DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 测长系统总体设计 2.1. 系统功能要求和技术指标 以天津钢管公司精整线为应用对象，结合国内外同类产品的主要指标，确定测长系统的功能和技术指标如下： (1) 根据美国石油协会API 5CT标准及国内实际情况，测量范围为：6 m~15 m；测量精度：±2 mm。 (2) 具备自动在线测量和手动测量两种模式。 (3) 可与上位计算机通讯、数据上传数据库、生成报表，并可查询、打印以及错误报警功能。 (4) 报表与国际标准结果，可自动进行公英制转换。 (5) 测长系统要具有一定通用性，适应不同规格的钢管。测量钢管外径范围：36 mm~340 mm。 (6) 单次测量周期不超过4 s。 (7) 系统具有对齐功能，为后续工位提供基准。。 2.2. 系统总体框架 测长系统主要由V型支架、推进油缸、PLC控制系统和传感器信号系统组成，实现管线的长度测量和管端对齐并确定基准两个功能目标，系统框架如图1所示。 从图1可知，测长系统在油缸的推进过程过中完成钢管的长度测量和对齐动作。液压站是整个系统 图1. 测长系统总框架 的动力源，油缸作为执行单元在到位传感器获得信号后，将放置于V型支架上的钢管前推。钢管在行进过程中通过齿轮齿条机构带动脉冲编码器旋转，编码器的信号经过高速计数模块传递给PLC。PLC将采集到的测长传感器组信号和高速计算模块数值传输给上位计算机，上位机通过数据处理得到钢管长度值。同时，油缸行程终点位置即为下个工序的基准。 测长系统由若干子系统耦合而成，各组成单元的的响应速度对测量精度和系统效率有决定性的影响 [ 6 ] [ 7 ] 。所以在选择测长传感器时，响应时间是一个重要指标 [ 8 ] 。另外，光电传感器有继电器和晶体管两种输出类型。前者抗干扰性能好，运行可靠，但响应速度慢；后者响应速度快，有利于保证测长精度和设备运行效率，但抗干扰能力弱 [ 9 ] 。需综合实际情况，合理取舍，获得最优组合。
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user: 3. 管线测长基本原理 3.1. 系统组成分析 测长系统结构组成如图2所示，V型支架是钢管测长的基座，支架与钢管接触位置安装了尼龙垫，在保护钢管表面的同时增加了接触的柔性与摩擦系数，保证测长过程钢管行进的平稳。油缸的推杆在推进过程中利用齿轮齿条的啮合传动带动同步轮旋转，通过安装于同步轮上编码器的脉冲值可以计算推杆推进的实时距离。测长传感器组采用对射式光电传感器，沿钢管轴线一字排开，传感器的技术指标和安装精度都是测量精度的主要影响因素。由于钢铁企业现场工作环境恶劣，测长传感器需安装于经过特殊设计的安装盒内。由于PLC需要采集编码器的脉冲信号，所以需要配置高速计数模块。 3.2. 测长工作原理 如图2所示，当钢管到达测长工位的V型支架后，到位检测传感器即向PLC发出到位信号。此时，推进油缸开始动作，推杆推出，进入测长流程。推杆在推进过程中，脉冲编码器的信号不断输入到高速计数模块，PLC将编码器的数值和测长传感器组的状态信号传输到上位机，上位机根据这两组数值计算钢管长度。钢管在推进的过程中，远离油缸的一端每遮挡住一对传感器，PLC就将编码器脉冲值清零，然后重新计数。为了保证油缸推进过程中钢管端部至少经过一对传感器，设计时必须使油缸的行程大于传感器的布置间距。当油缸到达行程终点，编码器停止计数，测长完成，上位机给出钢管的长度。 从测长的过程分析可知，长度计算主要取决于编码器的最终数值和测长传感器组的状态。由于传感器组安装位置固定，所以从测长传感器组的状态可以计算出L2的长度。而图2中L1的数值是根据机构位置设计的定值。所以钢管的总长度Ls的表达式为： 图2. 测长系统结构及原理图 (1) L3的长度为钢管端部在运行过程中通过最后一对传感器后运行的距离，由于每次通过一对传感器后编码器都重新计数，所以这个数值根据编码器的数值算得，即： (2) 式中Le为编码器每个脉冲对应钢管的行进距离，N为测长结束时从高速计数器中读取的编码器数值。
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user: 4. 误差分析 4.1. 误差产生原因 由公式(1)可知，管线长度由3部分组成，其中L1是一个定值，是油缸推杆行程终点位置到第一对测长传感器的距离。其误差主要取决于油缸极限位置的精度和传感器及机架的安装精度。其次，随着设备磨损，该值也会有不同程度的变化，需要定期标定并在软件中修改。 L2是钢管长度的主要部分，其误差大小直接影响最终测长精度。其误差来源为测长传感器组的安装误差，需要保证传感器的安装盒的加工精度和传感器的位置精度。 L3的误差来自于编码器脉冲的系统误差、机械传动误差，和传感器等元器件的响应误差 [ 10 ] 。元器件的合理选型、保证齿轮齿条的加工精度以及选择最优的数据处理方式是减少这部分误差的有效途径。 4.2. 误差的数据分析 表1为现场实验时，对管径为96 mm，长度为13，078 mm的钢管进行了50次测量后数据分组结果。可以看出，数据近似正态分布。 实验数据的平均值为： 实验标准偏差为： 平均值的实验标准差为： 因为，实验数据中最小值为13，077.423 mm；最大值为13，078.776 mm；得最值的残余误差如下： 应用拉依达准则检验数据中是否存在异常值： 可见，实验数据中无异常值存在。 根据残余误差的定义 ，做出的实验数据的残余误差分布图如图3所示。利用残差正 负号分配检验法 [ 11 ] ：用 表示残差， 表示符号函数，有： ，令统计量 ，则 ，显然满足 ，即不存在显著的可变误差。而实验样本的绝对误差范围在−0.577~0.776 mm之间，所以测长系统满足精度±2 mm的要求。 Table 1 Measured length dat 数值 频次 13，077.5 2 13，077.7 8 13，077.9 13 13，078.1 11 13，078.3 11 13，078.5 3 13，078.7 2 表1. 实测长度数据 图3. 残余误差分布图
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user: 5. 结论 本文以钢铁产业转型升级为背景，从国内钢管生产线的实际出发，在优化改进传统数控推动式测长机构的基础上，提出了一种结构简单、运行稳定、测量精度高的测长系统设计方案。文中对测长系统组成和工作原理进行了分析，为同类产品的研发和改进提供了一定的参考。同时，对误差产生原因及其相应的解决措施进行了探讨，为设备精度调整提供了方向。通过对现场实验数据进行误差分析，证明了所设计的测长系统能够保证±2 mm的精度要求。
