王仲亮，包燕平?，顧 超，肖 微，劉 宇，黃永生

1) 北京科技大學(xué)鋼鐵冶金新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083 2) 中天鋼鐵集團(tuán)有限公司第三煉鋼廠，常州 213011

近年來(lái)，隨著我國(guó)裝備制造業(yè)的迅猛發(fā)展，各類(lèi)軸承使用量日益攀升，使用場(chǎng)景不斷擴(kuò)展[1-2].軸承長(zhǎng)期處于復(fù)雜交變應(yīng)力狀態(tài)，要求其具有高硬度、高耐磨性、高彈性極限和高接觸疲勞強(qiáng)度等服役性能[3-5].因此，在軸承鋼生產(chǎn)中，需要嚴(yán)格控制工藝過(guò)程，提高鋼材純凈度，保證軸承的高精度、長(zhǎng)壽命和高可靠性[6].20世紀(jì)末，自耗重熔、真空冶煉等生產(chǎn)裝備和控制手段的使用，促進(jìn)了軸承鋼質(zhì)量的提升，鋼中全氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)從30×10-6降低至5×10-6以下，軸承鋼疲勞壽命提高了30倍[7].冶金工作者一般認(rèn)為鋼中全氧含量與夾雜物數(shù)量有著很好的對(duì)應(yīng)關(guān)系，全氧含量越低，夾雜物越少.國(guó)際軸承鋼質(zhì)量分級(jí)標(biāo)準(zhǔn)要求超高純凈級(jí)軸承鋼中全氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)小于5×10-6，硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)小于 20×10-6，鈦質(zhì)量分?jǐn)?shù)小于 10×10-6，夾雜物總級(jí)別小于2.0[8].目前，國(guó)內(nèi)高品質(zhì)軸承鋼生產(chǎn)技術(shù)取得了長(zhǎng)足進(jìn)步，部分企業(yè)的軸承鋼質(zhì)量已經(jīng)處于世界先進(jìn)水平，但質(zhì)量穩(wěn)定性與世界領(lǐng)先水平仍存在不小差距.

國(guó)內(nèi)外軸承鋼生產(chǎn)主要采用鋁脫氧工藝，控制鋼中全氧含量，并造高堿度渣，吸附去除夾雜物[9].鋁脫氧軸承鋼中不可避免地存在尖晶石、鈣鋁酸鹽和氮化鈦等夾雜物，其中，尖晶石和鈣鋁酸鹽是對(duì)軸承鋼疲勞壽命影響最大的兩類(lèi)夾雜物，也是導(dǎo)致軸承鋼疲勞失效的主要原因之一[8,10].在該工藝下，為了進(jìn)一步提高軸承鋼質(zhì)量，普遍認(rèn)同的觀點(diǎn)是繼續(xù)降低鋼中全氧含量，以減少夾雜物數(shù)量.然而這種脫氧方式并不能完全消除尖晶石和鈣鋁酸鹽類(lèi)夾雜，實(shí)際生產(chǎn)中，進(jìn)一步降低超高純凈級(jí)軸承鋼的全氧含量，其疲勞壽命提升不再顯著，且即使鋼中全氧含量極低也存在偶發(fā)性大顆粒夾雜物導(dǎo)致軸承疲勞失效的問(wèn)題[11-13].同時(shí)，采用鋁脫氧工藝，鋼液中殘留的氧化鋁將惡化鋼液的流動(dòng)性，使得鋼液連澆爐數(shù)大大減少，增加生產(chǎn)成本，鋼液中高的[Al]易還原渣中(TiO2)，從而引發(fā)Ti(C, N)夾雜物數(shù)量波動(dòng)，進(jìn)一步影響軸承鋼的疲勞壽命[14-15].

因此，全氧含量不能作為評(píng)價(jià)軸承鋼潔凈度的唯一指標(biāo)，為了在生產(chǎn)高品質(zhì)軸承鋼時(shí)避免出現(xiàn)由于鋁脫氧工藝造成的上述問(wèn)題，本研究提出了使用非鋁脫氧方式冶煉軸承鋼，既硅錳預(yù)脫氧—LF擴(kuò)散脫氧—真空終脫氧的組合脫氧工藝.組合脫氧方式主要解決以下問(wèn)題：（1）非鋁脫氧如何實(shí)現(xiàn)低氧控制，其目的在于使夾雜物不影響軸承鋼疲勞壽命；（2）控制鋼液中其他關(guān)鍵成分，特別是Ti含量；（3）采用低堿度精煉渣，實(shí)現(xiàn)夾雜物塑形化，減少Ds類(lèi)夾雜物產(chǎn)生；（4）從根源上杜絕Al2O3生成，改善鋼液流動(dòng)性，防止浸入式水口堵塞.

1 非鋁組合脫氧的軸承鋼低氧控制技術(shù)

1.1 基于硅錳預(yù)脫氧與擴(kuò)散脫氧的前期低氧控制技術(shù)

1.1.1 理論基礎(chǔ)

煉鋼過(guò)程中常用的脫氧方式主要有沉淀脫氧、擴(kuò)散脫氧和真空脫氧3種.沉淀脫氧利用鋁、硅和錳等合金快速降低鋼液氧含量，其中硅是一種較強(qiáng)的脫氧劑，與氧的結(jié)合能力比錳強(qiáng).鋼液中[Si]和[Mn]與[O]之間的反應(yīng)式分別為式(1)和(3)[16-17].但單獨(dú)用硅脫氧時(shí)，脫氧產(chǎn)物SiO2熔點(diǎn)高達(dá)1710 ℃，在鋼液中以固態(tài)形式存在.用硅錳同時(shí)脫氧時(shí)，反應(yīng)式為(5)，生成低熔點(diǎn)化合物，有利于聚集長(zhǎng)大并上浮去除，可降低（SiO2）活度，提升硅的脫氧能力.

