未永斌，靳 杰，劉俊鋒，耿國鋒

(1.新興河北工程技術有限公司，河北邯鄲 056107； 2.高強高塑性超長服役球墨鑄鐵管工程研究中心(籌)，河北邯鄲 056107；3.河北省球墨鑄鐵管制造業(yè)創(chuàng)新中心(籌)，河北邯鄲 056107；4.河北科技大學材料科學與工程學院，河北石家莊 050018；5.河北省材料近凈成形技術重點實驗室，河北石家莊 050018)

球墨鑄鐵以優(yōu)異的性能、低廉的價格在鑄鐵件領域得到廣泛應用。近幾十年來，隨著生產(chǎn)技術的不斷完善，球墨鑄鐵的產(chǎn)量得到穩(wěn)步提升。球化工藝是球墨鑄鐵生產(chǎn)過程中的重要環(huán)節(jié)。經(jīng)過多年發(fā)展，國內(nèi)外已經(jīng)成功研究出多種球化工藝，具有代表性的有沖入法[1-2]、蓋包法[3-4]、壓力加鎂法[5-6]、喂絲法[7-8]、GF轉(zhuǎn)包法[9-10]。噴吹球化工藝[11]兼顧了喂絲法和GF轉(zhuǎn)包法的優(yōu)點：和GF轉(zhuǎn)包法一樣可適當放寬對原鐵液含硫量的限制，和喂絲法一樣易于實現(xiàn)球化處理過程的自動化、智能化。除此之外，噴吹球化工藝所需設備簡單、易維護，能靈活適應不同的生產(chǎn)節(jié)奏。

目前，噴吹球化工藝主要在球墨鑄鐵管行業(yè)的個別大型企業(yè)中得到應用。從已有文獻可以發(fā)現(xiàn)，安志平等[12]、金建軍等[13]對噴吹球化工藝的研究多停留在對球化設備的優(yōu)化，通過改進設備精度、穩(wěn)定性達到提高球化效率的目的，對金屬型離心鑄造工藝條件下殘硫和殘鎂量對球化效果的影響并沒有作深入分析。在球化劑吸收率方面，文獻中對鐵液溫度和液面高度的研究也只是依據(jù)自身工藝條件得出相應結論，并沒有深入分析原因。如，文獻[14—16]對球化劑吸收率的研究沒有給出實驗檢測設備和吸收率的計算公式，也沒有結合理論對實驗結果進行分析。因此，鐵液溫度、球化深度與球化劑吸收率之間的普遍關系也不明確。

本文將在球墨鑄鐵管實際生產(chǎn)條件下對噴吹球化工藝的應用效果進行實驗研究，在保證球化效果的前提下，對影響球化劑鎂吸收率的主要參數(shù)——球化溫度和球化深度進行研究并優(yōu)化。

1 實驗條件及方法

實驗所用球鐵的主要成分是應用廣泛的QT400級別球墨鑄鐵的一般球化前成分，如表1所示。鐵液制備采用高爐+無芯感應電爐雙聯(lián)的熔煉方式，高爐鐵液經(jīng)無芯感應電爐調(diào)質(zhì)升溫后用球化包轉(zhuǎn)運至球化工位進行噴吹球化。在高爐鐵液進入電爐前、電爐調(diào)質(zhì)處理、噴吹球化處理后都需要對鐵液進行取樣，然后采用GS1000-Ⅱ型火花光譜儀對鐵樣進行成分分析。電爐升溫過程中采用鉑銠熱電偶測量鐵液溫度，達到所需溫度后，將電爐中鐵液倒入球化包中，運送到噴吹球化工位進行球化處理。球化劑的使用量隨球化前鐵液成分、溫度、出鐵量等參數(shù)的變化而變化。