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user: 摘 要 考虑到±800 kV灵州换流站工程所处地点的特殊性，即全岩石地质条件以及微风化特殊地质条件，首次在此类地质条件的接地研究中采用边界元算法进行建模分析。本文针对全岩石地质条件以及微风化特殊地质条件，并未采用传统的增设垂直接地体的措施，而采用了增设均压带以降低网内的跨步电位差、接触电位差和在超标处铺设高阻层的措施，通过增加与人体电阻率串联的地表电阻而减少通过人体的电流，从而允许更高的接触电压和跨步电压。 关键词 :特殊地质，换流站，接地，边界元算法，跨步电位差，接触电位 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在电力系统中为了工作和安全的需要，常需将电力系统及其电气设备的某些部分与大地相连接，这就是电力系统接地 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] 。电力系统接地就其目的来说可分为工作接地、防雷接地和保护接地三种。工作接地是为降低电力设备的绝缘水平如采用中性点接地的方式；防雷接地是为了避免雷电的危害，避雷针、避雷线和避雷器等防雷设备都必须配以相应的接地装置以便把雷电流导入大地，这种接地方式称为防雷接地；而为保证人身安全，电力设备必须接地则称为保护接地。 接地体的接地电阻是电流I经接地电极流入大地时，接地电极的电位V对I的比值，它主要是大地呈现的电阻。接地电阻的大小除和大地的结构、土壤的电阻率有关外，还和接地体的几何尺寸和形状有关，在雷电冲击电流流过时还和流经接地体的冲击电流的幅值和波形有关 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] 。 由于接地电阻的存在，当有电流通过接地体时，将使接地电极及其周围的土壤发热；电流在接地电阻上的压降将引起接地电极电位的升高，可能使设备受到这一过电压(反击过电压)的作用而损坏；电流离开接地体在地中扩散时，在地面上出现的电位梯度将会使人体遭受接触电势和跨步电势的作用，为此对接地电阻的值必须加以控制 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] 。
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user: 2. 灵州换流站接地问题的提出 灵州换流站地处宁夏中部，该区域为微风化地质条件，地中岩石结构基本未变，仅节理面有渲染获略有变色，岩石有少量的风化。从土壤结构分析属于平面分层型土壤，地表有浅层干燥土壤层，是原本岩石层表面经过风化后形成，而与一般土壤不同，微风化地质条件的土壤中，深层基本为岩石性的高电阻土壤。而在这种地质条件下实际工程的施工过程中，常常遇到开挖不便等问题。在变电站及换流站建设的过程中，使用常规方法施工要达到较低的接地电阻值很困难，因此为了达到接地电阻的要求必须采用特殊方法，以保证在发生短路故障或雷击条件下站内工作人员的人身安全及站内设备安全 [ 14 ] [ 15 ] [ 16 ] 。 针对微风化地质条件的地区，采用的改善方法目前基本和高电阻率土壤地区的降阻措施一致，一方面采取人工改善大地电阻率的方法，具体方法有采用人工换土、采用导电性混凝土以及采用降阻剂的化学处理法；另一方面采用改善接地网性能的措施，比如设置均压带、增加垂直接地体等方法。故需要对多种方法的改善效果进行计算和比较。
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user: 3. 边界元算法分析 工程上提出的电磁场问题通常可归结为偏微分方程的定解问题。电磁场的数值解法通常分为区域型和边界型两大类，区域型数值解法主要是有限差分法(FDM)和有限元法(FEM) [ 17 ] [ 18 ] [ 19 ] [ 20 ] [ 21 ] ，边界型数值解法主要是边界元法(BEM) [ 22 ] [ 23 ] [ 24 ] [ 25 ] [ 26 ] 。 FEM和FDM均为域剖分方法，相对于边界剖分的BEM，它们在接地开域电磁场问题的应用存在求解域尺度方面的限制，目前应用不多。边界元法是一种求解偏微分方程的数值方法。它首先将描述场的偏微分方程通过加权余量法归结转化为边界上的等价积分方程，然后把这个等价积分方程像有限元法那样，将计算区域的边界进行边界分割使其成为有限大小的边界单元，同时选取适当的插值函数，把边界上的等价积分方程离散成为代数方程(图1) [ 27 ] [ 28 ] [ 29 ] [ 30 ] [ 31 ] 。从而求出近似解的数值解法。用加权余量法使求解变得更有效，更简练 [ 32 ] [ 33 ] 。 边界元素法在将整域划分为一系列的边界元素，建立积分方程组并对其进行求解，可对大型换流站的水中或岸上任意位置及形状的多个地网或接地极进行单独或联合计算。近几年有学者提出一种更接近实际情况且更直观的模型——块状结构土壤模型，即依据土壤的电阻率分布特性将土壤划分为多个具有不同电阻率的区域，而各区域内电阻率一致的计算模型 [ 34 ] 。这种方法以导体上的线电荷密度和不同媒质分界面上的面电荷密度为待求变量，建立一个边界积分方程组，从而计算得到地网的接地电阻值，该方法使用的未知量显著减少，并且可以分析具有复杂结构土壤中的接地网性能。
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user: 4. 灵州换流站站址处土壤结构分析 本节对灵州换流站各接地系统进行了建模，计算了灵州换流站的接地电阻、地电位升、接触电位差和跨步电位差等，并针对几种提高接地网安全性的措施进行了分别的计算验证。 4.1. 测量方法 本次土壤电阻率测量方法为Wenner法(即等距四极法，图2)，通过测量不同大小的极距下的土壤视在电阻，计算出不同深度土壤的电阻率平均值，再通过软件的反演计算得到等效的土壤模型。 4.2. 测量选址 由于灵州换流站已经开工建设，经实地调研，站址位置已开挖完毕，并敷设了部分地网。土壤电阻率测量范围最终选在灵州换流站站址东侧偏北约100 m处，站址处于低洼地带，开挖后比东侧地表低约1~2 m (图3)。 4.3. 换流站站址处等效土壤电阻率的计算 根据上文所提到的，本次土壤电阻率测量方法为Wenner法(即等距四极法)，通过测量不同大小的极距下的土壤视在电阻，计算出不同深度土壤的电阻率平均值，进而通过软件的反演计算得到等效的土壤模型。测量地点选址选在灵州换流站站址东侧偏北约100 m处，本次测量数据及土壤结构的反演结果如表1、表2所示。 将反演结果与原来的灵州换流站极址土壤电阻率测量报告中较近处的测点进行对比，表层土壤电阻率低深层电阻率高的规律是一致的，且深层土壤电阻率测量结果一致(图4)。 图1. 边界元法的数值解法 图2. 四极法测量土壤电阻率原理图 图3. 灵州换流站土壤电阻率测量位置示意图 Table 1 Soil resistivity measurement dat 测量极距a (m) 视在电阻R (Ω) 视在电阻率ρ (Ω∙m) 2 10.73 134.84 5 8.00 251.33 10 5.12 321.70 30 1.542 290.66 50 0.864 271.43 94 0.456 269.32 表1. 土壤电阻率测量数据 Table 2 Inversion results of soil structur 层数 厚度(m) 土壤电阻率ρ (Ω∙m) 1 0.17 135.67 2 0.81 81.49 3 无穷大 292.67 表2. 土壤结构反演结果 图4. 土壤结构反演结果 最初灵州换流站极址实地勘测时发现，站址区域表层是砂和砂土，次表层部分位置存在大块岩石，是次表层与底层之间产生较高电阻率层的可能原因。 总体来讲，测量结果与反演结果较为一致，证明了土壤电阻率测量结果的有效性。
