齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究

D0:10.13374f.issn1001-053x.2011.s1.035 第33卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.33 Suppl.1 2011年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dec.2011 齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究 陈天明)杨素波)王新华》 1)攀钢集团研究院有限公司，成都6117312)攀钢集团攀枝花钢钒有限公司，攀枝花617022 3)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 通信作者，E-mail:chentml16@163.com 摘要利用热力学软件计算了齿轮钢氧含量与夹杂物成分控制、夹杂物转变条件.结果表明，20CMH钢中具有较高塑性 的非金属夹杂物成分（质量分数）为：Si020%-10%、A20322%-55%、Ca042%-60%、Mg05%-10%,与之平衡的钢液中 铝的质量分数大于0.020%，钙的质量分数大于0.7×10-6，a[o为0.0005%左右：选择组成为Ca0>40%、A山，03≤37%、Mg0 10%、(%C0+%Mg0)/%Si02为10、Si02含量尽量低的渣系，钢中Al203、Mg0·Al203夹杂物可转变为低熔点的钙铝酸盐. 试验发现LF和RH精炼结束时钢液T[O]含量均随炉渣碱度增加而降低，采用高A山，O3含量的炉渣对降低T[O]含量有利：精 炼过程钢液中夹杂物按“A山03系夹杂物→MgO一A山，0，系夹杂物→Ca0-Mg0一A,0,系夹杂物”顺序发生转变，其中Mg0- AL,O,系夹杂物向C0-Mg0一Al,0,系夹杂物的转变是由外向内逐步进行的，转变速度相对较慢：降低T[0]含量有利于生成 较低熔点的Ca0-Mg0一Al,0,系夹杂物. 关键词齿轮钢：精炼：炉渣：非金属夹杂物 分类号TF701.2:TF762.1 Control technology for oxygen content and inclusions of gear steel CHEN Tian-ming☒✉，YANG Su-bo2,WANG Xin-haua 1)Research Institute Co.Ltd..PanGang Group.Chengdu 611731,China 2)PanGang Group Steel Vanadium Co.Ld.,Panzhihua 617022.China 3)School of Metallurgical and Ecological Engineering.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China Corresponding author.E-mail:chentml16@163.com ABSTRACT The control of oxygen content and composition and the transformation conditions of non-metallic inclusions in gear steel are calculated with the thermodynamic calculation software Factsage.The results show that the composition of non-metallic inclusions with high plasticity in 20CrMoH steel is as follows mass fraction):Si0,0%to 10%,Al,0,22%to 55%,Cao 42%to 60%,and Mgo 5%to 10%.Under this condition,the mass fraction of aluminum in molten steel is above 0.020%,that of calcium is above 0.7x10,and the activity of oxygen in molten steel is about 0.0005%.If the compositions of refining slag with Ca40%. AlO,37%,Mgo 10%.(%Ca0 +Mgo)/%Si02 =10,and the Si0,content as low as possible are selected,AlO,and Mgo.Al O in molten steel can transform into calcium aluminates with low melting point.It is found that the contents of T[O]at the end of LF and RH refining both decrease with the increase in slag basicity,and the content of T[O]decreases with increasing the con- tent of Al2O3 in the slag.In the refining process,the composition of the non-metallic inclusions changes in order of "inclusions of the Al2O,system-inclusions of the Mgo-Al2O,system-inclusions of the Ca0-MgO-Al2O,system",among which the change of inclusions of