Experimental study on beneficiation of a foreign refractory ilmenite ore
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摘要: 针对国外某钛铁矿矿物组成复杂，有价矿物之间共生关系密切，且钛铁矿嵌布粒度细等问题，采用阶段磨矿—阶段选别的磁选—浮选工艺流程对该难选钛铁矿矿石进行了选矿工艺试验研究。结果表明，对含TFe 55.36%、TiO2 9.91%的原矿，采用该工艺后，可获得TFe品位64.50%，回收率81.70%的铁精矿和TiO2品位为47.22%、回收率为50.55%的钛精矿。该工艺为开发利用该矿产资源提供了技术支撑。Abstract: In view of the complex mineral composition of a ilmenite from overseas, the close symbiotic relationship between valuable minerals and the fine particle size of ilmenite, the experimental study on the beneficiation process of the refractory ilmenite ore was carried out using the stage grinding-stage separation magnetic separation-flotation process flow. The results show that the iron concentrate with TFe grade of 64.50% and recovery rate of 81.70%, the titanium concentrate with TiO2 grade of 47.22% and recovery rate of 50.55% can be obtained from the run-of-mine with TFe grade of 55.36% and TiO2 grade of 9.91%. This process provides a technical support for the open utilization of the mineral resources.
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Key words:
- ilmenite /
- titanomagnetite /
- stage-grinding /
- stage-separation /
- magnetic separation /
- flotation
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0. 引言
易切削钢是指通过在钢中添加一定数量的一种或一种以上的S、P、Pb、Ca、Se、Te、Ti及Ce元素，以提高切削性能的合金钢[1]。根据所添加的易切削元素不同进行分类，可以将易切削钢分为含硫易切削钢、含铅易切削钢、含碲易切削钢、含钛易切削钢及复合易切削钢等[2]。含硫易切削钢是问世时间最早，迄今为止用量最大并且用途最广的一种易切削钢，占世界和我国易切削钢总产量的比例达到了70%和90%[3]。Y12Cr18Ni9是一种高S奥氏体易切削钢，具有良好的塑性、韧性、抗腐蚀性及切削性能，在航空航天、石油、化工等领域得到广泛应用[4-5]。钢中硫化物的形态呈纺锤形时，对切削性能最为有利，长宽比超过4∶1的细长条状硫化锰不但破坏基体的连续性，还会造成切削屑粘结，降低工件的表面质量，如何有效调控硫化物的形貌及分布状态成为提高易切削钢质量的关键技术[6-11]。目前，通过试验对易切削钢的组织及性能研究的国内外文献较多[12-13]，但借助热力学软件来辅助研究的文献较少。现如今以相变热力学为基础的热力学模拟软件（如FactSage、Thermo-Calc、Pandat、JMatPro等）逐渐得到冶金与材料领域学者的认可与重视[14-15]。FactSage软件是一款根据“平衡相各组元化学势相等”和“Gibbs最小值”原则计算相图、相变和相平衡的功能强大的软件，可以对材料的成分、热加工参数等进行设计并预测组织的形成规律。笔者利用FactSage软件对Y12Cr18Ni9易切削钢的多元相图进行计算和分析，以明确该体系的组织演变规律，并通过试验对FactSage软件计算结果进行了验证，分析了Y12Cr18Ni9易切削钢的铸态组织及力学性能，为其生产提供了试验数据支持。