硅、錳脫氧平衡常數(shù)表達(dá)式為式(2)和(4)，鋼液中[Si]、[Mn]和[O]符合亨利定律，活度系數(shù)均為1，而脫氧產(chǎn)物(SiO2)和(MnO)活度會(huì)隨鋼液內(nèi)錳硅比變化而變化.利用Factsage的Equilib模塊計(jì)算了不同錳硅比對(duì)各脫氧產(chǎn)物占比及活度的影響見(jiàn)圖1(a)，而GCr15軸承鋼中[Si]和[Mn]質(zhì)量分?jǐn)?shù)范圍分別為0.15%～0.35%和0.25%～0.45%，故錳硅比范圍為0.71～3.0，將對(duì)應(yīng)的硅活度值代入式(2)，可計(jì)算得到圖1(b)，即與[Si]平衡鋼液中[O]含量變化.可以發(fā)現(xiàn)隨著硅錳比升高(SiO2)活度及平衡[O]含量均降低，在硅錳比為4.6時(shí)，(SiO2)活度達(dá)0.022，其后不再降低.當(dāng)[Si]質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.15%，若采用硅單獨(dú)脫氧，[O]質(zhì)量分?jǐn)?shù)為120×10-6，而如果采用硅錳復(fù)合脫氧，[Mn]質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.45%時(shí)，可取得軸承鋼中最大硅錳比為3，對(duì)應(yīng)[O]質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為30×10-6.但繼續(xù)增加[Si]含量不會(huì)降低復(fù)合脫氧軸承鋼中[O]含量，在[Si]質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.35%時(shí)，最大硅錳比為1.3，[O]質(zhì)量分?jǐn)?shù)為62×10-6.

圖1 合金元素與脫氧效果關(guān)系.(a) 不同錳硅比對(duì)脫氧產(chǎn)物占比及活度的影響；(b) [Si]平衡鋼液中[O]質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化Fig.1 Relationship between alloying elements and deoxidation effect: (a) effects of different manganese-silicon ratios on the proportion and activity of each deoxidation product; (b) variation of [O]mass content in [Si]equilibrium molten steel

經(jīng)硅錳預(yù)脫氧可使鋼液中[O]質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到30×10-6，為進(jìn)一步降低[O]含量，可在精煉過(guò)程中向渣面加入足量的碳化硅，使渣始終為還原性熔渣，促進(jìn)擴(kuò)散脫氧過(guò)程不斷進(jìn)行，達(dá)到低氧控制的目的.擴(kuò)散脫氧是在渣金界面上進(jìn)行的，當(dāng)渣中(FeO)因發(fā)生還原反應(yīng)減少時(shí)，鋼液中[O]開(kāi)始向熔渣中擴(kuò)散，以達(dá)到新的平衡.利用FactSage的Phase Diagram模塊計(jì)算了CaO-SiO2-Al2O3-12%MgO四元系中的等氧活度線，如圖2所示，并探究了不同堿度對(duì)鋼中溶解氧含量的影響.對(duì)于非鋁脫氧軸承鋼，在鋼液[Si]和[Mn]與[O]含量達(dá)到平衡情況下，溶解氧含量隨精煉渣堿度增加而降低，當(dāng)LF精煉終渣堿度R為0.8～1.0，w(Al2O3)小于10%時(shí)，鋼中溶解氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為20×10-6～30×10-6.因此，采用非鋁脫氧工藝冶煉軸承鋼時(shí)，通過(guò)LF精煉過(guò)程中的硅錳預(yù)脫氧和精煉渣擴(kuò)散脫氧能夠?qū)撘喝踬|(zhì)量分?jǐn)?shù)控制在30×10-6以下.

1.1.2 應(yīng)用效果

非鋁脫氧工藝生產(chǎn)軸承鋼過(guò)程中，LF取樣的全氧含量變化如圖3(a)所示，LF精煉出站前后，鋼液全氧含量為20×10-6左右，隨精煉進(jìn)行有所降低.從圖3(b)可以發(fā)現(xiàn)，鋼液氮含量保持在較低水平，但由于LF處理過(guò)程電弧高溫區(qū)及鋼液面裸露的影響，造成鋼液氮含量有所增加.

圖3 非鋁脫氧生產(chǎn)軸承鋼LF工序.(a) 全氧含量變化; (b) 氮含量變化Fig.3 LF process of nonaluminum deoxidation production of bearing steel: (a) total oxygen change; (b) nitrogen content change

對(duì)穩(wěn)定生產(chǎn)時(shí)的GCr15軸承鋼分別在轉(zhuǎn)爐后、LF進(jìn)站、LF精煉變?cè)?、LF精煉變?cè)蟆F出站取渣樣，通過(guò)對(duì)渣成分檢測(cè)得到非鋁脫氧工藝冶煉軸承鋼精煉渣成分如表1所示.精煉渣的二元堿度范圍為0.90～1.41，處于低堿度渣甚至酸性渣范圍.渣中CaO質(zhì)量分?jǐn)?shù)范圍為37.8%～48.7%，SiO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)范圍為33.5%～42.0%，Al2O3的質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，僅為3.74%～5.06%，而MgO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高，冶煉前期為7%左右，后期達(dá)到12%左右.