the Mgo-Al,O,system to inclusions of the Cao-MgO-Al,O,system is inwardly from the outside surface and the reaction speed is rel- atively slower.Thus,at the end of the ladle furnace refining LF),there are still many unchanged MgO-Al,O,system inclusions.The T[O]content of the steel significantly affects the composition change of the inclusions and decreasing T[]content favors the change of inclusions KEY WORDS gear steel:refining:slag:non-metallic inclusion 收稿日期：2011-08一11

第 33 卷 增刊 1 2011 年 12 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 33 Suppl． 1 Dec． 2011 齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究 陈天明1) 杨素波2) 王新华3) 1) 攀钢集团研究院有限公司，成都 611731 2) 攀钢集团攀枝花钢钒有限公司，攀枝花 617022 3) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 通信作者，E-mail: chentm116@ 163． com 摘 要 利用热力学软件计算了齿轮钢氧含量与夹杂物成分控制、夹杂物转变条件． 结果表明，20CrMoH 钢中具有较高塑性 的非金属夹杂物成分( 质量分数) 为: SiO2 0% ～ 10% 、Al2O3 22% ～ 55% 、CaO 42% ～ 60% 、MgO 5% ～ 10% ，与之平衡的钢液中 铝的质量分数大于 0. 020% ，钙的质量分数大于 0. 7 × 10 － 6 ，a［O］为 0. 000 5% 左右; 选择组成为 CaO ＞ 40% 、Al2O3≤37% 、MgO 10% 、( % CaO + % MgO) /% SiO2 为 10、SiO2 含量尽量低的渣系，钢中 Al2O3、MgO·Al2O3 夹杂物可转变为低熔点的钙铝酸盐． 试验发现 LF 和 RH 精炼结束时钢液 T［O］含量均随炉渣碱度增加而降低，采用高 Al2O3 含量的炉渣对降低 T［O］含量有利; 精 炼过程钢液中夹杂物按“Al2O3 系夹杂物→MgO--Al2O3 系夹杂物→CaO--MgO--Al2O3 系夹杂物”顺序发生转变，其中 MgO-- Al2O3 系夹杂物向 CaO--MgO--Al2O3 系夹杂物的转变是由外向内逐步进行的，转变速度相对较慢; 降低 T［O］含量有利于生成 较低熔点的 CaO--MgO--Al2O3 系夹杂物． 关键词 齿轮钢; 精炼; 炉渣; 非金属夹杂物 分类号 TF701. 2; TF762 + . 1 Control technology for oxygen content and inclusions of gear steel CHEN Tian-ming1) ，YANG Su-bo 2) ，WANG Xin-hua3) 1) Research Institute Co． Ltd． ，PanGang Group，Chengdu 611731，China 2) PanGang Group Steel ＆ Vanadium Co． Ltd． ，Panzhihua 617022，China 3) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: chentm116@ 163． com ABSTRACT The control of oxygen content and composition and the transformation conditions of non-metallic inclusions in gear steel are calculated with the thermodynamic calculation software Factsage． The results show that the composition of non-metallic inclusions with high plasticity in 20CrMoH steel is as follows ( mass fraction) : SiO2 0% to 10% ，Al2O3 22% to 55% ，CaO 42% to 60% ，and MgO 5% to 10% ． Under this condition，the mass fraction of aluminum in molten steel is above 0. 020% ，that of calcium is above 0. 7 × 10 － 6 ，and the activity of oxygen in molten steel is about 0. 