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user: 5. 换流站接地网模型的建模分析 本项目中引进了国际通用的接地计算软件包CDEGS(版本号 15.4.8190)，其界面友好，操作简单，模型丰富，计算精度高，非常广泛地适用于多个工程问题。CDEGS常用于下列类型问题的研究：土壤电阻率的反演；接地研究；电力系统中故障电流的分布；电力系统、管道、通信电缆等之间的电磁感应干扰；EMF和暂态研究等。 运用CDEGS软件对接地网和土壤模型进行建模求解分析其接地阻抗、网内电位差、跨步电势、接触电势等参数，并对其安全性能做出了科学的评估。CDEGS接地仿真的流程一般为：1) 利用RESAP模块对视在土壤电阻率测量值进行反演，得到站址的土壤电性模型；2) 按照站址位置和电气设备的分布规律，利用SESCAD模块进行接地网的CAD建模；3) 利用MALZ模块计算接地阻抗、GPR、最大跨步电位差和最大接触电位差，校验接地系统能否满足设计要求；4) 如果存在接地参数超标的现象，进一步优化设计再进行计算。 5.1. 灵州换流站接地网导体模型的建立 在CDEGS中建立的灵州换流站接地计算模型如图5所示： 1) 按照设计图的要求，接地网的埋设深度定为1.3 m。 图5. 灵州换流站接地计算CDEGS模型 2) 水平接地极采用185 mm 2 的镀锡铜绞线，垂直接地极采用f14.2 mm，长度为2.5 m的镀铜钢。 3) 网格采用方格间距设计，网格间距设计值为15 m，可略做调整，但最大间距不大于18 m，最小间距不小于5 m。 5.2. 接地电阻和接地网地电位升高(GPR) 对灵州换流站的接地电阻、地网地电位升(GPR)、接触电位差和跨步电位差等参数进行了计算，根据上面建立的模型，对灵州换流站接地网进行仿真计算，得到换流站的接地阻抗为0.25Ð4.30˚Ω，此时其GPR为7.97 kV。 5.3. 接触电位差、跨步电位差的计算 根据GB 50065-2011《交流电气装置的接地设计规范》，接触电位差、跨步电位差不应超过如下二式计算所得的数值： (1) (2) 式中，U t 为接触电位差允许值；U s 为跨步电位差允许值；ρ是地表层的土壤电阻率；C s 是表层衰减系数；t是接地故障电流持续时间，取值0.5 s。 根据式(1)、(2)计算得到的接触电位差和跨步电位差的安全值分别为U t = 408.50 V，U s = 691.70 V。 接触电位差和跨步电位差在地网中的分布图如图6、图7所示。 在地网边角注入最大入地短路电流时，接触电位差最大值为1382.90 V，多出现在接地网的边角处及网孔较大处。为了人身安全考虑，必须对接地网进行优化。而跨步电势最大值为218.23 V，小于跨步电势差安全值，满足安全设计要求。
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user: 6. 提高接地网安全性的措施 为了保证人身和设备的安全，要通过各方法来降低地网的接地电阻，从而降低地网的地电位升和网 图6. 换流站接触电势差色块图 图7. 换流站跨步电势差色块图 内的跨步电位差、接触电位差。一般工程采取的方法有： 1) 采取人工改善大地电阻率的方法，具体方法包括，采用人工换土、采用导电性混凝土以及采用降阻剂的化学处理法。 2) 采取改善接地网性能的措施，采用设置均压带、在接地网边角处添加垂直接地体或者扩大地网等方法来提高接地网的安全性。设置均压带可保证网内过大的网孔内部接触电位差与跨步电位差满足安全要求，通过计算增加垂直接地体并扩大地网边界5 m时整体接触电位差与跨步电位差可满足安全要求。 3) 采取铺设高阻层的措施，通过增加与人体电阻率串联的地表电阻而减小通过人体的电流，从而允许更高的接触电压和跨步电压。 在实际工程中，改造已经铺设完成接地网的工程量是比较大的。因此考虑经济成本和改进效果，更加推荐在较大面积接地网网孔处增设均压带，以及在超标的接地网边角处铺设高电阻率表面层(高阻层)的综合改造方案。 6.1. 设置均压带对接地网性能的影响 在一些较宽的接地网格，尤其是接地网外围的部分添加导体设置均压带，来辅助主接地网的对地散流，使网格的电位升降低，从而使接地网接触电位差整体符合要求。 可在软件仿真模型中对原接地网外围网格添加导体设置均压带，灵州换流站接地网原设计图中最外围的网格宽度为5.5 m，可在接地网各条边内侧2 m处添加和边界平行的导体一共8根进行计算，则接地阻抗变化为0.250Ð3.6˚Ω，计算的到的接触电位差结果如图8。 图8. 设置均压带后换流站接触电位差二维色块图 可以看到，原本在接地网内部较大网格内的接触电位差有了明显的降低，降到了安全值以下。改进后的接地网接地电位差最大值仍然分布在接地网的边角处，最大值为955.8 V，降低30.1%，改进后的接地网接触电势有了明显的改善。 6.2. 铺设高电阻率表面层的综合改造方案 根据GB-60065中附录C对高阻层的说明，ρs为表面铺设的高阻层土壤电阻率，电阻率取值为5000 Ω∙m。此时大地按双层土壤模型进行计算，因此表层衰减系数Cs应按式(3)计算取值： (3) 式中，ρ为原土壤电阻率，取值292.68 Ω∙m，h s 为高阻层厚度，取值20 cm。 可计算出铺设高阻层后，接触电位差和跨步电位差的安全值分别达到1416.1 V和4840.6 V，均满足安全设计要求。
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user: 7. 总结 1) 考虑到±800 kV灵州换流站工程所处地点的特殊性，首次在全岩石地质条件以及微风化特殊地质条件的接地研究中采用边界元算法进行建模分析。 2) 运用接地计算软件CDEGS对问题进行分析，对灵州换流站的接地网和土壤模型进行建模求解分析。 3) 分析了灵州换流站的接地阻抗、网内电位差、跨步电势、接触电势等，并对其安全性能做出科学的评估。 4) 针对特殊地质条件，并未采用传统的增设垂直接地体的措施，而采用了增设均压带以降低网内的跨步电位差、接触电位差以及在超标处铺设高阻层的措施，从而允许更高的接触电势差和跨步电势差。