表 1 非鋁脫氧工藝冶煉軸承鋼LF精煉渣成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Composition of LF refining slag for smelting bearing steel by the nonaluminum deoxidation process %

1.2 基于碳氧平衡的真空終脫氧技術(shù)

1.2.1 碳氧平衡

在RH精煉過(guò)程中，當(dāng)鋼中含碳量較高時(shí)，鋼液中溶解氧與碳反應(yīng)，反應(yīng)產(chǎn)物CO以氣體形式逸出，從而使溶解氧含量降低.本節(jié)內(nèi)容探究了RH精煉高碳鋼過(guò)程的碳氧平衡，RH中碳氧反應(yīng)可以用式 (6)描述[18]：

則該反應(yīng)平衡常數(shù)K為：

式中：PCO為CO分壓，kPa；a[C]為碳元素在鋼液中的活度；a[O]為氧元素在鋼液中的活度；[C%]為碳元素在鋼液中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；[O%]為氧元素在鋼液中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；f[C]為碳元素在鋼液中的活度系數(shù)；f[O]為氧元素在鋼液中的活度系數(shù).

當(dāng)鋼液中碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.1%～1%，溫度為1823～1973 K時(shí)，f[C]和f[O]的值分別為1.75[%C]和0.38[%O][17].故在1873 K時(shí)，式(7)可簡(jiǎn)化為式(8)：

由式(8)可知，在真空環(huán)境下碳脫氧能力隨真空度的增加而增加，而真空度對(duì)Si、Al等元素脫氧能力無(wú)影響，相同條件下Si、Al與鋼液中溶解氧反應(yīng)可分別用式(1)和(9)[17]表示：

當(dāng)鋼液溫度為1873 K時(shí)，f[Al]=f[Si]=f[O]=1，則有鋁氧平衡和硅氧平衡：

當(dāng)真空度達(dá)到67 Pa時(shí)，對(duì)于GCr15這類(lèi)含碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為1%的高碳鋼，與鋼液碳平衡的溶解氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)理論計(jì)算值可達(dá)到1×10-6，但在RH精煉工序?qū)嶋H測(cè)定的鋼液全氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)為8×10-6～10×10-6，因此大部分為氧化物夾雜的結(jié)合氧.

1.2.2 深度終脫氧控制

RH精煉過(guò)程中鋼液中氧的變化主要發(fā)生在3個(gè)區(qū)域中，如圖4所示.在RH真空室中發(fā)生碳氧反應(yīng)，溶解氧以CO的形式被去除.在真空室中不但鋼液碳氧反應(yīng)可直接形成CO氣泡，而且上升管吹氬產(chǎn)生的Ar氣泡為該反應(yīng)提供界面，促進(jìn)CO生成，另外暴露在超低真空中的熔池表面能夠使CO逸出鋼液.由于真空室內(nèi)真空度低于67 Pa，與之平衡的[O]為10-8，且反應(yīng)產(chǎn)物能夠迅速被移除，因此碳氧反應(yīng)一直正向進(jìn)行.但鋼包內(nèi)始終存在不活躍區(qū)，鋼液流速小，這些區(qū)域稱(chēng)為死區(qū).死區(qū)鋼液氧含量高于由真空室混勻的鋼液氧含量，兩者間存在濃度差，產(chǎn)生了傳質(zhì)效應(yīng).在頂渣中含有(FeO)，也會(huì)對(duì)脫氧效果產(chǎn)生顯著影響，當(dāng)[O]含量發(fā)生變化，鋼液中的[Fe]和[O]會(huì)與頂渣中的(FeO)建立新的平衡.

圖4 RH精煉過(guò)程[O]遷移行為Fig.4 Migration behavior of [O]during the RH refining process

RH精煉脫氧主要包括鋼液中溶解自由氧和夾雜物中結(jié)合氧的去除，該過(guò)程的動(dòng)力學(xué)條件良好，碳氧反應(yīng)速度主要取決于鋼液中碳和氧的傳質(zhì)[19].Ling與Zhang指出[C]/[O]是影響傳質(zhì)速率的決定性因素[20].LF精煉后鋼液中[C]質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為 1%，而 [O]質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為 20×10-6～30×10-6，此時(shí)[C]/[O]遠(yuǎn)大于0.52，鋼液中氧的傳質(zhì)速率是碳氧反應(yīng)的限制性環(huán)節(jié).在反應(yīng)初始階段，鋼液中的溶解氧是反應(yīng)中氧的主要來(lái)源，而強(qiáng)烈的攪拌作用大大加速了氧的傳質(zhì)速度.因此，RH初期碳氧反應(yīng)速度較快，廢氣中CO含量迅速增加，若抽真空速度過(guò)快，會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的噴濺.當(dāng)碳氧反應(yīng)進(jìn)行到一定程度時(shí)，混勻區(qū)鋼液氧含量顯著降低，反應(yīng)速率也隨之降低.在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，采用預(yù)抽真空和梯級(jí)壓降模式，既縮短了整體抽真空時(shí)間，又防止了處理前期劇烈噴濺的產(chǎn)生，提高了精煉效率.