000 5% ． If the compositions of refining slag with CaO ＞ 40% ， Al2O3≤37% ，MgO 10% ，( % CaO + % MgO) /% SiO2 = 10，and the SiO2 content as low as possible are selected，Al2O3 and MgO·Al2O3 in molten steel can transform into calcium aluminates with low melting point． It is found that the contents of T［O］at the end of LF and RH refining both decrease with the increase in slag basicity，and the content of T［O］decreases with increasing the con￾tent of Al2O3 in the slag． In the refining process，the composition of the non-metallic inclusions changes in order of“inclusions of the Al2O3 system→inclusions of the MgO-Al2O3 system→inclusions of the CaO-MgO-Al2O3 system”，among which the change of inclusions of the MgO-Al2O3 system to inclusions of the CaO-MgO-Al2O3 system is inwardly from the outside surface and the reaction speed is rel￾atively slower． Thus，at the end of the ladle furnace refining ( LF) ，there are still many unchanged MgO-Al2O3 system inclusions． The T［O］content of the steel significantly affects the composition change of the inclusions and decreasing T［O］content favors the change of inclusions． KEY WORDS gear steel; refining; slag; non-metallic inclusion 收稿日期: 2011--08--11 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2011.s1.035

166 北京科技大学学报 第33卷 钢中氧及非金属夹杂物对钢的性能影响很 表120 CrMoH钢液各元素亨利活度系数f(1873K) 大，冶炼过程中，在降低钢中氧含量的同时，应尽 Table 1 Henry activity coefficient of each element in 20CrMoH liquid 可能控制钢中残留非金属夹杂物的形貌、尺寸、变 steel 形性能，即获得尺寸小、分布均匀、球形、硬度较小 元素i C Mn Al Ca 0 Mg 的非金属夹杂物.控制非金属夹杂物的种类、形态 1.03990.97701.18501.10000.07180.36880.9435 则是通过脱氧工艺及精炼工艺控制来实现的.本 文利用热力学计算软件Factsage对钢中氧含量及 1.2 Ca0SiO2-A山，03-Mg0系非金属夹杂物与 夹杂物控制进行了热力学计算分析，结合炼钢装 钢液反应 备及工艺条件开展了工业试验，生产出了高质量 首先利用Factsage软件中多元多相平衡计算模 齿轮钢 块计算在Ca0Si02-Al,03-Mg0系中，1873K平衡 时组元Ca0、Al,03、Mg0和SiO2的等活度线，用于 1热力学计算 Ca0Si02-AL,0,Mg0系非金属夹杂物与钢液反应 1.1计算条件 平衡热力学计算 以20 CrMoH齿轮钢为例进行计算，其典型成分 考虑到溅渣护炉及钢包衬均可带给钢包渣一定 (质量分数)为：C0.20%,Si0.27%,Mn0.77%,P 量的Mg0,本计算分析当Ca0Si02-Al203-Mg0系 0.015%.S0.003%,Cr1.05%.Mo0.20% 非金属夹杂物与钢液反应达到平衡时钢液组元 采用文献[1一4]报道的元素相互作用系数数 [Al]、[O]、[Ca]、[Mg]的含量，得出为将钢液中氧 据，与计算相关的元素亨利活度系数按式(1)计算， 含量控制在较低水平，钢中非金属夹杂物成分的控 活度按式(2)计算，与热力学计算相关的化学反应 制范围，在计算中分别固定Mg0的质量分数为5% 自由能变化取自文献[5-12]. 和10%. 1.2.1等[Al]线 =合[%]+A [%j]2+ 钢液中[Al]与非金属夹杂物中SiO2的反应 如下： [%j][%k] (1) 4[Al]+3(Si02)=2(Al203)+3[Si], 式中，和分别为钢液中元素i与j活度的一阶和 △G°=-658300+107.2T,Jmol-1(3) 二阶相互作用系数. 由式(3)可以得出钢液中的等铝线，见图1.从 a=f[%i] (2) 图1看出，当00=5%时，在低熔点区域1，与 式中，f是元素i的活度系数，[%]是i的质量分 Ca0SiO,一AL,0,Mg0非金属夹杂物平衡时的钢液 数，计算结果见表1. 中铝含量不超过0.0010%，而在低熔点区域2‘，与 IAIVIO-* Al/10-6 5i0 1C一0,2Si一0.27% sio. 1=0.2%i1=0.27% Eva=5% 1Ma=0.77%lCr=1.05% 10择 11n0.77%1Cr1.05% 0.9 1P=0.015%1S=0.03% 0.9 0.1 I=0.0159%的=0.0039% 0.3 0 1M0.2% 0.8 0.2 Ml=02 0.7 0.3 07 0.3 S0,的质量分数 0.6 0.4 f04 03 0.5 03 0.5 0.4 0.6 10、 0.4 0.6 0.3 07 03 07 02 0.8 0.2 0.8 0.1 2、 0.9 20 0.90.80.70.60.50.403.2.14l,0 Ca00.90.80.70.60.50.40.30.20.1Al,0 Ca0约贞量分数 C0的质量分数 图1钢液与Ca0-SiO2一A山203-Mg0非金属夹杂物平衡时的等[Al]线 Fig.1 Iso-activity lines of [Al]when the liquid steel balances with the Cao-$i0,Al,O:Mgo system non-metallic inclusions

