、硬度也低，給點(diǎn)焊帶來(lái)一定的困難［1］.為了在需點(diǎn)焊加工的產(chǎn)品上推廣使用鍍鋅鋼板，并保證其焊接質(zhì)量，本文對(duì)普通冷軋鋼板、電鍍鋅鋼板和兩種不同鋅層厚度的熱鍍鋅鋼板進(jìn)行了一系列點(diǎn)焊工藝及力學(xué)性能試驗(yàn)，并通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的數(shù)據(jù)處理和理論分析，找出了幾種材料點(diǎn)焊工藝性能上的差異，得出了一套合適的點(diǎn)焊焊接規(guī)范范圍.1試驗(yàn)和結(jié)果1.1材料

本試驗(yàn)選用的材料如表1所示，試樣尺寸為100mm×25mm×0.8mm.表1試驗(yàn)材料

Tab.1Materialsfortest材料(代號(hào))鍍鋅層厚度/(g.m-2)正拉強(qiáng)度/MPa普通冷軋鋼板(A)-225.0電鍍鋅鋼板(B)20287.5熱鍍鋅鋼板(C)100284.0熱鍍鋅鋼板(D)140290.01.2儀器及設(shè)備

試驗(yàn)用SO462型點(diǎn)焊機(jī)，配PERTRONTIM-400型微電腦電阻焊控制器，測(cè)電流用MM-316A型焊接監(jiān)控儀.1.3焊接電流變化對(duì)點(diǎn)焊接頭性能影響試驗(yàn)

首先，保持通電時(shí)間tw和焊接壓力Fw不變(tw=0.2s,Fw=2.0kN),改變焊接電流I大小，分別對(duì)A～D4種試樣各進(jìn)行了一組點(diǎn)焊工藝及接頭拉剪試驗(yàn)(每一電流下3個(gè)或3個(gè)以上試樣)，測(cè)得不同焊接電流下焊點(diǎn)的熔核直徑d及拉剪斷裂載荷Ft，并在計(jì)算機(jī)上對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行非線性回歸分析，得出了每種材料的d-I及Ft/F-I擬合曲線，如圖1和圖2所示(由于4種試驗(yàn)材料的母材強(qiáng)度不同，為便于比較，曲線縱坐標(biāo)用焊點(diǎn)拉剪斷裂載荷與母材試樣拉伸斷裂載荷的比值Ft/F來(lái)表示).圖1點(diǎn)焊熔核直徑與焊接電流關(guān)系的擬合曲線Fig.1Effectsofweldingcurrentonnuggetdiameter圖2點(diǎn)焊接頭拉剪強(qiáng)度與焊接電流關(guān)系的擬合曲線Fig.2Effectsofweldingcurrentonjointtensile-shearstrength

試驗(yàn)中，每種材料焊接電流的上、下限如表2所示，其下限是不產(chǎn)生焊點(diǎn)拉開(kāi)(此時(shí)點(diǎn)焊接頭拉剪斷裂都是在熔核外HAZ處)的最大電流，上限為產(chǎn)生內(nèi)部飛濺的最小電流.表2點(diǎn)焊焊接電流上、下限及對(duì)應(yīng)的熔核尺寸、接頭強(qiáng)度Tab.2Maximumandminimumspotweldingcurrentandcorrespondingnuggetdiameterandjointtensile-shearstrength材料Imin/kAdmin

/mmminImax

/kAdmax

/mmmaxA5.53.20.28.15.70.47B7.75.70.3610.36.90.57C9.35.750.4811.37.10.66D9.36.10.5211.87.40.661.4飛濺臨界曲線測(cè)定圖3是在改變焊接電流和電極壓力情況下，進(jìn)行點(diǎn)焊工藝試驗(yàn)后測(cè)得的A～D材料的飛濺臨界曲線.圖3點(diǎn)焊飛濺臨界曲線Fig.3Criticalcurvesinsplashgenerationforspotwelding1.5焊接時(shí)間變化對(duì)點(diǎn)焊接頭性能影響試驗(yàn)