1.2.3 應(yīng)用效果

對(duì)鋼包頂渣成分檢測(cè)得到RH前后渣成分如表2所示，堿度（R）基本保持不變，F(xiàn)eO和MnO含量發(fā)生變化，其中FeO質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降0.441%，MnO質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加0.023%.RH精煉至連鑄過(guò)程鋼液全氧含量變化如圖5(a)所示.過(guò)RH后，全氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)存在明顯下降，從 20×10-6左右降至 8×10-6左右.連鑄生產(chǎn)中，在鋼包、中間包以及澆鋼過(guò)程，鋼液會(huì)發(fā)生輕微氧化，導(dǎo)致鑄坯中全氧含量較RH精煉出站時(shí)高.從圖5(b)可以發(fā)現(xiàn)，RH工藝良好的熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)條件對(duì)脫除鋼液中氮有一定效果.而連鑄中氮含量增加，說(shuō)明存在鋼液吸氣的情況，需要進(jìn)一步優(yōu)化全程保護(hù)澆鑄，提高熔鑄容器密封性，減少鋼液面裸露.

表 2 非鋁脫氧工藝冶煉軸承鋼RH鋼包頂渣成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 2 Composition of RH top slag smelting bearing steel by the nonaluminum deoxidation process %

圖5 非鋁脫氧生產(chǎn)軸承鋼RH工序.(a) 全氧含量變化;(b) 氮含量變化Fig.5 RH process of nonaluminum deoxidation bearing steel: (a) total oxygen change; (b) nitrogen contents change

2 非鋁脫氧的軸承鋼低鈦控制技術(shù)

2.1 低鈦控制熱力學(xué)計(jì)算

TiN是一種形狀規(guī)則，棱角分明的脆硬質(zhì)夾雜物，對(duì)鋼基體的連續(xù)性破壞極大，嚴(yán)重影響軸承鋼服役壽命.國(guó)內(nèi)企業(yè)生產(chǎn)的軸承鋼中鈦質(zhì)量分?jǐn)?shù)普遍偏高，多數(shù)能夠控制在25×10-6以下，部分能達(dá)到15×10-6以下，過(guò)高鈦含量會(huì)促進(jìn)TiN夾雜物生成[21]，因此需要在冶煉過(guò)程中嚴(yán)格控制低鈦.精煉渣中(TiO2)與鋼液中[Ti]的平衡關(guān)系可用式(12)表示.

圖6 軸承鋼中[Ti]和[Al]s關(guān)系Fig.6 Relationship between [Ti]and [Al]s in bearing steel

2.2 低鈦技術(shù)應(yīng)用

圖7(a)比較了鋁脫氧和非鋁脫氧兩種生產(chǎn)工藝在整個(gè)冶煉過(guò)程渣中TiO2含量的變化，結(jié)果表明，鋁脫氧工藝的TiO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)在轉(zhuǎn)爐出鋼后為0.86%，在精煉過(guò)程中下降到0.06%左右，而非鋁脫氧工藝的TiO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)穩(wěn)定在0.40%左右.鋁脫氧軸承鋼精煉渣中Al2O3質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為35%，非鋁脫氧軸承鋼精煉渣中Al2O3質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為4%，可求得n值分別為13.35和2.51.鋁脫氧軸承鋼中[Al]s含量通?？刂圃?.009%～0.028%，取[Al]s為0.015%，則[Ti]質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 15×10-6；而非鋁脫氧軸承鋼中[Al]s質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.0008%以下，取[Al]s為0.0006%，[Ti]質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為 6×10-6，遠(yuǎn)小于前者.由圖7(b)取樣結(jié)果可知，通過(guò)非鋁脫氧工藝生產(chǎn)的軸承鋼Ti和Al質(zhì)量分?jǐn)?shù)均可控制在8×10-6以下，遠(yuǎn)低于鋁脫氧軸承鋼，與理論計(jì)算相符，可以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的低鈦控制.

圖7 低鈦控制技術(shù)應(yīng)用效果.(a) 不同工序渣中TiO2含量；(b) 有害元素含量Fig.7 Application effect of low titanium control technology: (a) TiO2 content in slag of different processes；(b) content of harmful elements

3 非鋁脫氧軸承鋼的夾雜物控制及流動(dòng)性改善關(guān)鍵技術(shù)

3.1 低堿度CaO-Al2O3-SiO2-MgO四元渣系及夾雜物控制

3.1.1 Ds類(lèi)夾雜物控制

在鋁脫氧工藝采用高堿度渣生產(chǎn)的軸承鋼中，夾雜物類(lèi)型主要包括氧化鋁、鋁鎂尖晶石、鈣鋁酸鹽、硅酸鹽、硫化錳和氮化鈦等，其中尤以大顆粒(≥13 μm)球狀?yuàn)A雜物即Ds類(lèi)夾雜物對(duì)鋼材疲勞性能危害最大[4-5,22].Ds類(lèi)夾雜物的形成過(guò)程如圖8所示，首先[Al]與鋼液中[O]生成脫氧產(chǎn)物(Al2O3)，然后鋼液中[Al]s與鋼包內(nèi)襯和精煉渣中的(CaO)、(MgO)等反應(yīng)，生成CaO-MgO-Al2O3類(lèi)復(fù)合夾雜物，最后在鋼液凝固過(guò)程中析出的CaS包裹在最外層，形成大顆粒鈣鋁酸鹽類(lèi)復(fù)合夾雜物.為此，鋁脫氧軸承鋼生產(chǎn)過(guò)程中需要嚴(yán)格控制鋼液鈣含量，杜絕進(jìn)行鈣處理，鋼液中鈣主要來(lái)源于合金帶入和鋁對(duì)(CaO)的還原.