北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 钢中氧及非金属夹杂物对钢的性能影响很 大，冶炼过程中，在降低钢中氧含量的同时，应尽 可能控制钢中残留非金属夹杂物的形貌、尺寸、变 形性能，即获得尺寸小、分布均匀、球形、硬度较小 的非金属夹杂物． 控制非金属夹杂物的种类、形态 则是通过脱氧工艺及精炼工艺控制来实现的． 本 文利用热力学计算软件 Factsage 对钢中氧含量及 夹杂物控制进行了热力学计算分析，结合炼钢装 备及工艺条件开展了工业试验，生产出了高质量 齿轮钢． 1 热力学计算 1. 1 计算条件 以 20CrMoH 齿轮钢为例进行计算，其典型成分 ( 质量分数) 为: C 0. 20% ，Si 0. 27% ，Mn 0. 77% ，P 0. 015% ，S 0. 003% ，Cr 1. 05% ，Mo 0. 20% ． 图 1 钢液与 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物平衡时的等［Al］线 Fig． 1 Iso-activity lines of ［Al］when the liquid steel balances with the CaO-SiO2 -Al2O3 -MgO system non-metallic inclusions 采用文献［1--4］报道的元素相互作用系数数 据，与计算相关的元素亨利活度系数按式( 1) 计算， 活度按式( 2) 计算，与热力学计算相关的化学反应 自由能变化取自文献［5--12］． lgfi = ∑ n j = 2 e j i ［% j］+ ∑ n j = 2 r j i ［% j］2 + ∑ n j = 2 ∑ n k = 2 j ＜ k r j，k i ［% j］［% k］ ( 1) 式中，e j i 和 r j i 分别为钢液中元素 i 与 j 活度的一阶和 二阶相互作用系数． ai = fi ［% i］ ( 2) 式中，fi 是元素 i 的活度系数，［% i］是 i 的质量分 数，计算结果见表 1． 表 1 20CrMoH 钢液各元素亨利活度系数 fi ( 1 873 K) Table 1 Henry activity coefficient of each element in 20CrMoH liquid steel 元素 i C Mn Si Al Ca O Mg fi 1. 039 9 0. 977 0 1. 185 0 1. 100 0 0. 071 8 0. 368 8 0. 943 5 1. 2 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 系非金属夹杂物与 钢液反应 首先利用 Factsage 软件中多元多相平衡计算模 块计算在 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 系中，1873 K 平衡 时组元 CaO、Al2O3、MgO 和 SiO2 的等活度线，用于 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 系非金属夹杂物与钢液反应 平衡热力学计算． 考虑到溅渣护炉及钢包衬均可带给钢包渣一定 量的 MgO，本计算分析当 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 系 非金属夹杂物与钢液反应达到平衡时钢液组元 ［Al］、［O］、［Ca］、［Mg］的含量，得出为将钢液中氧 含量控制在较低水平，钢中非金属夹杂物成分的控 制范围，在计算中分别固定 MgO 的质量分数为 5% 和 10% ． 1. 2. 1 等［Al］线 钢液中［Al］与非金属夹杂物中 SiO2 的反应 如下: 4［Al］+ 3( SiO2 ) = 2( Al2O3 ) + 3［Si］， ΔG— = － 658 300 + 107. 2T，J·mol － 1 ( 3) 由式( 3) 可以得出钢液中的等铝线，见图 1． 从 图 1 看出，当 wMgO = 5% 时，在低熔点区域 1'，与 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物平衡时的钢液 中铝含量不超过 0. 001 0% ，而在低熔点区域 2'，与 ·166·

增刊1 陈天明等：齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究 ·167 Ca0SiO2-AL,03-Mg0非金属夹杂物平衡时的钢液 2[Ca]+(Si02)=2(Ca0)+[Si], 中铝含量大于0.020%.当00=10%时，在低熔点 △G°=-694422+75.06T.J小mol-1 (4) 区域1'，与Ca0-Si02-Al,03-Mg0非金属夹杂物平 由式(4)可以得出钢液中的等ac线，如图2 衡时的钢液中铝含量为0.0010%左右，而在低熔点 所示.由图2可见，随着非金属夹杂物成分由低熔 区域2'，与Ca0-Si02-Al,03-Mg0非金属夹杂物平 点区域1'变到低熔点区域2'，钢液ac1增加.当 衡时的钢液中铝含量在0.020%左右.可见，当钢液 10o=5%,Ca0-Si02-Al203-Mg0非金属夹杂物成 分别与成分处于这两个区域的非金属夹杂物平衡 分处于区域2时，钢液中ac为10×10-~50× 时，与区域2平衡的钢液铝含量明显高于与区域1· 10-8,由表1知f=0.0718,则平衡时钢液中钙的 平衡的钢液铝含量. 质量分数的波动范围为1.4×10-6~7.0×10-6.