為了了解焊接時(shí)間tw對(duì)各種材料點(diǎn)焊接頭強(qiáng)度的影響，在焊接電流和焊接壓力基本不變的條件下，進(jìn)行點(diǎn)焊工藝及接頭強(qiáng)度試驗(yàn)，其結(jié)果見(jiàn)圖4.圖4點(diǎn)焊接頭抗剪強(qiáng)度與焊接時(shí)間的關(guān)系Fig.4Effectsofweldingtimeonjointtensile-shearstrength2結(jié)果分析與討論2.1點(diǎn)焊熔核尺寸和接頭強(qiáng)度隨焊接電流變化的規(guī)律

從圖1和圖2可見(jiàn)，材料A～D點(diǎn)焊接頭拉剪強(qiáng)度隨焊接電流變化的規(guī)律及熔核尺寸隨焊接電流變化的規(guī)律都存在明顯的差別.對(duì)于材料A和B，當(dāng)焊接電流從最小值開(kāi)始增加時(shí)，曲線經(jīng)過(guò)快速上升和平穩(wěn)上升兩個(gè)階段后達(dá)到最大值，即隨著焊接電流的增加，熔核直徑不斷增加，接頭拉剪強(qiáng)度也不斷提高，但當(dāng)焊接電流達(dá)到一定值后，由于加熱膨脹，在焊接壓力作用下金屬塑性變形形成密封熔核的塑性環(huán)，且熔核以外工件發(fā)生翹離，從而使熔核直徑趨于穩(wěn)定，基本保持不變［2］；而接頭拉剪強(qiáng)度則不同，當(dāng)它達(dá)到最大值后，再增加焊接電流.由于熔核金屬過(guò)熱會(huì)產(chǎn)生飛濺或壓痕過(guò)深，使接頭強(qiáng)度反而下降.由圖可見(jiàn)：這兩種材料的d-I及Ft/F-I曲線近似于拋物線型.材料C和材料D的d-I及Ft/F-I曲線為單調(diào)上升的對(duì)數(shù)曲線，即隨著焊接電流的增加，熔核直徑及接頭拉剪強(qiáng)度幾乎呈線性增加，即使在產(chǎn)生飛濺后再增加焊接電流，熔核直徑和接頭強(qiáng)度隨焊接電流的上升速率并無(wú)減緩，不像材料A或材料B那樣有一個(gè)趨于穩(wěn)定或下降趨勢(shì).分析表明：這是由于熱鍍鋅鋼板表面的鋅層較厚，在點(diǎn)焊電流和壓力作用下，一部分低熔點(diǎn)、低硬度的鋅或鋅鐵合金首先被擠到熔核外緣，而此時(shí)低碳鋼基體的塑性變形量并不很大，形成的塑性環(huán)不能密封熔核，在一定的電流、壓力下就會(huì)產(chǎn)生飛濺.當(dāng)電流進(jìn)一步增大時(shí)，工件接觸面直徑可進(jìn)一步擴(kuò)大，熔核直徑也繼續(xù)增大，接頭強(qiáng)度也隨之增大.2.2點(diǎn)焊時(shí)合適的電流范圍

若以表2中的電流上、下限間的值為可用的焊接電流范圍，則材料A和B的可用電流范圍略大于材料C和D的范圍.在點(diǎn)焊時(shí)，一般以不產(chǎn)生飛濺的最大電流或稍低于此值的電流為最佳焊接電流.根據(jù)表2中列出的4種材料在tw=0.2s、Fw=2.0kN條件下的電流上限值，可得出此時(shí)的最佳焊接電流范圍為：材料A為7.5～8.0kA;B為9.5～10.0kA;C為10.5～11.0kA;D為10.5～11.5kA.同時(shí)可估算出B、C、D3種鍍鋅鋼板焊接時(shí)所采用的最佳電流應(yīng)比冷軋鋼板A分別增加約27%、40%及46%.