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user: 摘 要 八钢冷轧罩式炉内罩已使用10年，经检测内罩下部燃烧区已达使用极限小于4 mm，上部完好大于5 mm (内罩壁厚6 mm，小于3.5 mm报废)，采用更换内罩下部与上部焊接的方法，制定了内罩下部制作方案、内罩下部与上部焊接工艺及检测方法，返修后内罩经使用后取得了良好效果。 关键词 :罩式炉，内罩，焊接 Copyright © 2017 by author and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 概况 冷轧分厂一期14台罩式炉是2004年10月设备安装、调试投产，到至今生产运行近十年，该设备是由奥地利EBNER公司设计并总包工程，设备是由原武汉冶金设备制造公司制造供货，内罩材料是SUS309S，由外商直接进口，国内普碳钢罩式炉内罩一般使用周期寿命为64，000小时，现在一期的内罩都超过了使用周期。
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user: 2. 内罩数据分析 2.1. 内罩燃烧区数据分析 检测发现内罩的在烧嘴部位的筒体下部有腐蚀减薄较快，筒体测厚检测烧嘴下部筒体平均壁厚在4.10 mm左右(安全壁厚4 mm)，继续使用存在安全隐患。 2.2. 内罩上部(燃烧区以上)分析： 烧嘴以上的内罩筒体减薄情况较好，测厚检查发现烧嘴以上的筒体材料厚度都还在5.10 mm以上，考虑此内罩原设计是6 mm，然而使用了10年烧嘴以上的筒体还有5.0 mm以上，说明烧嘴以上的内罩筒体，在高温时的腐蚀速度较慢，而且烧嘴以上的筒体，在高温时受压力较小，为了降低生产运行成本，并能确保设备的安全运行，可以采用只更新内罩烧嘴以下筒体，其烧嘴以上的筒体、封头、法兰、内罩的吊环都可以不用更换，也还能安全的使用3年以上。这样可降低设备备件成本，又可以较快的投入生产使用。
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user: 3. 内罩返修方案 3.1. 内罩返修方案说明 冷轧分厂罩式炉内罩内径f2100，筒体材质309S，原设计内罩筒体的材料厚度是6 mm，考虑到内罩在烧嘴下部的筒体直段至第一节波纹段，在高温时承受筒体上部、封头、吊环重量的压力及内罩内在退火处理运行中强对流高温中的H 2 气体冲刷而造成的腐蚀速度较上部快，所以内罩筒体更换时，将内罩烧嘴以下筒体的厚度改8 mm~10 mm，更换高度为2500 mm左右。 3.2. 内罩更换图(见图1、图2) 说明：下部5、6段更换(高度2500 mm左右)，底部7、8、9、15底座保留，上部1、2、3、4段保留； 图1. 内罩下部与底部简图 图2. 内罩更换区域图 3.3. 内罩返修步骤 3.3.1. 内罩更换筒体准备 Ø 材料准备 筒体材料309 S (8 mm~10 mm厚)不锈钢板 [ 1 ] ，筒体在厂内制作成形并滚压好波纹。 Ø 下料 筒体下料采用等离子切割，将8 mm~10 mm的不锈钢板破口用刨边机加工，对接坡口均为60˚坡口；钢板上的编码要保留；筒体下料尺寸偏差为±2 mm；表面较光洁的那个面留在外表面。 Ø 筒体成形、压波纹 筒体成形后进行纵向焊缝的焊接，焊接后需要纠正圆度，不能有局部的菱角，然后才能压波纹。 Ø 组对 筒体运输至现场，做好准备工作后便可以组对。按照新制作的筒体的长度切除原有筒体，内罩原有筒体采用等离子切割的方法切除，切割线位于波峰或波谷，然后用角磨机现场打磨出坡口。 筒体的纵向焊缝可以置于圆周上任意位置，相邻纵缝必须互相错开，间距不小于300 mm弧长。 错边量：筒体的拼缝，筒体之间的组对焊缝，筒体与封头的组对焊缝错边量不得大于1 mm。 单个筒体纵向焊缝组对时，要重新复核周长，确保周长偏差小于±2 mm。筒体之间的组对不允许打尖强力组对。 筒体与筒体组装对接焊的焊缝间应留有2 mm间隙，组装时的间隙(见图3)。 焊接时采用短弧、窄道、2道焊缝，施焊过程中严禁摆弧，第1道靠下边，第2道靠上边，2道焊缝的焊接方向相反；第2道采用回焊起弧，回焊长约10 mm，收弧填满，道间温度应小于150℃ (见图4)。
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user: 4. 内罩焊接 4.1. 内罩焊接焊工资格 罩式炉内罩筒体返修焊接，由于罩式炉内罩制造焊接要求是按国家《钢制压力容器安全技术监察规程》的规范执行，所以参与内罩焊缝焊接的焊工，必须持有有效的SMAW压力容器焊工资格证书，才能进行返修施焊。 图3. 筒体组装简图 [ 2 ] 4.2. 焊接工艺参数，焊缝表面用酸洗膏清洗。 焊接材料：309S (06Cr23Ni13) [ 1 ] A412 f3.2 电流：100~120 A 电压：21~24 V 焊缝宽度：6mm板焊缝，焊缝宽度 ≤ 6 mm； 8 mm板焊缝，焊缝宽度 ≤ 8 mm； 10 mm板焊缝，焊缝宽度 ≤ 10 mm； 焊缝余高：≥0 mm，≤0.5 mm。 4.3. 检验 内罩筒体所有纵缝及环缝均要求做100%煤油渗透检查，筒体的T字缝100%拍片，II及为合格。其次，现场没有条件做“RT”探伤的，可以降低检查标准，采用100%“UT”探伤检查，标准按二类压力容器设备焊缝超声检验标准。无损探伤检查完成后对内罩进行整体气密性试验，试验压力为2000 mmH 2 O，试验时间为60分钟，压降为零为合格 [ 2 ] 。 4.4. 产品防护 不锈钢焊缝表面用酸洗膏酸洗，然后冲洗干净，产品表面不得打磨，不得刮花。 4.5. 消除应力处理 焊接完筒体后，采用震动消除应力技术消除焊接残余应力。 4.6. 返修完毕后内罩(见图5) 内罩返修完毕后，在罩式炉炉台上经过密封测试无泄漏，检测结果完全合格，安排退火钢卷装炉生 图4. 筒体焊接简图 [ 2 ] 图5. 内罩返修完毕图示说明 产，连续退火三炉钢卷，钢卷出炉后经检测退火钢卷性能达到了退火钢卷的全部质量要求。
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user: 5. 结论 1) 2015年八钢冷轧罩式炉按此工艺返修内罩7个使用至今效果良好，完全达到了罩式炉再结晶退火的要求。 2) 内罩返修比新制作内罩节约资金15万元，可降低三分之二成本。