圖8 Ds類(lèi)夾雜物形成過(guò)程Fig.8 Formation process of Ds inclusions

如圖9所示，使用FactSage7.2計(jì)算了非鋁脫氧的低堿度渣系成分對(duì)(CaO)和(Al2O3)活度的影響.由圖9(a)可知(CaO)的活度主要決定于渣堿度，堿度越高，(CaO)活度越高.鋁脫氧軸承鋼在LF精煉時(shí)渣堿度一般在5.0以上，這有利于降低平衡時(shí)鋼中的全氧含量.然而，高堿度爐渣中(CaO)活度高，因此[Al]s能將(CaO)還原為[Ca]進(jìn)入鋼液.而在非鋁脫氧冶煉軸承鋼工藝中，精煉渣堿度在 1.0左右，因此渣中(CaO)活度在 0.01～0.03之間，遠(yuǎn)低于高堿度精煉渣中(CaO)活度.因此，非鋁脫氧軸承鋼中[Al]還原的(CaO)減少，鈣鋁酸鹽類(lèi)夾雜物數(shù)量銳減.通過(guò)追蹤2種生產(chǎn)工藝的Ds類(lèi)夾雜物評(píng)級(jí)狀況，見(jiàn)表3，可以發(fā)現(xiàn)非鋁脫氧工藝能夠?qū)⒃擃?lèi)夾雜物穩(wěn)定控制在0.5級(jí)以下.綜合上述，通過(guò)調(diào)整渣成分可以改變殘留于鋼液內(nèi)的夾雜物類(lèi)型，能夠?qū)崿F(xiàn)大幅減少Ds類(lèi)夾雜物的目的.

表 3 不同工藝下Ds類(lèi)夾雜物評(píng)級(jí)Table 3 Ds inclusion ratings under different processes

圖9 精煉渣成分對(duì)CaO (a) 和Al2O3 (b)活度的影響Fig.9 Effects of refining slag composition on the activities of CaO (a) and Al2O3 (b)

3.1.2 其他類(lèi)夾雜物對(duì)比

使用EVO18+X-MAX80系統(tǒng)對(duì)鋁脫氧軸承鋼和非鋁脫氧軸承鋼鑄坯中各類(lèi)型夾雜物進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果見(jiàn)圖10.鋁脫氧軸承鋼的氧化物密度大于非鋁脫氧軸承鋼.前者鑄坯中主要氧化物夾雜為尖晶石，而后者鑄坯中主要氧化物夾雜為硅酸鹽.非鋁脫氧軸承鋼中鈣鋁酸鹽和TiN類(lèi)夾雜含量均低于鋁脫氧軸承鋼，但硫化物含量較高.對(duì)非鋁脫氧工藝生產(chǎn)軸承鋼過(guò)程進(jìn)行取樣，采用配備有能譜儀的掃描電鏡（SEM-EDS）觀察夾雜物形貌，如圖11所示.

圖10 鋁脫氧和非鋁脫氧軸承鋼鑄坯中各類(lèi)型夾雜物分布Fig.10 Distribution of various types of inclusions in aluminum and nonaluminum deoxidized bearing steel billets

轉(zhuǎn)爐出鋼過(guò)程中，加入大量硅錳合金，鋼中主要夾雜物為 SiO2及含 Si、Mn、Fe、Cr、Al等合金的復(fù)合夾雜物，還存在部分未完全反應(yīng)的脫氧合金，其形貌見(jiàn)圖11(a)～11(c)，各尺寸均有分布.SiO2及含SiO2的復(fù)合夾雜物呈不完全規(guī)則的球形.

LF精煉過(guò)程中繼續(xù)加入碳化硅擴(kuò)散脫氧，并在該階段加入石灰、石英砂等造渣料，夾雜物主要為含Si、Ca、Al、Fe等元素的復(fù)合夾雜物，其形貌見(jiàn)圖11(d)～11(f)，尺寸主要集中在小于4 μm范圍內(nèi).夾雜物以含有Si-Ca-Al-O的復(fù)雜球狀?yuàn)A雜物為主，少量呈不規(guī)則球狀.

RH精煉采用高真空純循環(huán)模式，實(shí)現(xiàn)對(duì)鋼液的深度終脫氧，真空處理期間不加入任何物料，因此RH處理過(guò)程中夾雜物類(lèi)型與LF基本相同，以規(guī)則的球形復(fù)合夾雜為主，其形貌見(jiàn)圖11(g)～11(j).小顆粒夾雜物含量有所減少，反之4～10 μm夾雜物含量顯著增加.