另外，從圖1和圖2看出，得到同樣的熔核尺寸和接頭強(qiáng)度所需的焊接電流是：熱鍍鋅板最大，電鍍鋅板次之，普通冷軋鋼板最小.其原因是：鍍鋅鋼板焊接時(shí)擠到熔核邊緣的鋅增加了通電面積且鍍鋅鋼板與電極貼合好增加了散熱熱量，故在同樣條件下所需的焊接電流就大.2.3鍍鋅鋼板點(diǎn)焊時(shí)電極壓力與焊接電流的配合

比較4種材料的飛濺臨界曲線(圖3)發(fā)現(xiàn)：當(dāng)Fw＜1.5kN時(shí)，冷軋鋼板的飛濺臨界曲線很陡，即Fw變化對(duì)產(chǎn)生飛濺的臨界電流幾乎無(wú)影響，而鍍鋅鋼板的飛濺臨界電流卻隨Fw的增加而以較大的比例增加；當(dāng)Fw＞1.5kN時(shí)，冷軋鋼板的飛濺臨界曲線斜率減小，而此時(shí)鍍鋅鋼板飛濺臨界曲線的斜率卻比低壓力時(shí)增大，特別是當(dāng)Fw＞2.0kN時(shí)，對(duì)于鍍鋅鋼板，飛濺臨界電流隨Fw的變化很小.鍍鋅鋼板與普通冷軋鋼板在飛濺臨界曲線上的這種差別，主要是由于在小電流、低壓力情況下，鍍鋅鋼板表面接觸電阻對(duì)點(diǎn)焊過(guò)程的影響較大，而在大電流、較高壓力下，鍍鋅鋼板點(diǎn)焊加熱時(shí)接觸表面的鍍鋅層首先熔化，兩板之間就有較好的接觸，其接觸電阻并不隨Fw的增加而明顯減小.所以，在Fw＞2.0kN時(shí)，F(xiàn)w的進(jìn)一步增大對(duì)減小飛濺并無(wú)太大的作用.2.4點(diǎn)焊時(shí)焊接時(shí)間對(duì)接頭強(qiáng)度的影響

從圖4看出，鍍鋅鋼板與普通冷軋鋼板接頭強(qiáng)度隨焊接時(shí)間的變化規(guī)律基本相同，在tw=0.12～0.2s，接頭強(qiáng)度隨tw的增加明顯增加，而當(dāng)tw＞0.2s后，接頭強(qiáng)度隨tw的增加趨于平緩或有所下降.所以，選擇焊接時(shí)間tw=0.2～0.24s為較佳.3結(jié)論(1)就點(diǎn)焊熔核尺寸和拉頭強(qiáng)度隨焊接電流變化的規(guī)律而言，電鍍鋅鋼板與普通低碳鋼板基本相同，呈拋物線型，而熱鍍鋅鋼板則有明顯的不同，為單調(diào)上升的對(duì)數(shù)曲線.

(2)根據(jù)d-I、Ft/F-I曲線，在焊接壓力為2.0kN，焊接時(shí)間為0.2s，以下幾種材料的最佳焊接電流范圍為：材料A為7.5～8.0kA；B為9.5～10.0kA；C為10.5～11.0kA；D為10.5～11.5kA.并且，產(chǎn)生相同熔核尺寸和強(qiáng)度的焊點(diǎn)，所需的焊接電流隨鍍鋅層厚度的增加而增加.

(3)普通冷軋鋼板的飛濺臨界曲線是先陡后坦，而鍍鋅鋼板飛濺臨界曲線則是先坦后陡.鍍鋅鋼板點(diǎn)焊時(shí)當(dāng)Fw＞2.0kN后，F(xiàn)w的提高對(duì)減小飛濺并無(wú)明顯的作用.

(4)鍍鋅鋼板與普通冷軋鋼板接頭強(qiáng)度隨焊接時(shí)間的變化規(guī)律基本相同，最佳焊接時(shí)間為0.2～0.24s.參考文獻(xiàn)[1]中國(guó)機(jī)械工程學(xué)會(huì)焊接學(xué)會(huì)電阻焊(Ⅲ)專業(yè)委員會(huì).電阻焊理論與實(shí)踐.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1994.