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user: 摘 要 为避免大颗粒不变形脆性TiN夹杂物对齿轮钢的疲劳寿命的危害，根据钢铁材料的微合金化原理和强韧化原理，对20CrMnTi钢中的钛含量进行优化设计，结果表明，适当降低渗碳钢中的钛含量，可有效减轻或消除含钛渗碳钢中的液析氮化钛从而提高钢材的疲劳寿命。 关键词 :齿轮钢，疲劳寿命，TiN，成分优化 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 20CrMnTi钢中的Ti主要起到渗碳过程中防止晶粒长大的作用，由于Ti元素较为活泼，冶炼时其收得率的波动较大，为保证其能够发挥高温时阻止晶粒长大的作用，早期的20CrMnTi钢中Ti的添加量一般控制在0.06%~0.12%的范围，但过高的钛含量必然导致液析TiN的出现，而液析TiN由于尺寸粗大且形状为具有尖锐棱角的立方体故对表面接触疲劳性能不利。随着钢铁冶炼技术的发展，Ti的收得率可较为稳定地控制，国家标准规定钢中Ti含量降低到0.04~0.10%。但即便如此，还会在一定程度上出现少量液析TiN [ 1 ] 。 为此，如何进一步降低20CrMnTi钢中Ti的添加量，以保证有足够体积分数的Ti(C，N)颗粒明显阻止渗碳时晶粒的粗化的前提下完全消除液析TiN成为我们研究的主要内容。
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user: 2. 试验钢冶炼 采用25 kg真空熔炼电炉进行Ti含量优化设计的20CrMnTi齿轮钢的冶炼。选取1号钢(低氮低钛，钛氮乘积最低，为0.0001066)、2号钢(高氮低钛，钛氮乘积中等，0.0004320)、3号钢(低氮高钛，钛氮乘积较低，为0.0001352)、4号钢(高氮高钛，钛氮乘积最高，达到0.0008280)作为试验钢进行研究，具体成分见表1。试验钢碳、硅、锰、铬的含量均在GB/T5216-2004标准要求范围内。为避免硫、磷形成的其他夹杂物对试验结果的影响，对钢中硫、磷含量进行非常严格的控制。 进行接触疲劳试验时又分别随机选取电炉生产和转炉生产的两炉20CrMnTi钢进行试验，其钛、氮含量见表，钛氮乘积分别为0.0004640和0.0003500，均相当接近本项目试验钢设计的化学成分范围。
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user: 3. 锻造与预处理 试验用钢经改锻得到直径55 mm的圆棒，用于加工相关试样。 锻造工艺规范为：1200℃加热，1150℃开锻，900℃以上终锻，锻后空冷至室温。 为规范钢材组织，进行预先热处理。预处理工艺规范为：930℃加热，到温后保温30 min，空冷(室温温度15℃)。
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user: 4. 试样加工 接触疲劳试样为Φ52 × 10 mm，且内孔直径为Φ30 mm的圆片试样。 Table 1 Chemical composition of experimental smelting steel (wt% 炉号 C Si Mn S P Cr O Ti N Ti × N 1 0.17 0.27 0.97 0.0035 0.0059 1.12 0.0018 0.026 0.0041 0.0001066 2 0.20 0.25 0.95 0.0041 0.0064 1.16 0.0022 0.027 0.0160 0.0004320 3 0.19 0.27 0.99 0.0042 0.0063 1.12 0.0019 0.052 0.0026 0.0001352 4 0.18 0.27 0.97 0.0042 0.0063 1.14 0.0021 0.046 0.0180 0.0008280 对比转炉 0.050 0.0070 0.0003500 对比电炉 0.042 0.011 0.0004640 表1. 试验冶炼钢的化学成分(wt%) 试样加工过程中，试验钢与电炉、转炉钢相比无异常。
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user: 5. 接触疲劳寿命试验 试样进行930℃渗碳后直接淬火低温回火处理后进行表面接触疲劳试验，由于降钛后可明显减少钢中液析氮化钛的含量及尺寸，因而对其接触疲劳性能应该有明显的好处，而接触疲劳是齿轮在实际应用中最重要的失效方式，如果能提高钢的接触疲劳寿命，必将明显提高齿轮的使用性能 [ 2 ] 。 5.1. 试验条件 1) 试验负荷为2881 N，对应接触应力为4255 MPa； 2) 试验机转速为2800 r/min； 3) 试验时采用N32机油循环润滑； 4) 试验在五台试验机上交替进行，每组试验采用10片推力片试样进行试验。 5.2. 接触疲劳试验结果 由于接触疲劳试验数据具有一定的波动性，通常对同一钢种相同热处理工艺条件都必须进行10~20个试样的成组试验 [ 3 ] ，因此接触疲劳试验较为复杂费时，为此，在其他试验揭示的研究结果的基础上，挑选钛氮乘积适当偏高(高氮低钛2号钢)、钛氮乘积适当偏低(低氮高钛的3号钢)的两组试样及工业化生产的常规20CrMnTi钢(转炉冶炼和电炉冶炼)进行对比试验。 5.2.1. 接触疲劳试验数据 本试验采取2 × 10 8 次定数截尾试验，相关钢号的接触疲劳对比试验数据结果见表2。 5.2.2. 数据处理结果 经数据处理，得到对比材料的额定疲劳寿命L 10 、中值寿命L 50 及P-N曲线，具体结果见表3及图1和图2。 5.2.3. 试验结果分析讨论 由接触疲劳试验结果可以看出，常规工业化生产的20CrMnTi钢，无论是转炉冶炼还是电炉冶炼， Table 2 Contact fatigue test dat 试样 序号 1 2 3 4 2号钢 3号钢 对比钢转炉 对比钢电炉 01 4，177，800 7，781，400 3，341，400 3，547，200 02 15，953，400 128，489，400 7，088，400 4，942，800 03 16，084，800 145，631，400 7，127，400 12，930，600 04 106，603，200 200，000，000 7，771，200 13，534，800 05 200，000，000 200，000，000 8，278，800 21，052，800 06 200，000，000 200，000，000 9，301，800 22，557，000 07 200，000，000 200，000，000 18，835，800 25，715，400 08 200，000，000 200，000，000 20，435，400 41，566，200 09 200，000，000 200，000，000 38，130，600 84，466，800 10 200，000，000 200，000，000 86，065，800 200，000，000 表2. 