表1 球化前鐵液主要成分

圖1所示為噴吹球化工藝示意圖。鈍化鎂球化劑被高壓氮氣噴吹進入球化包內(nèi)，球化包為內(nèi)直徑1.25 m、高度2.25 m的空心圓柱體。在電爐向球化包出鐵的過程中，球化包底部有電子秤，實時顯示球化包中鐵液的質(zhì)量，通過調(diào)整鐵液質(zhì)量來實現(xiàn)鐵液液面高度調(diào)整。球化后的鐵液被轉(zhuǎn)運至水冷金屬型離心澆注機工位，澆注成DN1200球墨鑄鐵管，在球墨鑄鐵管插口端得到金相試樣。金相試樣經(jīng)拋光并腐蝕后，在蔡司光學金相顯微鏡下放大100倍進行觀察并拍照。

圖1 噴吹法球化工藝示意圖Fig.1 Schematic of spray spheroidization process

硫元素對球化效果影響顯著，一種球化工藝必須保證球化后鐵液硫含量的穩(wěn)定性。因此，研究球化前后鐵液硫元素的變化及殘鎂量與殘硫量對金屬型離心鑄造球化效果的影響，對球墨鑄鐵生產(chǎn)有重要的借鑒意義。在此基礎上，對球化時鐵液溫度和液面高度對球化劑吸收率的影響及原理進行分析并優(yōu)化，能夠降低噴吹球化工藝的成本?；诖怂悸罚疚墓苍O計3組實驗：第1組實驗在1 460 ℃條件下進行且不改變其他實驗條件，研究噴吹球化工藝的應用效果；第2組實驗在1 460～1 528 ℃改變球化鐵液溫度，研究球化溫度對鎂吸收率的影響；第3組實驗在1.12～1.41 m改變球化深度(鐵液液面高度)，研究鐵液液面高度對鎂吸收率的影響。

2 結果及討論

2.1 噴吹球化工藝球化效果

噴吹球化工藝是以惰性氣體為載體，將在料倉中的鈍化鎂粒通過噴槍直接噴入球化包的底部，鈍化鎂粒在球化包底部完成受熱、熔化、汽化過程，先噴入的鎂粒對鐵液脫硫、脫氧，繼續(xù)噴吹的鎂粒則起到使石墨球化的目的[16]，如圖1所示。鎂在鐵液中先后與反球化元素氧、硫進行反應生成相應的氧化物、硫化物，從而消除氧和硫的反球化作用，促進石墨球化。經(jīng)鎂處理后的鐵液含氧量完全滿足球墨鑄鐵生產(chǎn)的要求[17]。在鎂開始溶解成鐵液之前，就完成了脫氧的全過程，并開始部分脫硫反應[18]。因此，保證球化效果的指標常用光譜分析所得的殘鎂量和殘硫量來控制。表2所示為隨機選取的部分爐次球化前后鐵液中鎂和硫的含量，與表2數(shù)據(jù)對應的球化前后反球化元素硫含量對比曲線圖如圖2所示。

表2 1 460 ℃鐵液中鎂和硫含量

圖2 鐵液硫含量變化Fig.2 Change of liquid iron S content

由表2和圖2可見，噴吹球化之前，硫含量平均值約為0.022%(質(zhì)量分數(shù)，下同)，噴吹球化后硫含量平均值約為0.005%。圖2中球化前硫含量顯著波動是因受到高爐鐵水預脫硫工藝的影響，雖然波動相對顯著，但仍能保證球化后殘余硫含量符合要求。實驗結果顯示，當原始硫含量波動較大時，通過及時檢測鐵液成分并調(diào)整球化劑用量，噴吹球化工藝可以將鐵液中的含硫量較穩(wěn)定地控制在0.01%以下。

鎂在鐵液中脫硫反應有2個途徑：一是鎂氣泡直接參與脫硫過程；二是鎂先溶解到鐵液中，溶解鎂再與硫反應，從而完成脫硫過程[18]；SUN等[19]研究發(fā)現(xiàn)，噴吹前、中期鎂氣泡脫硫占主導，后期主要是溶解鎂脫硫。IRONS等[20-21]認為，脫硫反應在鐵液中夾雜物的表面進行，而不是在鎂氣泡的表面，并認為溶解鎂的傳質(zhì)是控速環(huán)節(jié)。在一定溫度下，鐵液中溶解鎂和溶解硫的濃度積為定值[22]：

(1)