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[4]HollidayR,ParkerJD,WilliamsNT.Relativecontributionofelectrodetipgrowthmechanismsinspotweldingzinccoatedsteels.WeldingintheWorld,1996,37(4):186～193釩鈦磁鐵精礦高鐵低硅燒結(jié)試驗(yàn)研究摘要：為強(qiáng)化攀鋼超高堿度高鐵低硅燒結(jié)，運(yùn)用單因素和正交試驗(yàn)等手段，研究了高鐵低硅對(duì)釩鈦磁鐵精礦燒結(jié)的影響。單因素研究表明，隨燒結(jié)礦品位的提高，燒結(jié)利用系數(shù)降低，燒結(jié)礦強(qiáng)度指標(biāo)下降；正交試驗(yàn)結(jié)果表明，超高堿度下高鐵低硅燒結(jié)適宜采取“小水、中碳、厚料層、慢機(jī)速”的操作方針。關(guān)鍵詞：燒結(jié)；超高堿度；高鐵低硅；正交試驗(yàn)；成品率；利用系數(shù)0引言高鐵低硅燒結(jié)可提高高爐生鐵產(chǎn)量，降低焦比，是高爐冶煉優(yōu)質(zhì)、高產(chǎn)的基本保證。攀鋼燒結(jié)礦SiO2含量目前已降到5.1%左右，但與國(guó)內(nèi)外先進(jìn)水平還有一定距離。因此，高鐵低硅是目前攀鋼燒結(jié)技術(shù)發(fā)展的方向。然而，當(dāng)燒結(jié)礦中SiO2含量降到5%以下時(shí),由于燒結(jié)過(guò)程中產(chǎn)生的硅酸鹽粘結(jié)相含量較少,會(huì)引起燒結(jié)礦強(qiáng)度指標(biāo)下降,RDI-3.15和RI變差，產(chǎn)量降低[1-2]。加之攀枝花釩鈦磁鐵精礦燒結(jié)的特殊性，嚴(yán)重制約著高鐵低硅燒結(jié)技術(shù)的發(fā)展。“高堿度燒結(jié)礦+酸性球團(tuán)礦”被公認(rèn)為高爐理想的爐料結(jié)構(gòu),已成為高爐爐料結(jié)構(gòu)發(fā)展的趨勢(shì)。因此,低硅燒結(jié)通常與高堿度燒結(jié)配合使用。為了探索在超高堿度（堿度達(dá)到2.50倍）情況下進(jìn)一步提高TFe、降低SiO2后釩鈦型燒結(jié)礦強(qiáng)度及冶金性能變化趨勢(shì)，開(kāi)展了超高堿度下優(yōu)化高鐵低硅燒結(jié)制度的研究。1試驗(yàn)方案1.1單因素試驗(yàn)方案為了滿足高爐需求，單因素試驗(yàn)采取固定料層、燃料配比、堿度方案。燒結(jié)礦TFe含量分別設(shè)定為：48.5%、49.1%、49.7%、50.3%。1.2正交試驗(yàn)方案采取正交方案Ｌ9(34)試驗(yàn)。根據(jù)文獻(xiàn)[3]，結(jié)合攀鋼釩鈦磁鐵礦燒結(jié)生產(chǎn)實(shí)際，正交試驗(yàn)的因子及水平分別設(shè)定如下：水分為7.0%、7.3%、7.6%；焦粉配比為4.5%、4.8%、5.1%；料層為530、580、630mm。正交試驗(yàn)及試驗(yàn)因素水平設(shè)置分別見(jiàn)表1、表2。表1試驗(yàn)因素水平設(shè)置水平號(hào)水分(A)/％燃料配比(B)/％料層(C)/mm17.04.553027.34.858037.65.1630表2正交情況Ｌ9(34)編號(hào)水分(A)燃料配比(B)料層(C)1A1B1C32A2B1C13A3B1C24A1B2C25A2B2C36A3B2C17A1B3C18A2B3C29A3B3C32單因素條件下試驗(yàn)結(jié)果及分析2.1單因素試驗(yàn)結(jié)果單因素條件下燒結(jié)礦化學(xué)成分列于表3，燒結(jié)試驗(yàn)結(jié)果列于表4。表3單因素試驗(yàn)的燒結(jié)礦主要化學(xué)成分%單因素試驗(yàn)號(hào)TFeFeOCaOSiO2RoD-148.417.6512.785.122.50D-248.887.8812.565.042.49D-349.467.9612.334.942.50D-449.838.1112.024.812.50·17·攀鋼技術(shù)表4單因素試驗(yàn)結(jié)果攀鋼技術(shù)單因素試驗(yàn)號(hào)燒結(jié)速度/(mm·.min－1)利用系數(shù)/[t·（m2·h）－1]成品率（＞10成品率（＞5轉(zhuǎn)鼓/