接触疲劳试验数据 Table 3 Contact fatigue life result 编号 额定寿命L 10 中值寿命L 50 斜率参数b ×10 7 对比 ×10 8 对比 1 2号钢 1.10 4.55 2.10 13.73 0.64 2 3号钢 5.59 23.10 3.52 23.01 1.02 3 对比转炉 0.242 1 0.153 1 1.02 4 对比电炉 0.401 1.66 0.262 1.71 1.00 表3. 接触疲劳寿命结果 图1. 试验钢的接触疲劳寿命P-N曲线 图2. 对比钢的接触疲劳寿命P-N曲线 其接触疲劳额定寿命L 10 在10 6 的数量级，中值寿命L 50 在10 7 的数量级；而降低钛含量的试验钢的接触疲劳额定寿命L 10 在10 7 的数量级，中值寿命L 50 在10 8 的数量级。钢中钛含量降低后，接触疲劳寿命可得到显著的提高，大致可提高一个时间数量级 [ 4 ] 。 我国目前绝大多数机械零件的疲劳寿命设计均按10 6 设计，故莱钢目前工业化生产的20CrMnTi钢是满足设计要求的。而我国正在实施的先进钢铁材料973计划Ⅱ期研究工作则要求将主要机械零件的疲劳寿命提高1个数量级以上，达到10 7 ~10 8 的水平 [ 5 ] 。显然，我们研制的降低钛含量的20CrMnTi试验钢已基本达到这一未来发展的要求。 此外，由试验结果还可以看出，钛氮乘积适当偏低(0.0001352)的低氮高钛的3号钢比之钛氮乘积适当偏高(0.0004320)的高氮低钛2号钢的接触疲劳寿命还有成倍的提高，这也表明钛氮乘积的降低对渗碳齿轮钢的接触疲劳寿命的提高是明显有利的。 试验结果还表明，钛氮乘积在0.0004320的高氮低钛2号试验钢的接触疲劳寿命是工业生产的钛氮乘积在0.0004640的电炉钢的2.74倍，接触疲劳寿命增大一倍以上。这可能是由于试验钢的冶金质量比工业生产时的冶金质量控制更为严格所致，这一方面表明冶金质量的严格控制可以明显提高钢的疲劳寿命，而另一方面，即使扣除这一因素的影响，钛氮乘积为0.0001352的3号钢的接触疲劳寿命也比工业生产钢有显著的提高，这充分表明降低钛氮乘积对提高渗碳齿轮钢接触疲劳寿命的有利作用。当然，这也许是由于二者的钛氮比不同所致，因为2号试验钢的钛氮比为1.69，工业生产电炉钢的钛氮比为3.82，前者小于理想化学配比因而氮过剩，后者大于理想化学配比因而钛过剩，钛氮乘积相同时钢中氮化钛的有效沉淀析出温度大致相同，而钛过剩的钢中氮化钛的高温粗化速率将明显增大，因此，在钛氮乘积相同的情况下适当减小钛氮比(意味着降低钛含量)对接触疲劳寿命是有利的。
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user: 6. 结论 1) 降低钛含量的试验钢的接触疲劳额定寿命L 10 在10 7 的数量级，中值寿命L 50 在10 8 的数量级。钢中钛含量降低后，接触疲劳寿命可得到显著的提高，大致可提高一个时间数量级； 2) 钛氮乘积适当偏低(0.0001352)的低氮高钛的3号钢比之钛氮乘积适当偏高(0.0004320)的高氮低钛2号钢的接触疲劳寿命还有成倍的提高，表明钛氮乘积的降低对渗碳齿轮钢的接触疲劳寿命的提高是明显有利的； 3) 降低钛氮乘积对提高渗碳齿轮钢接触疲劳寿命具有有利作用，但在钛氮乘积相同的情况下适当减小钛氮比(意味着降低钛含量)对接触疲劳寿命是有利的。
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user: 摘 要 为确定铁酸锌浸出过程中的最优控制参数，高效浸出含铁酸锌物料中的锌和铁，以制备的铁酸锌为原料，硫酸作浸取剂，考察了浸出温度、硫酸初始浓度对锌浸出效果的影响，得到了浸出反应动力学方程式。结果表明，在温度为50℃~90℃，硫酸与铁酸锌初始物质的量之比为6时，浸出过程符合减缩核动力学模型，表观反应活化能为63.50 kJ/mol，浸出反应受表面化学反应步骤控制。以含铁酸锌废料为原料，考察了浸出条件对锌、铁浸出率的影响。在硫酸与锌和铁物质的量之比为1.2:1，浸出温度为95℃，矿物粒径为0.048 mm，浸出时间为4 h的条件下，含铁酸锌废料中锌、铁浸出率分别为90.52%、90.14%。 关键词 :铁酸锌，酸浸，动力学，活化能 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 铁酸锌是具有尖晶石结构的复合氧化物，其骨架或主体由氧离子组成 [ 1 ] 。铁酸锌中三价铁离子位于八面体间隙，与氧离子之间为较强的离子键，而锌离子位于四面体间隙，与氧离子之间在一定程度上属于共价键。锌离子的配位数为4，提供1个4 s轨道和3个4 p轨道，易与氧离子的2 p电子结合，形成稳定的配价键 [ 2 ] [ 3 ] 。由于四面体内部存在着百分率较高的共价键，铁酸锌结构非常稳定，不溶于水且不溶于稀的硫酸溶液 [ 4 ] 。因此，如何改善含铁酸锌物料中锌的浸出效果，是锌湿法冶金的主要难题之一。 为了提高铁酸锌物料中锌的浸出率，国内外学者进行了大量的研究工作，获得了许多浸出方法，如高温酸溶法 [ 5 ] [ 6 ] ，高温碱溶法 [ 7 ] ，机械活化法 [ 8 ] [ 9 ] 等。研究结果表明，高温酸溶法和高温碱溶法存在设备要求高、能耗高、投资费用高等缺点；机械活化法需要耐酸磨矿设备，且存在磨矿能耗大的缺点。以硫酸为浸取剂对铁酸锌进行热酸浸出，可以大幅提高锌的浸出率且操作简单，过程易控。浸出操作是该工艺中的关键环节，直接影响到产品的回收率，而浸出动力学的研究是优化浸出操作的基础。 本实验以共沉淀法合成的铁酸锌为原料，硫酸为浸取剂，研究了其酸浸过程中锌的浸出动力学，从浸出温度和硫酸初始浓度两个方面探讨了锌浸出过程的控制步骤，以便确定控制浸出反应速率的关键因素。在此基础上探索了含铁酸锌废料酸性浸出的最佳条件。