当 1.2.2等ac线 0wso=10%,Ca0-Si02-Al203-Mg0非金属夹杂物 钢液中[Ca]与非金属夹杂物中SiO2的反应 成分处于区域2时，钢液中a[c>5×10‘,则平衡 如下： 时钢液中钙的质量分数>0.7×10-6 i() 6/10 si(0 “g,10- [C]=0.2%S]=0.27% 一59% 1C]0.2%1Si0.27% 0.9 A0.1 1Mm-.77晚1Cr-1.05% 0.9 0.1 lMn=0,771C=1.05% F鬥=0.015g[间=0.003% 1P1=0.0159%1S1=(0.(039% 0.8 0.2 Al.=0.0%[f=0.2% 0.8 0.2 1.0.06毫1M0.2绿 0.7 0.3 03 S0,的质量分数 0.6 0.49 0.4G 05 0.5 0.5 1’ 0.4 150 0.6 0.4 06 0.3 0.7 0.3 0.7 0.2 . 0.2 0.8 0.1 0.9 .1 , 0.9 (a)0.90.80.70.60.50.40.30.20.1Al) Ca00.9080.70.60.50.40.30.20.1A103 CO的质量分数 C0的质量分数 图2钢液与Ca0Si02一A山203-Mg0非金属夹杂物平衡时的等a[c]线 Fig.2 Iso-ctivity lines of a when the liquid steel balances with the Ca0-6i0AOMgo system non-metallic inclusions 1.2.3等ao线 金属夹杂物中Mg0含量增加. 钢液中氧与钢液中硅的反应如下： 由上可见，随着非金属夹杂物成分由区域1变 [Si]+2[0]=(Si02), 到区域2'，钢中氧含量大大降低.因此，将非金属夹 △G°=-581900+221.8T,J小mol1(5) 杂物成分控制在区域2'，且渣中M0含量越低，更 由式(5)可以得出钢液中的等氧线，见图3.从 容易生产超低氧钢.此外，钢包渣氧化性对精炼过 图3可以看出，当wMeo=5%时，若Ca0-Si02一l,03- 程的脱氧影响较为显著.日本钢管公司在生产低氧 Mg0非金属夹杂物成分处于低熔点区域1'时，平衡 钢时，将RH处理前的渣中(FeO+MnO)含量降至 时钢液中氧含量超过0.004%，而当Ca0-Si02- 1.0%以下，处理后T[0]的质量分数基本都≤10× A山，0，一Mg0非金属夹杂物成分处于低熔点区域2· 10-6；爱知钢厂在生产轴承钢时得到了相同的结论， 时，平衡时钢液中氧含量仅在0.0002%~0.0006% 甚至要求将渣中(Fe,0+MnO)含量降低至0.5% 之间：当wMo=10%时，若Ca0-Si02一Al203-Mg0 以下 非金属夹杂物成分处于低熔点区域1'时，平衡时钢 因此，20CMoH钢液中具有较高塑性的非金属 液中氧含量超过0.002%，而当Ca0-Si02-Al,03- 夹杂物成分为：Si020%~10%、A,0322%~55%、 Mg0非金属夹杂物成分处于低熔点区域2'时，平衡 Ca042%~60%、Mg05%~10%,与之平衡的钢液 时钢液中氧含量仅在0.0005%左右.同时可以看 中铝的质量分数为0.020%左右，钙的质量分数> 出，随着钢液氧含量增加，Ca0-SiO2-Al,03-Mg0非 0.7×10-6,氧的质量分数为0.0005%左右

增刊 1 陈天明等: 齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物平衡时的钢液 中铝含量大于 0. 020% ． 当 wMgO = 10% 时，在低熔点 区域 1'，与 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物平 衡时的钢液中铝含量为 0. 001 0% 左右，而在低熔点 区域 2'，与 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物平 衡时的钢液中铝含量在 0. 020% 左右． 可见，当钢液 分别与成分处于这两个区域的非金属夹杂物平衡 时，与区域 2'平衡的钢液铝含量明显高于与区域 1' 平衡的钢液铝含量． 1. 2. 2 等 a［Ca］线 钢液中［Ca］与非金属夹杂物中 SiO2 的反应 如下: 2［Ca］+ ( SiO2 ) = 2( CaO) +［Si］， ΔG— = － 694 422 + 75. 06T，J·mol － 1 ( 4) 由式( 4) 可以得出钢液中的等 a［Ca］线，如图 2 所示． 由图 2 可见，随着非金属夹杂物成分由低熔 点区域 1'变到低熔点区域 2'，钢液 a［Ca］ 增加． 当 wMgO = 5% ，CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物成 分处于区域 2'时，钢液中 a［Ca］为 10 × 10 － 8 ～ 50 × 10 － 8 ，由表 1 知 fCa = 0. 071 8，则平衡时钢液中钙的 质量分数的波动范围为 1. 4 × 10 － 6 ～ 7. 0 × 10 － 6 ． 当 wMgO = 10% ，CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物 成分处于区域 2'时，钢液中 a［Ca］ ＞ 5 × 10 － 8 ，则平衡 时钢液中钙的质量分数 ＞ 0. 7 × 10 － 6 ． 图 2 钢液与 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物平衡时的等 a［Ca］线 Fig． 2 Iso-activity lines of a［Ca］ when the liquid steel balances with the CaO-SiO2 -Al2O3 -MgO system non-metallic inclusions 1. 2. 3 等 a［O］线 钢液中氧与钢液中硅的反应如下: ［Si］+ 2［O］= ( SiO2 ) ， ΔG— = － 581 900 + 221. 