%抗磨/

%平均粒徑/mmD-123.381.96373.2084.0857.005.4723.22D-222.701.92473.8884.5456.345.6123.56D-322.041.91875.3184.8755.675.5724.04D-421.331.88676.4886.0354.675.7324.402.2單因素試驗(yàn)分析從表3、4可見(jiàn)，在單因素條件下，隨著燒結(jié)礦品位的提高，垂直燒結(jié)速度逐步降低，利用系數(shù)不同程度下降，燒結(jié)礦轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度逐步降低，燒結(jié)礦抗磨指數(shù)變差；但是，燒結(jié)礦成品率有所提高，燒結(jié)礦平均粒徑逐步上升。隨著燒結(jié)礦品位的提高，垂直燒結(jié)速度分別下降了2.89％、5.73％、8.76％；利用系數(shù)分別下降了2.00％、2.32％、3.90％；燒結(jié)礦轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度分別下降了0.66、1.33、2.33個(gè)百分點(diǎn)；成品率分別提高了0.68、2.11、3.28個(gè)百分點(diǎn)；燒結(jié)礦的平均粒徑分別提高了5.08％。隨著燒結(jié)礦品位的增加，燒結(jié)礦中SiO2含量逐漸減少，CaO的配入量也降低（見(jiàn)表3），影響燒結(jié)礦中低熔點(diǎn)粘結(jié)相的生成，從而降低燒結(jié)流動(dòng)性，這是導(dǎo)致垂直燒結(jié)速度、利用系數(shù)下降的主要原因。在超高堿度情況下，隨著燒結(jié)礦品位的提高，燒結(jié)礦中SiO2含量減少，CaO含量下降幅度更大，這就必然影響燒結(jié)礦中粘結(jié)相的生成，從而降低燒結(jié)礦的強(qiáng)度；熔劑配比的減少，制粒效果下降，燒結(jié)過(guò)程氧化氣氛減弱，還原氣氛增強(qiáng)，從而抑制鐵酸鈣的生成，促進(jìn)鈣鈦礦、鈦榴石等物質(zhì)的生成，從而影響燒結(jié)礦的強(qiáng)度指標(biāo)。隨著燒結(jié)礦品位的提高，混合料的制粒效果呈下降趨勢(shì)，燒結(jié)料層透氣性下降，燒結(jié)速度下降，高溫保持時(shí)間增長(zhǎng)；加之國(guó)高粉的FeO含量高，其配比增加引起氧化放熱增強(qiáng)，燒結(jié)液相增多，有利于生成大孔厚壁的燒結(jié)礦，從而提高了燒結(jié)礦的成品率及粒度組成?？傊?，在超高堿度燒結(jié)時(shí)，隨著燒結(jié)礦品位的提高，垂直燒結(jié)速度減慢，利用系數(shù)降低，燒結(jié)礦強(qiáng)度指標(biāo)變差，燒結(jié)礦的成品率和平均粒度指標(biāo)有所上升。3正交條件下試驗(yàn)結(jié)果及分析3.1正交試驗(yàn)結(jié)果及處理在表2所示的正交條件下，燒結(jié)試驗(yàn)結(jié)果列于表5，根據(jù)表5結(jié)果整理的單項(xiàng)指標(biāo)處理情況列于表6。因?yàn)楦鞣N指標(biāo)對(duì)應(yīng)的最佳組合不同，為了找出均衡各種指標(biāo)后，有利于生產(chǎn)的最佳組合，依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)對(duì)各指標(biāo)間需求的重要性進(jìn)行評(píng)分。以權(quán)重為100分為滿分，利用系數(shù)為30分，成品率（＞10mm·18·2009年第32卷第3期表5正交試驗(yàn)結(jié)果正交試驗(yàn)樣號(hào)成品率（＞10成品率（＞5燒結(jié)速度/

