1、軸承鋼TiN夾雜物析出控制研究曾新光（東北特殊鋼集團(tuán)有限責(zé)任公司技術(shù)中心，中國(guó)，大連 116031）摘 要：通過(guò)對(duì)軸承鋼中TiN夾雜析出的理論分析，得到不同凝固率下TiN夾雜析出溶解度飽和線，據(jù)此提出防止TiN夾雜析出的Ti、N控制范圍，同時(shí)提出了生產(chǎn)過(guò)程Ti、N的控制措施。關(guān)鍵詞：軸承鋼；TiN；凝固偏析比；凝固率；保護(hù)澆注Control and study on TiN inclusion precipitationin bearing steelZeng Xin-guang( Technology Center, Dongbei Special Steel Group Co.,Ltd，d

2、alian 116031，china)Abstract: Basing on theoretical analysis of TiN inclusion precipitation in bearingsteel, the solubility saturation curve has been obtained to TiN inclusion precipitation under different solidification rate, in view of this, the control range for Ti、N is proposed to TiN inclusion p

3、recipitation and the control measures for Ti、N is also raised in the production process.Key words: Bearing steel；TiN；solidification segregation; solidification rate;protective casting前言軸承材料性能要求具有高疲勞壽命，軸承的疲勞壽命與鋼的純凈度密切相關(guān)，特別是鋼中脆性氧化物夾雜和點(diǎn)狀不變形夾雜對(duì)軸承材料的疲勞壽命影響極大，隨著純凈鋼冶煉技術(shù)的發(fā)展，鋼的純凈度大大提高，使得這類夾雜物的影響程度逐漸減弱，而硬度更高、

4、脆性更高的TiN夾雜對(duì)進(jìn)一步提高軸承材料的疲勞壽命的影響表現(xiàn)的更為突出，同尺寸的TiN夾雜對(duì)軸承材料疲勞壽命的影響遠(yuǎn)大于氧化物夾雜，6m的氮化物夾雜對(duì)疲勞性能的危害作用1與平均尺寸為25m的氧化物相當(dāng)。本文通過(guò)對(duì)GCr15鋼TiN夾雜析出的理論分析，提出生產(chǎn)過(guò)程的控制措施。1 、熱力學(xué)分析1.1 GCr15鋼液相線和固相線溫度的計(jì)算GCr15鋼主要成分見(jiàn)表1，理論液相線、固相線溫度按式（1）計(jì)算,其中相關(guān)數(shù)據(jù)見(jiàn)表22, 按控制目標(biāo)成分計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。t=1536t·Wi （1）表1 GC15鋼成分控制要求表2 t值表/表3 GCr15鋼理論液相線、固相線溫度/Table 3 GCr1

5、5 theoretical meniscus, liquidus temperature /1.2 TiN夾雜的析出3TiN生成的熱力學(xué)條件：0-1-1Ti+N=TiN（S） G=-69547+25.79 （cal· mol· k） (2) 即：lgK=15198/T-5.64 (3)由元素的相互作用系數(shù)計(jì)算可知，Ti和N的活度系數(shù)對(duì)反應(yīng)平衡式的影響很小，所以： LgTi%N%=- 15198/T+5.64 （4） 當(dāng)鋼液在成分均勻、溫度均勻的理想狀態(tài)下，由式（4）得到GCr15鋼液相線溫度下TiN夾雜物析出的穩(wěn)定性圖，如圖1所示。由圖1可見(jiàn)，由于GCr15鋼實(shí)際控制N80

6、ppm（圖1中黑線以下區(qū)域），因此在液相線溫度以上都不會(huì)析出TiN夾雜。9000850080007500700065006000N/ppm550050004500400035003000250020001500100050068101214目標(biāo)成分液相線161820222426283032Ti/ppm圖1 GCr15鋼目標(biāo)成分液相線TiN析出物的穩(wěn)定性圖Fig.5 the stable chart of TiN precipitate for GCr15 target compositionliquidus2 、凝固過(guò)程分析實(shí)際上鋼液凝固過(guò)程中，溶質(zhì)元素在固、液兩相間因溶解度不同將發(fā)生再分配，