圖11 非鋁脫氧軸承鋼冶煉過(guò)程夾雜物形貌.(a～c) 轉(zhuǎn)爐; (d～f) LF; (g～j) RHFig.11 Morphology of inclusions in the smelting process of nonaluminum bearing steel: (a-c) BOF; (d-f) LF; (g-j) RH

3.2 非鋁脫氧工藝夾雜物對(duì)鋼液流動(dòng)性的影響及機(jī)理

傳統(tǒng)鋁脫氧軸承鋼生產(chǎn)過(guò)程會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重的水口結(jié)瘤現(xiàn)象，特別是在小方坯（160 mm×160 mm）連鑄（CC）中尤為明顯[23-24].結(jié)瘤物多為含鋁夾雜物，因此在采用非鋁脫氧工藝后，鋼液連澆性明顯改善[25].表4中統(tǒng)計(jì)了不同工藝下小方坯連鑄的連澆爐數(shù)，非鋁脫氧工藝最多連澆爐數(shù)可達(dá)17爐，平均連澆爐數(shù)為12.8爐，轉(zhuǎn)爐低鋁脫氧工藝平均連澆爐數(shù)可達(dá)7.9爐，均遠(yuǎn)大于鋁脫氧工藝.圖12為不同工藝水口結(jié)瘤情況，非鋁脫氧工藝（圖12(a)）中間包連澆十多爐后，水口無(wú)擴(kuò)徑，內(nèi)部不存在明顯結(jié)瘤層，僅個(gè)別位置存在厚度約3 mm的絮瘤物.對(duì)該水口內(nèi)壁進(jìn)行取樣分析，發(fā)現(xiàn)主要為大顆粒氧化鋁，為鋁碳質(zhì)水口本體.與此同時(shí)在圖12(b)可發(fā)現(xiàn)低鋁脫氧工藝連澆10爐后水口內(nèi)壁結(jié)瘤物厚度約6 mm.因此，雖然鋼中較高的鋁含量有利于超低氧控制，但在實(shí)際生產(chǎn)中，隨著鋁含量增加，鋼液的流動(dòng)性越來(lái)越差.

表 4 不同工藝下連澆爐數(shù)對(duì)比Table 4 Comparison of continuous casting heats under different processes

鋁脫氧和非鋁脫氧工藝生產(chǎn)軸承鋼在浸入式水口結(jié)瘤現(xiàn)象上表現(xiàn)出明顯差異，這主要與兩種工藝軸承鋼中的主要夾雜物類(lèi)型和含量有關(guān)[26].由圖12(c)可知，鋁脫氧軸承鋼中的夾雜物多位于1550 ℃液相線以外，主要為CaO-Al2O3-MgO等高熔點(diǎn)夾雜物，液態(tài)夾雜物比例在1550 ℃時(shí)僅為19.51%，而非鋁脫氧軸承鋼中主要為低熔點(diǎn)硅酸鹽類(lèi)夾雜物，多位于1550 ℃液相線以?xún)?nèi)，占比高達(dá)67.74%，少部分為CaO-Al2O3-SiO2類(lèi)高熔點(diǎn)夾雜物.一般認(rèn)為高熔點(diǎn)夾雜物是造成水口結(jié)瘤的主要原因，而鋼液中的低熔點(diǎn)硅酸鹽類(lèi)夾雜物對(duì)水口結(jié)瘤的影響較小[27].因此，非鋁脫氧軸承鋼中僅有少量高熔點(diǎn)夾雜物可能造成水口結(jié)瘤，而鋁脫氧軸承鋼中大多數(shù)夾雜物均會(huì)造成水口結(jié)瘤，這就是2種冶煉工藝水口結(jié)瘤情況完全不同的主要原因.

圖12 鋼液可澆性對(duì)比.(a) 非鋁脫氧工藝; (b) 低鋁脫氧工藝水口內(nèi)壁結(jié)瘤情況; (c) 不同脫氧方式鋼液中夾雜物液相比例Fig.12 Comparison of castability of molten steel: (a) nodulation on the inner wall of the nozzle in nonaluminum; (b) low-aluminum deoxygenation processes; (c) liquid phase ratio of inclusions with different deoxidation methods

4.1 軸承鋼超聲疲勞評(píng)價(jià)方法建立

當(dāng)前，高品質(zhì)軸承鋼疲勞壽命普遍在107次以上，若采用常規(guī)試驗(yàn)方法，每次疲勞測(cè)試時(shí)間過(guò)長(zhǎng)，當(dāng)疲勞壽命達(dá)到109次時(shí)，甚至需要116 d以上[28-30].為縮短測(cè)試時(shí)間，提高試驗(yàn)效率，本研究利用超聲疲勞系統(tǒng)進(jìn)行了超高周疲勞試驗(yàn)，加載頻率可達(dá)20 kHz，測(cè)定109的疲勞周次僅需14 h.圖13為超聲疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)工作原理示意圖，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時(shí)全程采用壓縮空氣冷卻，以杜絕溫度對(duì)疲勞實(shí)驗(yàn)的影響.超聲疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)包括超聲波發(fā)生器、換能器、放大器及實(shí)驗(yàn)控制系統(tǒng)，以電子、測(cè)控、材料和力學(xué)等學(xué)科為基礎(chǔ)，完成超聲波產(chǎn)生、能量轉(zhuǎn)換、信號(hào)采集和循環(huán)加載控制等任務(wù)，最終將電能轉(zhuǎn)換為特定頻率的振動(dòng)機(jī)械能并輸出.疲勞試樣經(jīng)過(guò)設(shè)計(jì)后，在應(yīng)力加載方向有一階與加載頻率相近的固有頻率，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中以共振模態(tài)進(jìn)行變形，最終達(dá)到疲勞加載的目的.