式中：[%Mg]為鐵液中溶解鎂含量；[%S]為鐵液中溶解硫含量；T為鐵液溫度。

由式(1)計算可知，當鐵液溫度為1 460 ℃時，[%Mg][%S]=1.74×10-5。

1 460 ℃時[%Mg][%S]的平衡關系見圖3。

圖3 1 460 ℃時[%Mg][%S]的平衡關系Fig.3 Equilibrium relationship of [%Mg][%S] at 1 460 ℃

由圖3 a)可知，由式(1)計算的鐵液中溶解鎂含量和溶解硫含量的理論關系與實驗實際值對比有一定偏差。不同研究者得到的[%Mg][%S]實驗值不盡相同，但多數(shù)研究者認為，其實際值的數(shù)量級在10-4，這比理論計算的[%Mg][%S]平衡值高很多，對這一現(xiàn)象的解釋是鎂與硫活度相互間的負作用很強[6]。依據(jù)表2中的數(shù)據(jù)，在實驗溫度1 460 ℃下球化后平均殘余鎂含量和硫含量的濃度積為[%Mg][%S]=2.98×10-4，如圖3 b)中的曲線所示，結果符合文獻中所述的10-4濃度積范圍。結合生產(chǎn)實際，分析文獻出現(xiàn)不同濃度積數(shù)值的可能原因是：理論上濃度積中各種元素的含量應是溶解態(tài)元素的含量而不是化合態(tài)元素的含量，而實際上，鎂和硫含量由不同實驗者使用不同的儀器進行檢測，再加上不同的球化動力學條件，使得所測得的殘余鎂含量和硫含量不盡相同。在生產(chǎn)實踐中，更有意義的做法是各工廠應基于各自的硬件條件開發(fā)有指導意義的元素含量預測方法。

雖然鎂的作用是清除氧硫這些表面活性物質(zhì)，使石墨沿c軸的生長速度大于沿a軸的生長速度，從而使石墨生長成球狀。但是鎂元素本身也是表面活性物質(zhì)，有文獻[13]也指出，當鎂含量超過0.05%時，石墨生長將發(fā)生畸變而產(chǎn)生異型石墨。如圖4所示，典型的噴吹球化后金相圖片顯示，石墨的球化等級達到2級，石墨大小為7級。從表2可以看出，雖然殘鎂量均值都大于0.05%，但是通過對產(chǎn)品的金相跟蹤發(fā)現(xiàn)，高的殘鎂量并沒有出現(xiàn)畸變的異型石墨。其可能原因是：球化衰退更容易發(fā)生在石墨尺寸較大、金屬凝固時間較長的情況下，而金屬型離心鑄造的球墨鑄鐵管冷卻速度較快，均質(zhì)形核相對更容易發(fā)生，從而出現(xiàn)石墨球數(shù)量較多且尺寸較小，來不及發(fā)生球化衰退。

圖4 球化后金相圖片(×100)Fig.4 Metallography after spheroidization (×100)

2.2 鐵液溫度對鎂吸收率的影響

鐵液溫度在1 460～1 528 ℃時的實驗結果如表3所示。

表3 不同溫度時的鎂吸收率

實驗所用的球化包為統(tǒng)一尺寸，這樣就可以保證當球化鐵液質(zhì)量相等時，球化包中的鐵液液面高度保持一致。本研究中，鐵液對鎂吸收率按照式(2)計算：

(2)

式中：w(Mg1)為球化后鐵液中殘余鎂的質(zhì)量分數(shù)；M為球化鐵液質(zhì)量；C為球化加入鐵液中鈍化鎂粒的質(zhì)量；w(Mg0)為鈍化鎂粒中鎂的質(zhì)量分數(shù)。

鎂的溶解度與溫度和壓力有關，在標準大氣壓下，鎂在鐵液中的溶解度隨溫度的升高而降低，見式(3)和式(4)[23-25]：

(3)

(4)