7、產(chǎn)生成分偏析，其結(jié)果導(dǎo)致凝固前沿的液相線、固相線發(fā)生移動(dòng)。TiN析出物在鋼液中溶解度隨溫度變化的函數(shù)表達(dá)式如下：LgTi%N%=- 13850/T+4.01 （5）根據(jù)質(zhì)量守衡定律，當(dāng)微區(qū)域凝固率為g時(shí)，鋼液中C、P、S、N、Ti的凝固偏析比為5：-1il/i0=1-（1-Ki）g （6） Si、Mn、Cr的凝固偏析比為：Ki-1il/i0=1-g （7）式中i0、il分別為元素的原始濃度和凝固交界面液體中元素濃度，； g微區(qū)域凝固率，%；Ki元素i在-Fe鐵與鋼液之間的分配系數(shù)，如表4所示。表4 元素在 -Fe與鋼液之間的分配系數(shù)Table 4 the distribution coeffi

8、cient of element between -Fe and liquid steel元素 Ki按 (6)、(7)式計(jì)算GCr15鋼目標(biāo)成分中各元素在-Fe和液相之間的偏析比與微區(qū)凝固率的關(guān)系如圖2所示。可見(jiàn)，隨著凝固率增加，成分偏析加重，同時(shí)結(jié)合表2，可以看出，S、P、C對(duì)凝固偏析和降低固相線溫度的影響最大，因此，應(yīng)盡量降低其含量。按公式（6）、（7）計(jì)算出目標(biāo)成分下不同凝固率時(shí)固液界面液態(tài)鋼液的各元素成分，椐此按公式（1）計(jì)算出不同凝固率時(shí)固液界面液態(tài)鋼液的固相線溫度，再按式（5）計(jì)算出不同凝固率時(shí)TiN析出穩(wěn)定性如圖3所示。由圖可見(jiàn)，按目前生產(chǎn)實(shí)際控制水平，TiN夾雜在凝固率20%以

9、下就能穩(wěn)定析出，而按目標(biāo)控制水平，凝固率達(dá)到60%時(shí)TiN夾雜才會(huì)析出，如Ti、N含量都控制在10ppm以下，則凝固率在80%以上才會(huì)析出TiN夾雜，此時(shí)，由于析出時(shí)間晚，其尺寸也小，聚集長(zhǎng)大的傾向也就小，因此，應(yīng)盡可能降低Ti、N含量。4C 0.30Si 0.50Mn 0.75Cr 0.85P 0.06S 0.05N 0.48Ti 0.3Al 元素偏析比，il/i0固相率，g圖2 各元素在兩相區(qū)的偏析比與微區(qū)域凝固率的關(guān)系Fig.2 Dependence of each element between segregation ratio of two phasezones and solid

10、ification rate of micro zone200150N/ppm10050Ti/ppm圖3 GC15鋼不同凝固率g下TiN析出物穩(wěn)定性圖Fig.3 the stable chart of TiN precipitate for GCr15 under different solidification rate g3、Ti含量的控制3.1初煉爐終點(diǎn)Ti的控制冶煉的不同階段鋼液成分見(jiàn)表5所示。在初煉爐中鋼液中的Ti主要是通過(guò)氧化去除，在氧化后期，鋼液中的氧主要是由C所控制，因此，C氧化的程度決定了Ti的氧化程度。56鋼液中有關(guān)反應(yīng)平衡式如下：0-1-1C+O=CO G=-5308-9