圖13 超聲疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)工作原理示意圖Fig.13 Schematic diagram of the working principle of the ultrasonic fatigue test system

4.2 不同脫氧方式下軸承鋼疲勞斷裂機(jī)理

通過(guò)對(duì)比相同加載應(yīng)力下不同全氧含量鋁脫氧和非鋁脫氧軸承鋼的疲勞周次，如圖14所示，非鋁脫氧軸承鋼的疲勞性能略好于鋁脫氧軸承鋼，在較高氧含量時(shí)可與極低氧鋁脫氧軸承鋼的疲勞壽命持平.統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，在鋁脫氧軸承鋼中，所有的疲勞裂紋都是由鈣鋁酸鹽夾雜物引發(fā)的，而在非鋁脫氧軸承鋼中，由夾雜物引起的疲勞裂紋只占39%，為氮化物、硅酸鹽和尖晶石等，其余61%是非夾雜物造成的.由于鋁脫氧和非鋁脫氧軸承鋼采用相同的軋制及熱處理工藝，兩種鋼的基體基本相同，但疲勞裂紋萌生部位的夾雜物類(lèi)型完全不同，因此這兩種工藝生產(chǎn)的軸承鋼疲勞失效機(jī)理具有明顯的差異性.鋁脫氧軸承鋼中由鈣鋁酸鹽引起疲勞裂紋時(shí)，夾雜物完整地存在于其中一半斷口中，與鋼基體之間出現(xiàn)明顯的空洞.而非鋁脫氧軸承鋼中由硅酸鹽引起疲勞裂紋時(shí)，夾雜物被撕裂并留在兩半斷口上，與鋼基體之間無(wú)空隙.

圖14 1300 MPa下全氧含量與疲勞壽命(Nf)的關(guān)系Fig.14 Relationship between total oxygen content and fatigue life (Nf)at 1300 MPa

為了進(jìn)一步探究夾雜物裂紋源周?chē)斩串a(chǎn)生的原因，依據(jù)Brooksbank等的模型計(jì)算了不同夾雜物與鋼基體之間的鑲嵌應(yīng)力，該模型用式(13)和(14)表示[31].該模型假設(shè)夾雜物為球形，且基體半徑遠(yuǎn)大于夾雜物半徑，夾雜物的熱膨脹系數(shù)及其他的力學(xué)參數(shù)如表5所示.

表 5 力學(xué)參數(shù)和熱物性系數(shù)Table 5 Mechanical parameters and thermophysical coefficients

式中， σR為夾雜物下方的徑向應(yīng)力，MPa；υ和 υM分別為夾雜物和基體泊松比；E和EM分別為夾雜物和基體楊氏模量，GPa； ΔT為真空淬火前的保持溫度與室溫間差值，℃；α和 αM分別為夾雜物和鋼基體的線性膨脹系數(shù)，10-6·℃-1；Rin和RM分別為夾雜物和其周?chē)摶w的半徑，m.

通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得鋼基體的屈服強(qiáng)度為1602 MPa，由模型計(jì)算得到硅酸鹽和鈣鋁酸鹽的鑲嵌應(yīng)力見(jiàn)圖15(a).鋼基體的屈服強(qiáng)度與不同類(lèi)型夾雜物的鑲嵌應(yīng)力大小順序?yàn)椋衡}鋁酸鹽＞鋼基體＞硅酸鹽.有研究表明，當(dāng)鋼基體的屈服強(qiáng)度小于夾雜物的鑲嵌應(yīng)力時(shí)，夾雜物周?chē)匿摶w會(huì)產(chǎn)生塑性變形，在夾雜物周?chē)纬煽斩碵32-33].當(dāng)鋼基體的屈服強(qiáng)度大于夾雜物的鑲嵌應(yīng)力時(shí)，夾雜物周?chē)匿摶w不發(fā)生塑性變形，與夾雜物緊密結(jié)合，無(wú)空洞產(chǎn)生[34].因此，由鈣鋁酸鹽和硅酸鹽夾雜物造成的軸承鋼疲勞失效機(jī)理可總結(jié)為圖15(b).對(duì)于鋁脫氧軸承鋼中空洞包圍的鈣鋁酸鹽夾雜物，首先其與一側(cè)鋼基體發(fā)生脫粘，然后在空洞周?chē)摶w中疲勞裂紋萌發(fā)擴(kuò)展，但夾雜物本身不發(fā)生斷裂.反之，對(duì)于非鋁脫氧軸承鋼中的硅酸鹽夾雜物，其本身在應(yīng)力加載過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生裂紋，并與鋼基體裂紋共同擴(kuò)展，最終兩者幾乎同時(shí)斷裂[35].非鋁脫氧軸承鋼中的硅酸鹽夾雜物和鋼基體結(jié)合緊密，與拉壓疲勞載荷相比，給鋼基體帶來(lái)相反的應(yīng)力，降低了鋼基體的應(yīng)變，從而延緩了鋼基體在拉伸過(guò)程中裂紋的產(chǎn)生，鋁脫氧軸承鋼中鈣鋁酸鹽夾雜物無(wú)此效應(yīng)，裂紋更易萌生擴(kuò)展.本課題組前期研究過(guò)程中得到的不同脫氧方式試樣疲勞裂紋源掃描電鏡圖也同樣證實(shí)了該規(guī)律，圖15(c)為鈣鋁酸鹽類(lèi)裂紋源，可觀察到夾雜物與基體的空洞，而圖15(d)硅酸鹽夾雜物與基體緊密結(jié)合.