1. 试验材料及方法
试验钢采用VIM-150真空感应炉冶炼，容量为150 kg，装料前将所需的合金料在200 ℃烘烤3 h，并用砂轮打磨去掉表面氧化皮，每炉配料125 kg。将高纯铁、铬铁、镍板随炉装填，装料尽量紧密，避免搭桥，将石墨、金属硅、金属锰、磷铁、硫铁、钼铁置于真空感应炉的单独料仓中。当熔炼室的真空度≤1 Pa时，启动真空感应炉开始加热合金料，加热升温的工艺步骤如下：30%功率，持续20 min；50%功率，持续20 min；70%功率，持续20 min；90%功率，直到随炉料全部熔清。待炉料熔清后，继续升温到1600 ℃后将送电功率适当降低，使钢液的温度保持在1500 ~1550 ℃并持续25 min进行精炼。在精炼期，始终保持熔炼室的真空度≤1 Pa。精炼结束后充氩气到20000 Pa，然后依次加入石墨、硅铁、锰铁、磷铁、钼铁及硫铁。合金加入后进行大功率电磁搅拌，电磁搅拌持续时间为2 min，然后静置2 min。出钢浇注温度为1540 ℃，浇铸时间为3 min，浇注到Ø200 mm×400 mm金属模中，钢液在炉内凝固并冷却至室温后得到Ø200 mm的Y12Cr18Ni9易切削钢铸锭。使用ELTRACS800型红外碳硫仪测定其C和S元素的质量分数，使用ONH-2000型氧氮氢分析仪测定其O、N和H元素的质量分数，使用IRIS Intrepid II XSP型ICP光谱仪测得Al元素的质量分数，使用OBLF QSN750型光谱仪测得其他元素的质量分数，得到化学成分如表1所示。
表 1 Y12Cr18Ni9易切削钢的化学成分Table 1. Chemical composition of the Y12Cr18Ni9 free-cutting steel% C Mn Si Ni Cr Mo Al P H O N S Sn Ca Mg Fe 0.035 1.83 0.273 7.79 16.24 0.198 0.0011 0.012 0.00047 0.0071 0.011 0.175 0.0036 <0.0005 <0.0005 Bal. 采用FactSage 8.0热力学软件对试验钢的相变过程及析出行为进行计算，计算过程使用了FactSage 8.0软件中的Equilib与Phase Diagram模块[16]，采用专门用于计算钢铁材料相图的FSstel数据库，成分以单位克（g）进行输入，压力设置为1个标准大气压（101.325 kPa），在平衡条件下对数据库中存在的相不加任何条件限制，通过对计算结果的分析得到了Y12Cr18Ni9易切削钢的平衡相变路径。按照标准GB/T228.1-2010《金属材料拉伸试验第1部分：室温拉伸试验方法》，采用直径为Ø5 mm的棒状试样在MTS Landmark 370电液伺服万能试验机上进行室温拉伸试验，拉伸速率为0.016 mm/s。采用MTS落锤式冲击试验机进行室温夏比冲击试验，采用标准夏比V型缺口试样，试样规格为10 mm×10 mm×50 mm，中部加工有45°深为2 mm的V型缺口，冲击试样的缺口背朝摆锤方向，摆锤能量为300 J，采用3个平行试样，取其平均值作为最终结果。使用Phenom Partical X台式扫描电镜对硫化物形貌进行观察并用电镜附带的能谱仪分析硫化物的元素组成，使用扫描电镜的夹杂物自动分析系统对夹杂物的长宽比、尺寸及最大弦长进行统计分析，扫描面积为8.99 mm2。
2. 试验结果与讨论
2.1 FactSage热力学计算结果
通过FactSage8.0热力学软件计算Y12Cr18Ni9易切削钢Fe-16.24Cr-1.83Mn-7.79Ni-0.198Mo-0.035C-0.175S-0.273Si多元系由1500 ℃高温液相冷却至500 ℃的平衡相图，计算结果如图1所示。由图1(a)可以看出，在500 ~1500 ℃范围内，Y12Cr18Ni9易切削钢中的平衡相主要有Liquid、MnS、δFerrite、Austenite、M23C6、Ferrite与Sigma。由图1(b)可以看出，Y12Cr18Ni9易切削钢在1点1451 ℃发生液固相变：Liquid→δFerrite，生成了高温δ铁素体，1451 ℃也是Y12Cr18Ni9易切削钢的液相线温度。在2点1424 ℃发生同素异构转变：δFerrite→Austenite。在3点1417 ℃有MnS开始析出。在4点1400 ℃液相完全消失，1400 ℃也是Y12Cr18Ni9易切削钢的固相线温度。在5点1277 ℃时，高温δ铁素体完全转变为奥氏体。在6点904 ℃时，M23C6相开始析出。在7点751 ℃时，Ferrite相开始析出。在8点550 ℃时，有Sigma相生成。δFerrite、Austenite、M23C6、Ferrite与Sigma相的生成温度几乎不受S含量的影响。