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user: 2. 实验 2.1. 实验原料 2.1.1. 铁酸锌的合成与表征 采用共沉淀法合成铁酸锌 [ 10 ] ，其主要过程为：按摩尔比Fe:Zn = 2:1的比例分别称取一定量的硫酸铁和硫酸锌，溶解于一定体积的水中，配制成总金属离子浓度为1 mol/L的混合溶液；在不断搅拌的条件下，按金属离子完全沉淀理论量的2倍加入2 mol/L的碳酸氢铵溶液，用氨水调节终点pH值为7；于30℃下反应30 min，过滤，洗涤，得铁酸锌前驱体；前驱体于105℃干燥2 h，研磨，900℃焙烧12 h，得铁酸锌。对产品进行X射线衍射分析，结果见图1。 从图1可以看出，图中所出现的衍射峰与PDF标准谱图卡号79-1150-ZnFe 2 O 4 对照相吻合，无其它杂峰，由此可以判定本实验的合成产物为铁酸锌，且纯度高。 2.1.2. 含铁酸锌废料的化学成分分析 含铁酸锌废料取自湘西保靖某地的高铁氧化锌矿浸出渣，其主要化学成分见表1。 2.2. 实验方法 铁酸锌硫酸浸出：取一定量的铁酸锌与硫酸溶液，置于三口圆底烧瓶中，放入电热恒温水浴锅中，控制一定的温度搅拌浸出，实验中定时取一定体积的反应液，迅速放入容量瓶中，定容，采用EDTA滴定分析反应液中的锌浓度，计算锌的浸出率。预实验表明，当搅拌速度大于100 r/min，搅拌足以消除外扩散对浸出反应速率的影响 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] 。综合考虑实验设备及能耗，本实验选择搅拌速度为300 r/min。 含铁酸锌废料硫酸浸出：取一定量的铁酸锌废料和硫酸溶液，置于三口圆底烧瓶中，放入电热恒温水浴锅中，控制一定的温度搅拌浸出。待达到指定浸出时间，对料液进行液固分离，采用原子吸收分光光度法测定溶液中的锌浓度，重铬酸钾滴定分析溶液中的铁浓度，计算锌与铁的浸出率。 图1. 产品的XRD图 Table 1 Main chemical composition of mineral / Zn Fe ZnFe 2 O 4 SiO 2 Pb Ca 2.47 36.1 8.64 21.7 5.18 1.93 表1. 矿物的主要化学成分/%
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 硫酸与铁酸锌初始物质的量之比的确定 控制硫酸初始浓度2 mol/L，浸出温度90℃，搅拌速度300 r/min，浸出时间4 h，考察不同硫酸与铁酸锌初始物质的量之比对锌浸出率的影响，结果见图2。 从图2可知，硫酸与铁酸锌初始物质的量之比对锌浸出率的影响很大。当物质的量之比为大于6时，锌浸出率提高不明显，因此控制硫酸与铁酸锌初始物质的量之比为6。 3.2. 浸出动力学模型 铁酸锌硫酸浸出，属于液–固反应过程，浸出反应发生在两相的界面上。在浸出过程中，颗粒逐渐缩小，反应无固态产物生成，与减缩核模型的特征相符 [ 14 ] 。铁酸锌硫酸浸出包括以下过程：1) 硫酸从溶液中向反应物表面扩散；2) 硫酸在反应物表面与铁酸锌发生化学反应，其化学反应方程式为：4H 2 SO 4 + ZnFe 2 O 4 = Fe 2 (SO 4 ) 3 + ZnSO 4 + 4H 2 O；3) 反应产物硫酸锌、硫酸铁从反应物表面向溶液中扩散。 控制硫酸初始浓度2 mol/L，搅拌速度300 r/min，硫酸与铁酸锌的初始物质的量之比为6，考察不同浸出温度对浸出反应速率的影响。不同浸出温度下锌浸出率与浸出时间的变化关系见图3。 从图3可知，浸出温度对反应速率的影响较大，当温度为90℃时，反应速率最快，浸出90 min后，延长时间对锌浸出率的影响不大。 设浸出时间为t，硫酸初始浓度为C 0 ，硫酸浓度为C，锌浸出率为n，硫酸与铁酸锌初始物质的量之比为a，定义浸出率函数为： (1) 动力学时间b [ 15 ] 为： (2) 对不同的浸出温度T，保持C 0 为2 mol/L， a为6，以f(n)对b作图，结果见图4，各曲线的线性相关 图2. 物质的量之比对锌浸出率的影响 系数R 2 均大于0.99，故可得该浸出反应的动力学方程式为： (3) 式中k为表观反应速率常数，与物料性质及反应条件参数有关，如物料粒度、传质扩散系数、硫酸浓度等。该方程式与减缩核模型的动力学方程形式一致 [ 14 ] 。 利用曲线拟合法得到的各直线斜率，即不同温度下的表观反应速率常数k 1 ，结果见表2。 3.3. 表观反应活化能 由Arrhenius方程式 [ 16 ] 推导得： 图3. 不同温度下锌浸出率与时间的变化关系 图4. 不同温度下f(n)与时间b的关系曲线 (4) 式中k为反应速率常数，E a 为表观反应活化能(kJ/mol)，R为气体常数[J/(mol·K)]，T为绝对温度(K)，A为频率因子。根据表2数据，以lnk对1/T作图，得到Arrhenius线性图，结果见图5，由直线的斜率求得Ea = 63.50 kJ/mol，Ea大于42 kJ/mol，表明该浸出反应过程受表面化学反应步骤控制 [ 14 ] 。 3.4. 硫酸初始浓度对反应速率的影响 温度为90℃，搅拌速度为300 r/min，a为6，考察不同硫酸初始浓度对浸出反应速率的影响。以f(n)对b作图，结果见图6，各曲线的线性相关系数R 2 均大于0.99，说明C 0 在1.0 mol/L~3.0 mol/L范围内变化时，浸出反应动力学方式程式符合减缩核模型。 利用曲线拟合法得到的直线斜率，即不同硫酸初始浓度下的表观反应速率常数k 2 ，结果见表3。 从表3可以看出，保持a为6，当C 0 大于2.5 mol/L时，反应速率变小。这是因为a不变，铁酸锌的量越大，悬浮的固体颗粒物越不容易分散，固液反应物之间的有效接触面积越小，因而限制了表面化学反应，导致反应速率减小。 Table 2 The value of k1 at different temperatur Temperature/˚C 50 60 70 80 90 k 1 9.30 × 10 −6 2.43 × 10 −5 5.03 × 10 −5 8.12 × 10 −5 1.42 × 10 −4 表2. 不同温度下的k 1 值 Table 3 The value of k2 at different sulfuric acid concentratio C 0 /mol/L 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 k 2 1.227 × 10 −4 1.372 × 10 −4 1.418 × 10 −4 2.067 × 10 −4 1.703 × 10 −4 表3. 不同硫酸初始浓度下的k 2 值 图5. 浸出体系反应的Arrhenius图 3.5. 含铁酸锌废料浸出的影响因素分析 根据铁酸锌酸浸过程动力学的研究结果，在温度为90℃，硫酸浓度为2.5 mol/L时，铁酸锌浸出速率最快，故以此作为含铁酸锌废料的初始浸出条件，考察硫酸与锌和铁的物质的量之比、浸出温度、矿物粒径及浸出时间对锌、铁浸出率的影响。 3.5.1. 硫酸与锌和铁的物质的量之比对锌、铁浸出率的影响 控制浸出温度90℃，硫酸浓度为2.5 mol/L，浸出时间为2 h，矿物粒径0.074 mm，考察了硫酸与锌和铁物质的量之比对锌、铁浸出率的影响，实验结果见图7。由图可知，锌、铁浸出率随着物质的量之比的增大而提高，当物质的量之比达到1.2:1时，继续增大物质的量之比，对锌、铁浸出率的影响不明显。