8T，J·mol － 1 ( 5) 由式( 5) 可以得出钢液中的等氧线，见图 3． 从 图3 可以看出，当 wMgO = 5% 时，若 CaO--SiO2--Al2O3-- MgO 非金属夹杂物成分处于低熔点区域 1'时，平衡 时钢液 中 氧 含 量 超 过 0. 004% ，而 当 CaO--SiO2 -- Al2O3 --MgO 非金属夹杂物成分处于低熔点区域 2' 时，平衡时钢液中氧含量仅在 0. 000 2% ～ 0. 000 6% 之间; 当 wMgO = 10% 时，若 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物成分处于低熔点区域 1'时，平衡时钢 液中氧含量超过 0. 002% ，而当 CaO--SiO2 --Al2O3 -- MgO 非金属夹杂物成分处于低熔点区域 2'时，平衡 时钢液中氧含量仅在 0. 000 5% 左右． 同时可以看 出，随着钢液氧含量增加，CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非 金属夹杂物中 MgO 含量增加． 由上可见，随着非金属夹杂物成分由区域 1'变 到区域 2'，钢中氧含量大大降低． 因此，将非金属夹 杂物成分控制在区域 2'，且渣中 MgO 含量越低，更 容易生产超低氧钢． 此外，钢包渣氧化性对精炼过 程的脱氧影响较为显著． 日本钢管公司在生产低氧 钢时，将 RH 处理前的渣中( FeO + MnO) 含量降至 1. 0% 以下，处理后 T［O］的质量分数基本都≤10 × 10 － 6 ; 爱知钢厂在生产轴承钢时得到了相同的结论， 甚至要求将渣中( Fet O + MnO) 含量降低至 0. 5% 以下． 因此，20CrMoH 钢液中具有较高塑性的非金属 夹杂物成分为: SiO2 0% ～ 10% 、Al2O3 22% ～ 55% 、 CaO 42% ～ 60% 、MgO 5% ～ 10% ，与之平衡的钢液 中铝的质量分数为 0. 020% 左右，钙的质量分数 ＞ 0. 7 × 10 － 6 ，氧的质量分数为 0. 000 5% 左右． ·167·

168 北京科技大学学报 第33卷 5i) 10V10- OVIO- xw-5% 1C=0.2%151=0.27% tw,=10% [C]=0.2%[5=0.27% 0.9 0.1 Mn]=0.77%[Cr]=1.05% []=0.015%[]=0.003 09 0.1 [Mm=0.77%[r=1.05% .8 IP-0.13%1-0.0039 A.=0.0011a=.2% 0.8 0.2 41.=0.06%[Ho]=0.2呢 0.3 07 0.3 50,的质量分敷 0.6 04 0.6 0.4 03 0.5 质 0.6 S0,的硬分数 0.5 0.5 0.6 0.3 0.7 0.3 0.7 02 0.8 0.2 0,8 01 0.9 0.1 0.9 0.90.80.70.60.50.4030.20,1Al( C00.9 0.80.70.60.50.40.30.20.11,0 :()的质量分数 Ca0的质量分数 图3钢液与Ca0SiO2一Al20,一Mg0非金属夹杂物平衡时的等a[0线 Fig.3 Isoactivity lines of ato when the liquid steel balances with the Ca0-i02-Mgo system non-metallic inclusions 1.3低熔点钙铝酸盐夹杂物形成条件 50 60 A山，O3和尖晶石Mg0·A山03非常坚硬且熔点极 45 55 50 高，在热轧过程中不变形，降低钢材的抗疲劳性能， 40 45 危害很大.以炉渣碱度((%Ca0+%Mg0)/% 35 Si0,)为10，Mg0的质量分数为10%为例，分析将钢 液中A山，03、Mg0·A山O3等夹杂物转变为低熔点钙 一渣中CaO含量 30 25 --·渣中A10,含量 25 铝酸盐夹杂物需要的条件 20 利用图1和图2的数据作出钢液中铝含量、渣 100 150 200 250 300 钢中AIV106 中Ca0含量、渣中A山，03含量和钢液中钙活度、渣 图4钢中[A]与渣中Ca0、Al201含量（质量分数）的关系 中Ca0含量、渣中A山0含量的对应关系，见图4 Fig.4 Relationship between the content of Al in molten steeland the 和图5.由图4可知，要使平衡时钢液中铝的质量 contents of Ca0 and Al,O,in the slag 分数大于0.020%，渣中Ca0需达40%以上， AL203应在37%以内.由图5可知，要使平衡时钢 48 68 液中ac>0.7×10-6,渣中Ca0需>39%，Al,0, 60 应≤37%. 401 一渣中Ca0含量 此外，由文献[13]可知，为避免或减少尖晶石 36 ·渣中Al,0含量 的生成，应尽量降低钢包渣中的SO2含量.所以， 36 如果选择组成为Ca0>40%、Al,03≤37%、Mg0 子 10%、(%Ca0+%Mg0)/%Si02为10、Si02含量尽 20 0 48 1216202428 量低的渣系，平衡时钢液中夹杂物为低熔点的钙铝 2620 钢中ac10-t 酸盐夹杂物 图5钢中a[C1与渣中Ca0、A山203含量（质量分数）的关系 2工业验证试验 Fig.5 Relationship between atc and the contents of Cao and Al2O:in the slag 2.1试验方法 验证试验钢种为20CMoH齿轮钢，采用“铁水 炼钢吹炼终点钢水[C]控制在0.05%~0.10%，采 脱硫预处理一120t顶底复吹转炉炼钢一LF精炼一 用挡渣锥出钢挡渣，在出钢过程向钢包内钢水加入 RH真空处理一方坯(280mm×380mm)连铸”工艺 铝、铁合金和部分CaO-CaF,系渣料进行脱氧和造 流程.铁水脱硫预处理采用喷吹石灰系脱硫剂工 渣预精炼.LF精炼开始后加入其余部分足量铝、渣 艺，将[S]脱除至0.005%以下.氧气顶底复吹转炉 料进行脱氧、造渣、脱硫精炼，由钢包底部透气砖吹