图 1 Y12Cr18Ni9易切削钢FactSage软件模拟平衡相图Figure 1. Equilibrium phase diagram of Y12Cr18Ni9 free-cutting steel predicated by FactSage software凝固相变与析出路径是研究钢铁合金组织转变和分析凝固组织的重要依据[17]。由图2可以看出，Y12Cr18Ni9易切削钢的平衡凝固和冷却相变路径为：Liquid→Liquid+δFerrite→Liquid+δFerrite+Austenite→Liquid+δFerrite+MnS+Austenite→δFerrite+MnS+Austenite→MnS+Austenite→MnS+M23C6+Austenite→MnS+M23C6+Austenite+Ferrite→MnS+M23C6+Sigma+Austenite+Ferrite。Y12Cr18Ni9易切削钢的平衡凝固和冷却相变路径图是确定其冶金、锻造、轧制及热处理等工艺参数的重要参考依据。
图 2 Y12Cr18Ni9易切削钢的平衡凝固及冷却相变路径Figure 2. Phase transition path of the Y12Cr18Ni9 free-cutting steel during equilibrium solidification and cooling2.2 Y12Cr18Ni9易切削钢组织及力学性能分析
图3为Y12Cr18Ni9易切削钢中部横截面经过热酸腐蚀后的低倍组织，由表面细晶区、柱状晶区和中心等轴晶区组成。铸锭表面细晶区是由细小的等轴晶粒组成的，它的厚度与钢液的浇铸温度有关，浇铸温度越高，表面细晶区越薄，Y12Cr18Ni9易切削钢的浇铸温度为1540 ℃，表面细晶区的厚度大约为10 mm，表面细晶区所占面积为21.9％。柱状晶区的形成是因为在表面细晶区形成的同时，金属模型壁温度迅速升高，冷却速度变慢，固液界面上的过冷度减小，新晶粒的形成变得困难，只有一次轴垂直于金属模型壁的晶粒才得以优先长大，这便形成了柱状晶，试验钢柱状晶区所占面积为65.9%。中心等轴晶粒的形成是因为随着柱状晶的向前生长，液相中的成分过冷区越来越大，当成分过冷区增大到液相能够不均匀形核时，便在剩余液相中形成许多新晶核，并沿着各个方向均匀地生长而形成等轴晶[18]，试验钢中心等轴晶区所占面积为12.2%。根据GB/T 1979-2001结构钢低倍组织缺陷评级图对Y12Cr18Ni9易切削钢铸锭芯部缩孔、缩松进行评级，试验钢的中心缩松等级为0.5级，残余缩孔等级为1级，缩孔及缩松程度很小，表明材料的致密度很好，冶金质量较高。
图 3 规格为Ø230 mm的Y12Cr18Ni9易切削钢横截面低倍组织Figure 3. Macrostructure of Ø230 mm Y12Cr18Ni9 free-cutting steel on cross-section图4为Y12Cr18Ni9易切削钢中典型硫化物电镜形貌及Fe、S与Mn元素分布。由图4可以看出，Y12Cr18Ni9易切削钢中的硫化物主要呈球形、椭球形、纺锤形或短棒状并以簇状沿晶界分布，该类形态的硫化物一般被认为是共晶反应生成的。在冶炼过程中液相向固相发生凝固反应时，晶粒间残余液相中硫元素偏析会导致硫元素富集，使得硫化物与高温铁素体互相搭桥析出，形成了这种硫化物簇状分布的形态[19]。在20世纪80年代，Ito等[20-21]对低碳钢中的硫化物形貌进行了分类：第Ⅰ类：球形复合夹杂物，无规则分布，由亚稳态偏晶反应生成；第Ⅱ类：呈长棒状或扇形，沿晶界呈链状或网状分布，由稳定的共晶反应生成；第Ⅲ类：多面体形，无规则分布，由非稳态共晶（伪共晶）反应生成。其中第Ⅱ与第Ⅲ类硫化物可通过热加工的方式改善其形貌、尺寸与分布状态[22-23]。Y12Cr18Ni9易切削钢中的硫化物符合第Ⅱ类硫化物的形貌与分布特征。