11、.17T （cal·mol·k） （8）0-1-1Ti+2O=TiO2(S) G=-161493+53.68T （cal·mol·k） （9） 合并（8）、（9）式得：0-1-1Ti+2CO=2C+TiO2(S) G=-150877+72.01T （cal·mol· k） （10） 當(dāng)反應(yīng)達(dá)到平衡時(shí)，取aTiO2=1、PCO=1：22Lg（fCC%/ fTiTi%）=32979/T-15.74 (11) 當(dāng)鋼液成分為初煉爐終點(diǎn)成分和溫度時(shí)：取aTiO2=1、由表5及表6計(jì)算得fC=1.11、fTi=0.67，帶入式（11）得：2C%/

12、 Ti%=97 （12）表5 不同階段鋼液成分和溫度表6 1873K時(shí)鋼液中個(gè)元素相互作用系數(shù)eiJ36-14iJ36-14式（12）的關(guān)系如圖4所示。17161514131211Ti/ppm1098765432100.000.050.100.150.200.250.300.350.400.450.50C/%圖4 1560C時(shí)初煉爐熔畢鋼液C-Ti關(guān)系Fig.4 dependence of C-Ti for liquid steel after melting of initial heat under 1560 OC圖4表明，當(dāng)Ti、C含量在曲線下方時(shí)，Ti不會(huì)氧化，因此要使Ti降到較低值，

13、必須將C將到很低。3.2LF爐初期Ti的控制鋁的脫氧能力大于鈦，雖然初煉爐出鋼過(guò)程只采用低Ti、低Al合金進(jìn)行合金化，不用鋁脫氧，但是，由于合金質(zhì)量的影響，其中仍含有一定的鋁，因此，在LF爐初期鋼液中將發(fā)生Al和Ti的競(jìng)爭(zhēng)氧化反應(yīng)，此時(shí)，鋼液中的Ti能否被氧化，取決于鋼液中Al的行為。6鋁和氧反應(yīng)平衡式如下：0-1-12Al+3O=Al2O3（S） G=-287288+92.32T （cal·mol·k） （13） 合并（9）、（13）式得：0-1-14Al+3 TiO2(S)=3Ti+2 Al2O3（S） G=-90097+23.6T （cal·mol·

14、; k） （14） 當(dāng)反應(yīng)達(dá)到平衡時(shí)，取aTiO2=1、aAl2O3=1：3344Lg（fTiTi%/ fAlAl%）=19693/T-5.16 (15) 當(dāng)鋼液成分為L(zhǎng)F爐初期成分和溫度時(shí)：由表5及表6計(jì)算得fTi=0.3、fAl=1.35，帶入式（15）得：4/3Ti%/ Al%=113 （16） 式（16）的關(guān)系如圖5所示。O45403530Ti/ppm252015105123456Al/ppm圖5 1580C時(shí)LF爐初期鋼液Al-Ti關(guān)系OFig.5 dependence of Al-Ti for preliminary liquid steel of LF under 1580C圖5

15、表明，當(dāng)Ti、Al含量在曲線下方時(shí)，Ti不會(huì)氧化，由表5可知，LF爐初期鐵合金帶入鋼液中的鈦不會(huì)發(fā)生氧化。冶煉過(guò)程Ti含量的變化見(jiàn)圖6，（TiO2）含量的變化見(jiàn)圖7。圖6和圖7表明，初煉爐帶入鋼包的爐渣中的TiO2能被Al所還原。OTi/ppm取樣過(guò)程圖6 冶煉過(guò)程Ti含量變化Fig.6 the content of change for Ti in melting process工藝1：出鋼鋁脫氧，LF爐不除渣，鋁粉還原；工藝2：出鋼鋁脫氧，LF爐除渣70%造新渣鋁粉還原；工藝3：出鋼不脫氧，LF爐除渣70%后鋁脫氧，造新渣鋁粉還原；0.50.4工藝2（TiO2）/%0.3工藝3工藝1 0.