式中：[%Mg]為鎂在鐵液中的溶解度；PMg為鎂的蒸氣壓；T為鐵液溫度。

由式(3)和式(4)可知，鎂在1 200，1 300，1 400，1 450，1 500 ℃時的理論溶解度分別為0.449%，0.224%，0.121%，0.092%和0.071%[24]。可見，隨著鐵液溫度的升高，鎂在鐵液中的溶解度呈顯著下降趨勢。實際上，在液態(tài)鋼鐵溫度下測定鎂的溶解度極為困難，其真實溶解度尚不清楚[26]。根據(jù)表3數(shù)據(jù)，可繪制鎂吸收率隨溫度升高的變化曲線，如圖5所示。

圖5 鎂吸收率隨鐵液溫度變化趨勢Fig.5 Change of Mg availability with temperature

由圖5可知，隨著溫度的升高，鎂吸收率呈現(xiàn)顯著下降的趨勢，經(jīng)擬合后的下降趨勢見經(jīng)驗公式(5)。吸收率實測值與擬合的理論值之間產(chǎn)生偏差的原因可能是式(2)中各參數(shù)的檢測誤差，其中火花光譜儀一般會定期校準或產(chǎn)生顯著誤差才進行校準，期間的每次檢測都可能產(chǎn)生微小誤差。此外，用于檢測鈍化鎂質(zhì)量和鐵液質(zhì)量的電子秤的精度對吸收率的計算也會產(chǎn)生較大的影響。由表3可知，若要保證鎂的吸收率大于45%，則球化時鐵液溫度要小于1 480 ℃。在球化溫度為1 460 ℃、球化深度1.32 m的情況下，噴吹球化工藝的鎂吸收率可達57.82%。

A=0.004T2-12.42T+9 564，

(5)

式中：A為鎂的吸收率；T為球化溫度。

將式(5)兩邊對球化溫度T求導可得：

A′=0.008T-12.42,

(6)

式中：T為球化溫度；A′為鎂吸收率隨球化溫度T的變化率。

由式(6)可知，鎂吸收率隨球化溫度的變化率規(guī)律是溫度越低，鎂吸收率隨溫度變化越明顯。在實驗溫度區(qū)間的低溫端1 460 ℃時，鐵液溫度每升高1 ℃，鎂吸收變化率降低0.74%；當球化鐵液溫度為1 528 ℃時，鐵液溫度每升高1 ℃，鎂吸收變化率降低0.1%。這說明，在球化低溫區(qū)，球化鐵液溫度變化對鎂吸收率影響更加顯著，通過精確控制球化溫度，會明顯提高鎂的吸收率，從而產(chǎn)生顯著的經(jīng)濟效益。

雖然理論上球化鐵液溫度越低越有利于提高鎂吸收率，但在實際生產(chǎn)中，鐵液溫度越低，對生產(chǎn)連貫性的要求就越高。因此，綜合來看，球墨鑄鐵管的生產(chǎn)將球化時鐵液溫度控制在1 450～1 460 ℃，在保證連續(xù)穩(wěn)定的前提下，也可以保證45%以上的鎂吸收率。隨著鑄造行業(yè)生產(chǎn)設備自動化、智能化的升級，生產(chǎn)效率將會得到進一步的提高，鎂的吸收率也會有進一步提高的空間。

2.3 球化深度對鎂吸收率的影響

表4所示為不同球化深度時鎂吸收率的實驗結果，其中鐵液溫度均設定為1 460 ℃。對表4數(shù)據(jù)中的鎂吸收率和球化深度關系作曲線圖，如圖6所示。

表4 不同球化深度時鎂的吸收率

圖6 鎂吸收率隨球化深度的變化趨勢Fig.6 Change of Mg availability with spheroidization depth

由圖6可知，鐵液溫度為1 460 ℃時，隨著球化深度由1.12 m提高到1.41 m，球化劑的吸收率由37.2%增加到53.53%。經(jīng)擬合，鎂的吸收率與球化深度的關系符合式(7)：

A=63.4H-34.6，

(7)

式中：A為鎂的吸收率；H為球化深度。

球化過程中鎂的吸收率隨球化深度的增加呈線性增加，其中只有6號實驗的鎂吸收率與理論擬合值偏差較大，預計可能是成分檢測誤差造成的。

鎂的沸點為1 107 ℃，在鐵液球化溫度下會迅速汽化。由式(3)可知，當鐵液球化溫度為1 350～1 500 ℃時，鎂汽化產(chǎn)生的壓力為0.4～1.0 MPa，遠大于0.1 MPa的大氣壓力。鎂蒸氣壓越高則會產(chǎn)生越劇烈的沸騰，會減少鎂氣泡在鐵液中的停留時間，降低鎂的吸收率。