北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 图 3 钢液与 CaO--SiO2 --Al2O3 --MgO 非金属夹杂物平衡时的等 a［O］线 Fig． 3 Iso-activity lines of a［O］ when the liquid steel balances with the CaO-SiO2 -Al2O3 -MgO system non-metallic inclusions 1. 3 低熔点钙铝酸盐夹杂物形成条件 Al2O3 和尖晶石 MgO·Al2O3 非常坚硬且熔点极 高，在热轧过程中不变形，降低钢材的抗疲劳性能， 危害 很 大． 以 炉 渣 碱 度 ( ( % CaO + % MgO) /% SiO2 ) 为 10，MgO 的质量分数为 10% 为例，分析将钢 液中 Al2O3、MgO·Al2O3 等夹杂物转变为低熔点钙 铝酸盐夹杂物需要的条件． 利用图 1 和图 2 的数据作出钢液中铝含量、渣 中 CaO 含量、渣中 Al2O3 含量和钢液中钙活度、渣 中 CaO 含量、渣中 Al2O3 含量的对应关系，见图 4 和图 5． 由图 4 可知，要使平衡时钢液中铝的质量 分 数 大 于 0. 020% ，渣 中 CaO 需 达 40% 以 上， Al2O3 应在 37% 以内． 由图 5 可知，要使平衡时钢 液中 a［Ca］ ＞ 0. 7 × 10 － 6 ，渣中 CaO 需 ＞ 39% ，Al2O3 应≤37% ． 此外，由文献［13］可知，为避免或减少尖晶石 的生成，应尽量降低钢包渣中的 SiO2 含量． 所以， 如果选择组成为 CaO ＞ 40% 、Al2O3 ≤37% 、MgO 10% 、( % CaO + % MgO) /% SiO2 为 10、SiO2 含量尽 量低的渣系，平衡时钢液中夹杂物为低熔点的钙铝 酸盐夹杂物． 2 工业验证试验 2. 1 试验方法 验证试验钢种为 20CrMoH 齿轮钢，采用“铁水 脱硫预处理—120 t 顶底复吹转炉炼钢—LF 精炼— RH 真空处理—方坯( 280 mm × 380 mm) 连铸”工艺 流程． 铁水脱硫预处理采用喷吹石灰系脱硫剂工 艺，将［S］脱除至 0. 005% 以下． 氧气顶底复吹转炉 图 4 钢中［Al］与渣中 CaO、Al2O3 含量( 质量分数) 的关系 Fig． 4 Relationship between the content of Al in molten steeland the contents of CaO and Al2O3 in the slag 图 5 钢中 a［Ca］与渣中 CaO、Al2O3 含量( 质量分数) 的关系 Fig． 5 Relationship between a［Ca］ and the contents of CaO and Al2O3 in the slag 炼钢吹炼终点钢水［C］控制在 0. 05% ～ 0. 10% ，采 用挡渣锥出钢挡渣，在出钢过程向钢包内钢水加入 铝、铁合金和部分 CaO--CaF2 系渣料进行脱氧和造 渣预精炼． LF 精炼开始后加入其余部分足量铝、渣 料进行脱氧、造渣、脱硫精炼，由钢包底部透气砖吹 ·168·

增刊1 陈天明等：齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究 ·169· 氩进行搅拌，LF精炼时间在45min左右.钢水RH 2.2.2氧含量控制分析 真空处理处理时间为15min,其中真空室内压力低 从图6可见，由于在出钢过程采用铝进行强脱 于300Pa的处理时间大于12min. 氧和渣洗，出钢后吹氩处理，将Al,控制在0.04%以 2.2试验结果 上，精炼前钢水的T[0]的质量分数已降低至12× 2.2.1精炼钢包渣组成 10-6~20×10-6.由图7可见，LF精炼结束时T[0] 8炉试验钢水LF精炼结束钢包渣组成情况见 随AL,增加而降低，将Al,控制在0.05%~0.06%， 表2，基本达到了热力学计算得到的控制范围 钢中T[0]在15×10-6左右. 表2LF精炼结束钢包渣组成 Table 2 Chemical compositions of the ladle slag after LF refining 化学成分（质量分数）/% Ca0 Mgo)/ CaO/Al2O; Ca0/Si0, Al203 CaF2 Ca0 Si02 MnO TFe Mgo SiO2 28.8 4.6 54.9 5.5 0.2 0.43 7.3 1.9 10.5 10.6 24.2~35.03.4~6.248.8~61.13.4-7.10.16~0.400.32-0.565.9-8.717.7~2.27.9-14.49.8w12.1 35 口【，F洁炼结求 25 。山特韩京 15 20 0 15 90 0.02 0.04 0.060.080.100,12 10 0 0 Alf经 图6F精炼前钢水AL,和T[O]的关系 10 15 20 CaO/SiO. Fig.6 Relation between the content of Al.and that of T[O]in mol- ten steel before LF refining 图8Ca0/SiO2对钢液T[0]的影响 Fig.8 Effect of Ca0/Si0,in slag on the content ofr [O]in molten 30 steel 5 20 降低，即采用较低A山，03含量的炉渣对降低钢水T 0 [0]含量有利.