16、20.10.0出鋼入LF爐除渣出LF爐出VD爐冶煉過(guò)程圖7 冶煉過(guò)程（TiO2）含量的變化Fig.7 the content of change for （TiO2）in melting process工藝1、工藝2、工藝3同圖6。因此，初煉爐出鋼時(shí)不進(jìn)行合金化，出鋼后立即除盡鋼包中的爐渣，再進(jìn)行增碳、造渣、合金化及鋁脫氧，才能最大限度地降低鋼液中鈦的含量。3.3減少鈦的來(lái)源降低鋼液中的鈦含量，還應(yīng)盡量減少鈦的來(lái)源。A、初煉爐氧化渣中含有較高的TiO2，因此，可通過(guò)增加初煉爐的裝入量，減少出鋼時(shí)氧化渣的厚度及粘度來(lái)減少出鋼下渣量，以避免在LF爐還原期被鋁還原。B、使用低鈦、低鋁的合金、增碳劑及

17、低TiO2的造渣材料。C、使用沒(méi)被含鈦鋼液污染過(guò)的鋼包及VD爐保護(hù)蓋。D、使用高鋁質(zhì)耐火材料澆注系統(tǒng)。4、N含量的控制由圖3可知，要減少TiN夾雜的析出，除了降低Ti含量，還需盡量降低N含量，電爐鋼液中的氮主要來(lái)源于被電弧電離的空氣、出鋼和澆注過(guò)程二次氧化以及原輔材料帶入。圖8是不同操作時(shí)鋼中氮含量的變化。 712011010090N/ppm70605040工藝2出鋼入LF爐出LF爐出VD爐軟吹后成品取樣部位 80工藝圖8 GCr15鋼冶煉過(guò)程N(yùn)含量的變化Fig.8 the content of change for N in GCr15 melting process工藝1：電爐脫碳量0.4

18、%、出鋼鋁脫氧、LF爐90分鐘，無(wú)保護(hù)澆注；工藝2：電爐出鋼不脫氧、LF爐70分鐘，保護(hù)澆注；降低N含量的措施：A、 電爐氧化期采用高的脫碳速度和高脫碳量，通過(guò)激烈的碳氧反應(yīng)去除N。B、 電爐熔化末期開(kāi)始進(jìn)行泡沫渣操作，減少吸氣。C、 出鋼過(guò)程不用Al脫氧，使鋼液保持較高的氧勢(shì)，以減少吸氮。D、 LF爐采用高堿度、大渣量操作。E、 縮短LF爐精煉時(shí)間。F、 盡量延長(zhǎng)VD爐高真空脫氣時(shí)間并在高真空下增大氬氣攪拌強(qiáng)度。G、 模鑄時(shí)采取罩式氬氣保護(hù)澆注。H、 使用低氮合金及輔助材料。5、結(jié)語(yǔ)（1）按GCr15鋼目前實(shí)際控制水平,在液相線以上不會(huì)析出TiN夾雜。但在鋼液凝固率0.2以下TiN夾雜將穩(wěn)定

19、析出。（2）在Ti15ppm、N50ppm的情況下，TiN夾雜在凝固率達(dá)0.8時(shí)才會(huì)析出。（3）要將鋼液中的鈦含量完全氧化必須將鋼液中的碳氧化至較低水平；由于出鋼過(guò)程合金帶入的鈦難以氧化，所以，合金化適于在出鋼除渣后加入。（4）出鋼過(guò)程不進(jìn)行強(qiáng)脫氧操作，可減少電爐下渣中TiO2的還原和鋼液吸氮。（5）采用電爐高的脫碳速度和脫碳量及模鑄罩式氬氣保護(hù)澆注能有效降低N。（6）無(wú)論是降低Ti含量還是降低N含量，都應(yīng)當(dāng)選用低Ti或低TiO2、低N合金及輔助材料。參考文獻(xiàn)1傅杰合金鋼中的氮、鈦控制J.中國(guó)稀土學(xué)報(bào)，2000，18(9)：394-3992 楊全,張真.金屬凝固與鑄造過(guò)程數(shù)值模擬.杭州： 浙江

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