(mm·min－1)利用系數(shù)/

[t·（m2·h）－1]轉(zhuǎn)鼓/

%抗磨/

%平均粒徑/mmZ-176.2085.0219.121.70761.675.7325.43Z-273.5184.3722.121.90155.675.5023.19Z-371.4782.5623.131.91455.005.8022.98Z-476.5586.1919.411.72958.005.6725.18Z-576.2385.7619.831.76558.335.8025.92Z-672.8382.1122.291.88654.675.8024.06Z-776.7486.2219.151.70256.345.4726.75Z-875.9486.4120.461.79555.345.8725.45Z-975.4285.6921.511.88654.675.4025.37表6單項(xiàng)指標(biāo)試驗(yàn)處理情況水平號(hào)成品率/%利用系數(shù)/[t·（m2·h）－1]轉(zhuǎn)鼓/%水分A焦粉配比B料層C水分A焦粉配比B料層C水分A焦粉配比B料層C176.5073.7374.361.7131.8411.83058.6757.4555.56275.2375.2074.651.8201.7931.81356.4557.0056.11373.2476.0375.951.8951.7941.78654.3355.0057.78極差3.262.301.590.180.050.044.342.452.22顯著性RA＞RB＞RCRA＞RB＞RCRA＞RB＞RC最優(yōu)A1B3C3A3B1C1A1B1C3表7正交試驗(yàn)處理結(jié)果正交試驗(yàn)樣號(hào)試驗(yàn)因素試驗(yàn)指標(biāo)水分/