由式(4)可知，在鐵液溫度不變的情況下，鎂氣泡的壓力越大，則能越多地溶解于鐵液中。

鐵液內(nèi)部鎂蒸氣壓可表示為

(8)

式中：PMg為鎂氣泡蒸氣壓；Pg為鐵液表面大氣壓力；ρ為鐵液密度；g為重力加速度；H為鎂氣泡在鐵液中的深度(這里指球化深度)；σ為鐵液表面張力；r為氣泡半徑。

由式(8)可知，當其他條件不發(fā)生變化時，提高球化深度H，則能夠提高鎂氣泡的蒸氣壓，綜合式(4)和式(8)可知，當溫度不變時，球化深度H和鎂的溶解度[%Mg]之間呈線性關系。另外，由圖1所示的噴吹球化工藝可知，為了在一定程度上抑制鎂在鐵液中汽化，提高鎂氣泡在鐵液中的停留時間，從而提高鎂的吸收率，可以考慮提高球化包所盛鐵液的液面深度，即提高鎂粒接觸鐵液開始汽化處的鐵液壓頭。

由于理論上在球化溫度一定的前提下，球化深度H和鎂的溶解度[%Mg]呈線性關系，實驗中又得到鎂的吸收率A與球化深度H為線性關系(如式(7)所示)，因此，在當前實驗條件下，鎂的溶解度[%Mg]與鎂的吸收率A之間也應呈線性關系。由此可見，提高球化深度即球化時鐵液壓頭能夠有效提高鎂的吸收率，符合設計預期。雖然理論上球化深度越深，越有利于鎂的吸收，但實際上設計時還應考慮球化包的容量、吊掛、轉(zhuǎn)運等因素。

3 結 語

1)噴吹球化工藝兼顧了設備簡單可靠、易維護，球化劑量調(diào)整靈活等特點，將其應用于快節(jié)奏、大批量的球墨鑄鐵管生產(chǎn)領域后，能夠?qū)⑶蚧蟮臍堄嗔蚝糠€(wěn)定控制在0.01%以下，有效保證了球化效果，球墨金相評級可達到球化2級，尺寸7級。

2)金屬型離心鑄造條件下鑄件冷卻速度較快，石墨球尺寸相對較小。因此，雖然所得的球化鐵液殘余鎂含量高于0.05%，甚至達到0.07%，也并沒有發(fā)現(xiàn)由于鎂含量過高所導致的球化衰退現(xiàn)象。

3)在QT400球墨鑄鐵典型成分下，當球化溫度在常見的1 460 ℃時，殘余鎂和殘余硫二者的濃度積為2.98×10-4。

4)鎂的吸收率隨著鐵液溫度的降低而升高，鐵液溫度越低，鎂吸收率隨溫度變化越明顯。因此通過精確控制球化溫度，可以明顯提高鎂的吸收率，從而產(chǎn)生顯著的經(jīng)濟效益。

5)提高球化包的深度，可以提高球化反應處的鐵液壓頭，從而提高鎂的吸收率。理論上在球化溫度一定的前提下，球化深度和鎂的溶解度呈線性關系，實驗中得到鎂的吸收率A與球化深度H的線性關系為A=63.4H-34.6，因此，在當前實驗條件下，鎂的溶解度與鎂的吸收率之間也應為線性關系，實驗結果符合理論預期。

6)基于本實驗設備的實際條件，經(jīng)優(yōu)化，當球化溫度為1 460 ℃、球化深度大于1.3 m時，鎂的吸收率可高達50%以上。

隨著設備自動化和智能化的升級，生產(chǎn)效率進一步提高后，鎂的吸收率還能進一步提高。本文不足之處在于沒有從鎂溶解動力學過程方面研究鎂粒的加入速率對其汽化和溶解過程的影響，今后將對此以及如何影響鎂吸收率的問題做進一步的研究。