圖15 脫氧方式對(duì)疲勞斷裂的影響.(a)不同氧化物夾雜對(duì)鑲嵌應(yīng)力的影響；(b) 疲勞斷裂的機(jī)理；(c) 鈣鋁酸鹽類(lèi)裂紋源；(d) 硅酸鹽類(lèi)裂紋源[9]Fig.15 Effect of deoxidation on fatigue fracture: (a) influence of different oxide inclusions on damascene stress; (b) fatigue fracture mechanism; crack initiation caused by calcium aluminate (c) and silicate(d) [9]

4.3 夾雜物誘發(fā)的軸承鋼疲勞壽命及斷裂臨界尺寸研究

根據(jù)Murakami等的研究結(jié)果可知，最大應(yīng)力強(qiáng)度因子Kmax,inc與內(nèi)部夾雜物面積S1及疲勞應(yīng)力振幅 σ0之間的關(guān)系表示為式(15)[36-37].

利用對(duì)軸承鋼測(cè)定得到的夾雜物尺寸及對(duì)應(yīng)疲勞壽命結(jié)果，計(jì)算得到圖16(a)，圖中C、D、G、H和K為不同樣品編號(hào)，Kmax,inc為夾雜物造成疲勞斷裂的門(mén)檻值，夾雜物尺寸越大，Kmax,inc值越大.圖中統(tǒng)計(jì)了部分由夾雜物造成的疲勞斷口，可以發(fā)現(xiàn)夾雜物類(lèi)型對(duì)Kmax,inc值有影響，其中硅酸鹽和鈣鋁酸鹽夾雜物的Kmax,inc位于同一區(qū)域，尖晶石夾雜物的Kmax,inc低于其他兩種類(lèi)型的夾雜物.對(duì)于硅酸鹽，有最小Kmax,inc值為 3.56 MPa·m0.5，鈣鋁酸鹽，有最小的Kmax,inc值為 4.00 MPa·m0.5，尖晶石，有最小Kmax,inc值為 3.55 MPa·m0.5，氮化鈦，有最小Kmax,inc值為 3.47 MPa·m0.5.

圖16 不同夾雜物造成的疲勞斷裂.(a) 門(mén)檻值; (b) 臨界尺寸Fig.16 Fatigue fracture caused by different inclusions: (a) threshold value; (b) critical size

通過(guò)最小Kmax,inc值，得到不同加載應(yīng)力下，夾雜物引起疲勞斷裂的臨界尺寸如圖16(b)所示.當(dāng)夾雜物尺寸大于臨界尺寸時(shí)，疲勞裂紋就會(huì)萌生.所有夾雜物的臨界尺寸都隨加載應(yīng)力增大而減小.在相同加載應(yīng)力下，不同類(lèi)型夾雜物造成疲勞斷裂的臨界尺寸大小順序?yàn)椋旱仯技饩脊杷猁}＜鈣鋁酸鹽.對(duì)2種工藝生產(chǎn)的軸承鋼中夾雜物尺寸進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，分別計(jì)算出非鋁脫氧軸承鋼中硅酸鹽大于臨界尺寸15.97 μm的比例為5.1%，而鋁脫氧軸承中鈣鋁酸鹽大于臨界尺寸12.66 μm的比例為8.2%.這就是非鋁脫氧軸承鋼的疲勞性能略?xún)?yōu)于鋁脫氧軸承鋼的原因.

5 結(jié)論

（1）非鋁脫氧工藝冶煉軸承鋼全流程氧含量控制主要包括3個(gè)階段：轉(zhuǎn)爐出鋼時(shí)加入硅錳合金預(yù)脫氧，LF精煉過(guò)程中渣面加入硅質(zhì)脫氧劑擴(kuò)散脫氧，該階段氧含量可控制在35×10-6以下，及RH真空精煉過(guò)程中的真空碳氧反應(yīng)深脫氧，最終將鋼中全氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)控制在5×10-6～9×10-6.非鋁脫氧軸承鋼中[Al]s質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.008%以下，在Al2O3和TiO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為4%和0.40%條件下，平衡[Ti]質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為6×10-6，可以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定低鈦控制，大幅減少鋼中氮化鈦含量.

（2）與鋁脫氧工藝相比，非鋁脫氧軸承鋼中夾雜物主要為塑性?shī)A雜物，最多的氧化物夾雜為硅酸鹽，其次為尖晶石，僅含有少量鈣鋁酸鹽，顯著降低了Ds類(lèi)夾雜物的含量.這些夾雜物多為低熔點(diǎn)夾雜，能夠改善鋼液流動(dòng)性，解決小方坯連澆問(wèn)題.通過(guò)借助超高周疲勞試驗(yàn)機(jī)對(duì)2種脫氧方式的軸承鋼疲勞壽命進(jìn)行測(cè)定，結(jié)果發(fā)現(xiàn)非鋁脫氧軸承鋼中氧含量較高時(shí)，仍具有與極低氧含量的鋁脫氧軸承鋼相似疲勞壽命，甚至略?xún)?yōu)于后者.

（3）雖然非鋁脫氧工藝生產(chǎn)軸承鋼具有上述優(yōu)勢(shì)，但在實(shí)際冶煉過(guò)程中存在低堿度渣對(duì)鋼包內(nèi)襯和RH耐火材料侵蝕速度加劇的問(wèn)題，且鋼液中[Al]含量控制要求高，需優(yōu)選物料，否則容易造成夾雜物成分和數(shù)量產(chǎn)生較大波動(dòng)，影響鋼質(zhì)量.鋁脫氧生產(chǎn)軸承鋼工藝成熟，已經(jīng)多年生產(chǎn)實(shí)踐驗(yàn)證，因此本工藝僅作為一種可行的冶煉方式，起到對(duì)鋁脫氧工藝的補(bǔ)充作用.