%焦粉配比/%料層/

mm利用系數(shù)/

[t·（m2·h）－1]成品率/%轉(zhuǎn)鼓/

%綜合評(píng)分Z-17.04.56301.70776.2061.6783.87Z-27.34.55301.90173.5155.6782.57Z-37.64.55801.91471.4755.0081.36Z-47.04.85801.72976.5558.0083.04Z-57.34.86301.76576.2358.3383.40Z-67.64.85301.88672.8354.6781.67Z-77.05.15301.70276.7456.3482.25Z-87.35.15801.79575.9455.3482.55Z-97.65.16301.88675.4254.6782.63極差0.215.278.34分值30.0035.0035.00系數(shù)141.516.644.20各水平的綜合評(píng)分1水平4.304.254.20RA＞RC＞RB2水平4.284.264.213水平4.164.234.33各水平的綜合評(píng)分極差0.1400.0270.137·18·3.2正交試驗(yàn)分析3.2.1最佳參數(shù)組合3.2.1.1轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度的最佳組合由表6可見(jiàn)，在超高堿度下高鐵低硅燒結(jié)時(shí)，單項(xiàng)指標(biāo)中轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度的最佳組合為：水分7.0%、焦粉配比4.5%、料層6303.2.1.2利用系數(shù)的最佳組合從表6可知，在超高堿度下高鐵低硅燒結(jié)時(shí)，單項(xiàng)指標(biāo)中利用系數(shù)的最佳組合為：水分7.6%、焦粉配比4.5%、料層5303.2.1.3成品率的最佳組合由表6可知，在超高堿度下高鐵低硅燒結(jié)時(shí)，單項(xiàng)指標(biāo)中成品率的最佳組合為：水分7.0%、焦粉配比5.1%、料層630攀鋼技術(shù)3.2.1.4綜合最佳參數(shù)組合攀鋼技術(shù)通過(guò)綜合加權(quán)評(píng)分將數(shù)據(jù)處理，根據(jù)上述綜合評(píng)分結(jié)果，從表7的“各水平的綜合評(píng)分極差”欄的極差表可見(jiàn)，在燒結(jié)礦利用系數(shù)占30分，轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度及成品率各占35分的條件下，燒結(jié)水分對(duì)綜合指標(biāo)影響最大，其次是料層，最后是燃料配比。其中水分在7.0%～7.3%，料層在530～580mm范圍變化時(shí)，影響相對(duì)較小。由試驗(yàn)指標(biāo)的綜合評(píng)分欄中可知，此次試驗(yàn)指標(biāo)最好的一欄是第一組（水分7.0％、焦粉配比為4.5％、料層6303.3各因素對(duì)燒結(jié)指標(biāo)的影響3.3.1混合料水分的影響根據(jù)表6可知，隨著混合料水分的提高，利用系數(shù)呈遞增的趨勢(shì)，燒結(jié)礦的強(qiáng)度指標(biāo)逐步下降。水分在7.6%左右時(shí)對(duì)燒結(jié)指標(biāo)的影響更加明顯。分析認(rèn)為，水分提高，制粒效果改善，潤(rùn)滑氣流通道，提高垂直燒結(jié)速度，從而提高了利用系數(shù)；另一方面過(guò)快的垂直燒結(jié)速度和較高的水分降低了燒結(jié)溫度，液相量減少，成礦條件變差，成品率和轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度下降。綜合評(píng)分指數(shù)表明，在超高堿度下高鐵低硅燒結(jié)時(shí)，混合料水分對(duì)綜合指標(biāo)的影響最顯著，最佳水分為7.0％。3.3.2料層的影響19隨料層提高，燒結(jié)利用系數(shù)呈下降趨勢(shì)，但燒結(jié)礦的轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度、成品率均提高，并呈很強(qiáng)的線性關(guān)系，料層在630mm時(shí)為最佳值，見(jiàn)表6。研究表明，料層提高后，阻力增加，一方面有效解決了超高堿度情況下，垂直燒結(jié)速度過(guò)快造成燒結(jié)過(guò)程的燃燒與傳熱脫節(jié)的問(wèn)題；另一方面料層提高，自動(dòng)蓄熱作用明顯，高溫區(qū)溫度提高，利于提高燒結(jié)礦強(qiáng)度。料層提高后透過(guò)料層的風(fēng)量減少，利用系數(shù)隨之下降。從綜合評(píng)分指數(shù)分析，在超高堿度下高鐵低硅燒結(jié)時(shí)，燒結(jié)料層對(duì)綜合指標(biāo)影響較大，料層在193.3.3焦粉配比的影響由表6可知，隨焦粉配比的增加，燒結(jié)利用系數(shù)和燒結(jié)礦轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度逐步下降，燒結(jié)礦成品率指標(biāo)隨焦粉配比的增加而提高。在焦粉配比為4.5%時(shí)，燒結(jié)礦的轉(zhuǎn)鼓強(qiáng)度、利用系數(shù)等指標(biāo)最佳，分別為57.45%、1.841t/（m2·h）。由于燃料配比的提高，燒結(jié)液相增多，氣流阻力上升，垂直燒結(jié)速度降低，致使燒結(jié)利用系數(shù)下降；燒結(jié)過(guò)程溫度升高，過(guò)熔現(xiàn)象加劇，微氣孔減少，還原性氣氛增強(qiáng)，擴(kuò)散條件下降，造成燒結(jié)礦結(jié)構(gòu)致密而發(fā)脆，燒結(jié)礦強(qiáng)度降低；焦粉配比提高，燒結(jié)液相增多，成品率隨之上升。從綜合評(píng)分指數(shù)分析，在超高堿度下高鐵低硅燒結(jié)時(shí)，焦粉配比的影響相對(duì)較小，焦粉配比為4.5%時(shí)，燒結(jié)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)處于理想水平。3.4綜合尋優(yōu)根據(jù)表7的“各水平的綜合評(píng)分”數(shù)據(jù)綜合尋優(yōu)后，進(jìn)行尋優(yōu)補(bǔ)充燒結(jié)試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表8。根據(jù)尋優(yōu)燒結(jié)補(bǔ)充試驗(yàn)并結(jié)合攀鋼釩鈦磁鐵精礦燒結(jié)生產(chǎn)實(shí)際，綜合評(píng)分在超高堿度下高鐵低硅燒結(jié)最優(yōu)的組合為：水分7.0％、焦粉配比為4.8％、料層630表8尋優(yōu)燒結(jié)補(bǔ)充試驗(yàn)結(jié)果水分/%焦粉配比/%料層/