图 4 Y12Cr18Ni9易切削钢中典型硫化物SEM形貌及元素分布Figure 4. The SEM micrograph(a) and element mapping(b~d) typical sulfides in the Y12Cr18Ni9 free-cutting steel图5为Y12Cr18Ni9易切削钢中夹杂物长宽比（其中，长宽比为Phenom Partical X台式扫描电镜-能谱仪统计出的穿过硫化物质心的16条弦线中的最长弦线的长度L与垂直于最长弦线的弦线长度W的比值，当硫化物长宽比≤3时可以将其称为纺锤形）分布。由图5可以看出Y12Cr18Ni9易切削钢中L/W≤3的硫化物所占比例最高，达到了94.75%，说明冶炼过程中有效控制了硫化物的形貌。
图 5 Y12Cr18Ni9易切削钢中硫化物长宽比分布Figure 5. Distribution of length-width ratio of sulfides in the Y12Cr18Ni9 free-cutting steel图6为Y12Cr18Ni9易切削钢中硫化物尺寸与最大弦长（其中，硫化物尺寸为统计出的穿过硫化物质心的16条弦线的平均长度；最大弦长为统计出的穿过硫化物质心的16条弦线中最长弦线的长度）分布。由图6可以看出，尺寸≤3 μm的硫化物所占比例最高为80.22%，随着尺寸增大，硫化物所占比例逐渐减小。最大弦长≤3 μm的硫化物所占比例最高为76.02%，随着最大弦长增大，硫化物所占比例也逐渐减小。由此可知，Y12Cr18Ni9易切削钢中的硫化物主要以球形、椭圆形及纺锤形为主，硫化物的形貌有助于材料切削性能的提升。
图 6 Y12Cr18Ni9易切削钢中夹杂物尺寸与最大弦长分布Figure 6. Distribution of size and maximum chord length of sulfides in the Y12Cr18Ni9 free-cutting steel图7为Y12Cr18Ni9易切削钢铸态工程应力-应变曲线。应力-应变曲线最典型的特点是没有明显的屈服平台，在拉伸的过程中呈连续屈服变形，材料的抗拉强度为597 MPa，屈服强度为233 MPa，断后伸长率为17.7%，断面收缩率为19.5%。
图 7 Y12Cr18Ni9易切削钢铸态工程应力-应变曲线Figure 7. Engineering stress-strain curves of the as-cast Y12Cr18Ni9 free-cutting steel断口是试样在试验过程中断裂后所形成的相匹配的表面，记录了材料在载荷与环境作用下断裂前的不可逆变形，以及裂纹萌生和扩展直至断裂的全过程[24]。图8为Y12Cr18Ni9易切削钢拉伸试样扫描断口形貌。由图8(a)可以看出，拉伸试样宏观断口只有很小的颈缩，断口比较整齐平坦并垂直于拉伸载荷方向。由图8(b)可以看出，拉伸试样微观断口呈明显的解理形貌，裂纹从簇状硫化物处萌生并在足够载荷的作用下快速失稳扩展，最终导致材料的断裂。由此可知，簇状硫化物会促进裂纹的产生并严重降低材料的力学性能。
图 8 Y12Cr18Ni9易切削钢拉伸试样扫描断口形貌Figure 8. Scanning fracture morphology of tensile specimen of the Y12Cr18Ni9 free-cutting steel图9为Y12Cr18Ni9易切削钢冲击试样扫描断口形貌。由图9(a)可以看出，宏观断口主要为放射区，整个断口比较平坦，为典型的脆性断口。由图9(b)可以看出，裂纹在簇状硫化物处生核，并从该处呈圆形向四周扩展并覆盖到整个晶粒，形成一个小的解理面，这些小解理面一般被称为准解理面，簇状硫化物是形成准解理面的主要原因[25]。Y12Cr18Ni9易切削钢铸态试样的冲击功为21.8 J，冲击韧性较差，沿晶界呈簇状分布的硫化物是造成其塑性较差的一个重要因素。Y12Cr18Ni9易切削钢的力学性能还有较大的提升空间，可以通过锻造、轧制及热处理等手段改变硫化物的分布状态，以提升材料的力学性能。
图 9 Y12Cr18Ni9易切削钢冲击试样扫描断口形貌Figure 9. Scanning fracture morphology of impact specimen of the Y12Cr18Ni9 free-cutting steel3. 结论
1)在500~1500 ℃范围内，使用FactSage热力学软件计算出的Y12Cr18Ni9易切削钢中的平衡相主要有Liquid、MnS、δFerrite、Austenite、M23C6、Ferrite与Sigma。平衡凝固和冷却相变路径为：Liquid→Liquid+δFerrite→Liquid+δFerrite+Austenite→Liquid+δFerrite+MnS+Austenite→δFerrite+MnS+Austenite→MnS+Austenite→MnS+M23C6+Austenite→MnS+M23C6+Austenite+Ferrite→MnS+M23C6+Sigma+Austenite+Ferrite。