故实验选择硫酸与锌和铁的物质的量之比为1.2:1。 图6. 不同硫酸浓度下f(n)与时间b的关系曲线 图7. 硫酸与锌和铁的物质的量之比对锌、铁浸出率的影响 3.5.2. 浸出温度对锌、铁浸出率的影响 控制硫酸与锌和铁的物质的量之比为1.2:1，硫酸浓度为2.5 mol/L，浸出时间2 h，矿物粒径0.074 mm，考察了浸出温度对锌、铁浸出率的影响，实验结果见图8。 在常压下进行浸出实验，温度很难达到100℃，所以在浸出温度小于95℃的条件下进行实验。由图可知，在温度低于80℃时，锌浸出率增加很快，在温度为80℃时，浸出率大于80%，继续升高温度，对浸出率的影响不明显；铁浸出率随着浸出温度的升高而一直增大。故实验选择浸出温度为95℃。 3.5.3. 矿物粒径及浸出时间比对锌、铁浸出率的影响 控制硫酸与锌和铁的物质的量之比为1.2:1，硫酸浓度为2.5 mol/L，浸出温度为95℃，考察了矿物粒径及浸出时间对锌、铁浸出率的影响，实验结果见图9。铁酸锌浸出反应过程符合减缩核动力学模型， 图8. 浸出温度对锌、铁浸出率的影响 图9. 矿物粒径及浸出时间对锌(a)、铁(b)浸出率的影响 受表面化学反应控制，表明矿物粒径会对铁酸锌浸出反应速率产生较大影响。由图可知，矿物粒径越小，浸出速率越快。当矿物粒径为0.048 mm，浸出时间为4 h时，锌、铁的浸出率分别为90.52%、90.14%。继续延长浸出时间，对浸出率的影响不明显，故选择浸出时间为4 h。
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user: 4. 结论 本文采用共沉淀法合成铁酸锌，对其进行硫酸浸出，硫酸与铁酸锌初始物质的量之比为6，硫酸浓度为2 mol/L，反应温度为50℃~90℃时，浸出反应动力学符合“减缩核动力学模型”，表观反应活化能为63.50 kJ/mol，浸出反应过程受表面化学反应步骤控制。硫酸与铁酸锌初始物质的量之比一定时，硫酸初始浓度不同，浸出反应动力学仍符合“减缩核动力学模型”。 对含铁酸锌废料进行硫酸浸出，单因素实验结果表明，硫酸与铁和锌的物质的量之比为1.2:1，浸出 温度为95℃，矿物粒径为0.048 mm，浸出时间为4 h的条件下，锌和铁的浸出率分别可达到90.52%、90.14%。
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user: 摘 要 稀土具有细化激光熔覆层晶粒、强化激光熔覆层强度、抑制激光熔覆层枝晶生长的作用。本文选取316 L不锈钢粉末为熔覆材料， 并加入稀土氧化物La 2 O 3 进行变质处理，在1Cr18Ni9Ti不锈钢基体表面进行激光熔覆实验，对比分析熔覆层组织，并进行耐腐蚀实验，分析稀土含量对熔覆层硬度的影响，研究稀土元素对激光熔覆层的影响。 关键词 :激光熔覆，稀土La 2 O 3 ，316 L合金粉末 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 稀土元素是Y、Sc以及La系元素中的15种元素的合称，稀土元素外层原子结构相近，其主要区别在于内层4 f电子的数目。稀土元素的结构决定了它们的性质，稀土元素具有活泼且相近的化学性质，在高温熔池中易于与其它元素发生反应，生成稳定的化合物。少量的稀土元素添加在金属中就可以使金属的性质产生很大的变化，所以稀土元素在金属中的应用大多以添加剂形式出现。稀土元素在金属处理中的作用主要有两个方面：第一是合金化，稀土元素化学活性高，与氧、硫亲合能力特别强，可用于脱氧脱硫。稀土元素在脱氧、脱硫时生成的化合物部分上浮形成熔渣，部分生成化合物作为夹杂物可以微细、均匀地扩散到金属内部，可以提高金属的硬度，使晶粒细化，防止偏析，改善金属的耐腐蚀性和耐磨损性。另外稀土还可以改善金属的热加工性、铸造性以及焊接性等。第二是稀土在金属中的固溶效应，稀土原子由于其电负性以及原子尺寸与金属原子的差异，导致在金属中的固溶度很小，稀土与其它元素形成的化合物，往往偏聚在晶界和晶体缺陷处，抑制金属晶粒的长大，对金属性能起到改善的作用 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] 。 激光熔覆可在普通金属材料表面获得稀释度低、与基体冶金结合而性能极为优异的强化层。改善熔覆层的组织，提高熔覆层的性能，减少熔覆成形中裂纹的出现，是激光熔覆研究中的重要领域。稀土元素其活泼的化学性质，在高温熔池中易于与其他元素发生反应，形成稳定的化合物。国内有多家单位报道了稀土对激光熔覆的影响，证实了稀土可以细化熔覆层的晶粒、强化覆层强度、抑制枝晶生长等作用 [ 6 ] - [ 14 ] 。 本文选取316 L不锈钢粉末为熔覆材料，并加入稀土氧化物La 2 O 3 进行变质处理，在1Cr18Ni9Ti不锈钢表面进行激光熔覆实验，对比分析熔覆层组织，并进行耐腐蚀实验，分析稀土含量对熔覆层的硬度的影响，研究稀土元素对激光熔覆的影响。
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user: 2. 实验研究 2.1. 试验材料 基体采用1Cr18Ni9Ti不锈钢，表面打磨、丙酮擦拭去除表面油污。合金粉末为316 L，粉末粒度为200目左右，如表1所示。稀土选用La 2 O 3 粉末，纯度在99%以上。以不同比例(分别为0.4%、0.8%、2%)添加La 2 O 3 ，称量放入研钵均匀混合后待用。粉末采用粘结法预置在基体表面，采用醋酸纤维素钠溶液作为粘结剂，预置厚度约为0.5 mm，预置粉末在一定温度下进行烘干。 Table 1 Composition of test matrix and powder material (wt% 材料 C Si Fe Cr Mo Ti Ni 1Cr18Ni9Ti <0.12 0.17~0.37 Bal. <17.0~19.0 - 0.8 8.0~11.0 316 L <0.03 － Bal. 16~18 2~3 - 12~14 表1. 试验基体及粉末材料成分(wt%) 2.2. 熔覆成形过程 激光熔覆实验在3000 W横流CO 2 激光器上进行，316 L不锈钢激光熔覆参数为：激光功率1.5 KW，扫描速度100 mm/min，激光光斑为矩形，尺寸为2.5 mm × 2.5 mm，能量接近为均匀分布，激光扫描搭接率为40%，每熔覆完一层后，去除表面熔渣及未熔粉末，然后再粘结一层。 2.3. 实验处理 激光熔覆实验完毕，沿横截面截取金相试样，观察熔覆层组织形貌，并测量熔覆层枝晶间距。对316 L不锈钢熔覆层，用50% HNO 3 酒精溶液进行腐蚀，观察稀土元素对熔覆组织耐腐蚀性能的影响，用JA3003A型号电子秤计量重量。对熔覆层，沿横截面制取金相试样，观察显微组织，测量熔覆层的显微硬度，分析稀土对熔覆层硬度的影响。