mm燒結(jié)速度/

（mm·min－1）利用系數(shù)/

[t·（m2·h）－1]成品率/%轉(zhuǎn)鼓/

%平均粒徑/mm7.04.863019.261.73577.1359.3325.634燒結(jié)礦物相組成與冶金性能4.1燒結(jié)礦物相組成及顯微結(jié)構(gòu)選擇試驗(yàn)中利用系數(shù)最佳組合（水分7.6%、焦粉配比4.5%、料層為530mm）為基準(zhǔn)樣，尋優(yōu)后最佳組合（水分7.0%、焦粉配比4.8%、料層為2009年第32卷第3期20表9燒結(jié)礦主要物相及其含量（體積分?jǐn)?shù)）％20鈦赤鐵礦鈦磁鐵礦鐵酸鹽相鈣鈦礦鈦榴石磁黃鐵礦玻璃質(zhì)相硅酸鹽相總量基準(zhǔn)樣23～25.230～3322～251.1～2.71～1.50.1～0.21～314～15對(duì)比樣23～24.529～30.824～290.5～1.21～1.2偶見(jiàn)1～2.213～14.5從表9可見(jiàn)，對(duì)比燒結(jié)礦樣和基準(zhǔn)樣差異為：燒結(jié)礦的鐵酸鹽相增加2～4個(gè)百分點(diǎn)，鈦磁鐵礦降低了1～2.2個(gè)百分點(diǎn)，鈣鈦礦降低了0.6～1.5個(gè)百分點(diǎn)，玻璃質(zhì)相有所降低，降低了0.8個(gè)百分點(diǎn)，鈦榴石含量降低0.2個(gè)百分點(diǎn)。從燒結(jié)礦的宏觀結(jié)構(gòu)看，基準(zhǔn)樣燒結(jié)礦較堅(jiān)硬、致密、孔隙少，為細(xì)孔厚壁結(jié)構(gòu)，殘余石灰白點(diǎn)偶見(jiàn)，部份較疏松、易碎。對(duì)比樣燒結(jié)礦堅(jiān)硬、致密、孔隙較少，為細(xì)孔厚壁結(jié)構(gòu)，殘余石灰白點(diǎn)難見(jiàn)。從燒結(jié)礦的微觀結(jié)構(gòu)看：基準(zhǔn)樣燒結(jié)礦鈦赤鐵礦(赤鐵礦)多為半自形粒狀連晶結(jié)構(gòu)，鈦磁鐵礦(磁鐵礦)多為它形粒狀連晶結(jié)構(gòu)，在鈦磁鐵礦致密地區(qū)呈星點(diǎn)狀的磁黃鐵礦可見(jiàn)，見(jiàn)圖1。對(duì)比樣燒結(jié)礦鈦赤鐵礦(赤鐵礦)多為自形晶粒狀結(jié)構(gòu)，鈦磁鐵礦(磁鐵礦)多為半自形粒狀連晶結(jié)構(gòu)，膠結(jié)相主要為鐵酸鹽相及硅酸鹽相，鐵酸鹽相多呈粒狀與鈦磁鐵礦(磁鐵礦)成熔蝕結(jié)構(gòu)，且鐵酸鹽相較基準(zhǔn)樣明顯增加，鈣鈦礦多為半自形粒狀結(jié)構(gòu)，晶粒細(xì)小，鈣鈦礦有所減少，見(jiàn)圖2。1—面掃；2、3—鈦赤鐵礦；4—鈦磁鐵礦；5、10、11—鐵酸鹽相；6、7—硅酸鹽相；8