2) Y12Cr18Ni9易切削钢中的硫化物呈球形、椭球形、纺锤形或短棒状并以簇状沿晶界分布，属于第Ⅱ类硫化物，长宽比≤3的硫化物占比达到了94.75%，尺寸≤3的硫化物所占比例为80.22%，最大弦长≤3的硫化物所占比例为76.02％，硫化物的形态在冶炼过程中得到了较好的控制。
3)簇状硫化物会影响Y12Cr18Ni9易切削钢的力学性能，簇状硫化物会促进裂纹的萌生，由拉伸及冲击断口可以看出，裂纹主要在硫化物处生核，并从该处呈圆形向四周扩展并覆盖到整个晶粒，形成一个小的准解理面，簇状硫化物是形成准解理面的主要原因。
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图 1 磁选粗选磨矿细度条件试验结果
Figure 1. Results of grinding fineness condition test in rough magnetic separation
图 2 粗选磁场强度条件试验结果
Figure 2. Results of magnetic intensity condition test in rough magnetic separation
图 4 粗选磁场强度试验结果
Figure 4. Results of background magnetic field intensity test in rough magnetic separation
表 1 原矿多元素分析
Table 1. Multi-element results of run-of-mine
% TiO2 TFe Al2O3 Cu Zn Pb Bi CaF2 SiO2 MgO CaO Na2O K2O V2O3 P S 烧失量 9.91 55.36 10.87 0.011 0.006 0.012 0.0047 0.32 8.79 5.59 6.21 1.92 0.47 0.026 0.090 0.21 0.202 
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表 2 铁物相分析结果
Table 2. Mineral composition of iron in run-of-mine
% 铁物相 含量 分布率 硫化矿中的铁 0.07 0.13 赤铁矿中的铁 2.42 4.37 褐铁矿中的铁 3.44 6.20 钛磁铁矿中的铁 45.41 82.03 钛铁矿中的铁 3.14 5.67 硅酸铁中的铁 0.27 0.11 碳酸铁中的铁 0.61 1.48 合计 55.36 100.00
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表 3 钛物相分析结果
Table 3. Mineral composition of titanium in run-of-mine
% 钛物相 含量 分布率 钛磁铁矿中的钛 2.65 26.74 钛铁矿中的钛 5.66 57.11 金红石中的钛 0.72 7.27 辉石中的钛 0.06 0.61 榍石中的钛 0.27 2.72 角闪石中的钛 0.06 0.61 褐铁矿中的钛 0.07 0.70 金云母中的钛 0.42 4.24 合计 9.91 100.00
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表 4 回收铁开路试验结果
Table 4. Open circuit test results of iron recovery
% 产品名称 产率 TFe品位 TFe回收率 铁精矿 70.12 64.50 81.70 磁选尾矿 29.88 14.56 18.30 原矿 100.00 55.36 100.00
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表 5 全流程闭路试验结果
Table 5. Results of closed-circuit flotation test
% 产品名称 产率 TiO2品位 TiO2回收率 精矿 8.45 47.22 50.55 尾矿 91.55 3.43 49.45 原矿 100.00 9.91 100.00
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