而当Ca01AL,03低于1.8~1.9，即 10 炉渣A山，0，超过25%后，T[0]含量随炉渣AL,03含 5 量增加而降低，即采用高A山，O3含量的炉渣对降低 钢水T[0]含量有利. 0.020.04 0.060.080.100.120.14 l呢 从图10可见，本试验LF精炼结束时钢包渣中 图7LF结束钢水AL,与T[O]的关系 (FeO+MnO)含量均很低，对钢水T[O]影响不大 35 Fig.7 Relation between the content of Al,and that of T[O]in mol- 。1.精拆后门01 口1H精炼后 ten steel after LF refining 30 ·沿中A,0 35 25 图8为LF和RH精炼结束时炉渣碱度与钢水 试样T[0]含量的关系.当炉渣Ca0/Si02在3.0~ 20 25 8.5范围时，LF和RH精炼结束时钢水T[O]含量 15 白 0 0 15 均随碱度增加而降低.但当碱度超过8.5后对钢水 10 0 T[0]含量的影响变得不再显著. 5 5 图9为LF和RH精炼结束时炉渣CaO/AL,O3 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00 CaO/SiO, 和A山0含量与钢水T[0]的关系，可以看到，当炉 图9Ca0/A1203比和A203对T[0]的彩响 渣Ca0/AL,03大于1.8~1.9，即Al,03的质量分数 Fig.9 Effect of Ca0/Al,O ratio and the content of Al2O:in slag on 低于25%时，T[0]含量随炉渣AL,0,含量的减少而 the content of T[O]in molten steel

增刊 1 陈天明等: 齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究 氩进行搅拌，LF 精炼时间在 45 min 左右． 钢水 RH 真空处理处理时间为 15 min，其中真空室内压力低 于 300 Pa 的处理时间大于 12 min． 2. 2 试验结果 2. 2. 1 精炼钢包渣组成 8 炉试验钢水 LF 精炼结束钢包渣组成情况见 表 2，基本达到了热力学计算得到的控制范围． 2. 2. 2 氧含量控制分析 从图 6 可见，由于在出钢过程采用铝进行强脱 氧和渣洗，出钢后吹氩处理，将 Als控制在 0. 04% 以 上，精炼前钢水的 T［O］的质量分数已降低至 12 × 10 － 6 ～ 20 #10 － 6 ． 由图 7 可见，LF 精炼结束时 T［O］ 随 Als增加而降低，将 Als控制在 0. 05% ～ 0. 06% ， 钢中 T［O］在 15 × 10 － 6 左右． 表 2 LF 精炼结束钢包渣组成 Table 2 Chemical compositions of the ladle slag after LF refining 化学成分( 质量分数) /% Al2O3 CaF2 CaO SiO2 MnO TFe MgO CaO/Al2O3 CaO/SiO2 ( CaO + MgO) / SiO2 28. 8 4. 6 54. 9 5. 5 0. 2 0. 43 7. 3 1. 9 10. 5 10. 6 24. 2 ～ 35. 0 3. 4 ～ 6. 2 48. 8 ～ 61. 1 3. 4 ～ 7. 1 0. 16 ～ 0. 40 0. 32 ～ 0. 56 5. 9 ～ 8. 7 17. 7 ～ 2. 2 7. 9 ～ 14. 4 9. 8 ～ 12. 1 图 6 LF 精炼前钢水 Als和 T［O］的关系 Fig． 6 Relation between the content of Als and that of T［O］in mol￾ten steel before LF refining 图 7 LF 结束钢水 Als与 T［O］的关系 Fig． 7 Relation between the content of Als and that of T［O］in mol￾ten steel after LF refining 图 8 为 LF 和 RH 精炼结束时炉渣碱度与钢水 试样 T［O］含量的关系． 当炉渣 CaO/SiO2 在 3. 0 ～ 8. 5 范围时，LF 和 RH 精炼结束时钢水 T［O］含量 均随碱度增加而降低． 但当碱度超过 8. 5 后对钢水 T［O］含量的影响变得不再显著． 图 9 为 LF 和 RH 精炼结束时炉渣 CaO/Al2O3 和 Al2O3 含量与钢水 T［O］的关系，可以看到，当炉 渣 CaO/Al2O3 大于 1. 8 ～ 1. 9，即 Al2O3 的质量分数 低于 25% 时，T［O］含量随炉渣 Al2O3 含量的减少而 图 8 CaO/SiO2 对钢液 T［O］的影响 Fig． 8 Effect of CaO/SiO2 in slag on the content ofT［O］ in molten steel 降低，即采用较低 Al2O3 含量的炉渣对降低钢水 T ［O］含量有利． 而当 CaO/Al2O3 低于 1. 8 ～ 1. 9，即 炉渣 Al2O3 超过 25% 后，T［O］含量随炉渣 Al2O3 含 量增加而降低，即采用高 Al2O3 含量的炉渣对降低 钢水 T［O］含量有利． 图 9 CaO/Al2O3 比和 Al2O3 对 T［O］的影响 Fig． 9 Effect of CaO/Al2O3 ratio and the content of Al2O3 in slag on the content of T［O］in molten steel 从图 10 可见，本试验 LF 精炼结束时钢包渣中 ( FeO + MnO) 含量均很低，对钢水 T［O］影响不大． ·169·

170 北京科技大学学报 第33卷 0 炉，铸坯T[0]波动在9×10-6~14×10-6之间，平 。 0 均为11.8×106.通过加强中间包的使用管理及改 0 善连铸保护浇铸效果，可在一定程度上提高钢的纯 12 0 净度，在工业大批量生产条件下也可以采用第一炉 S L 降级使用的方法加以解决 0.5 0.6 0.70.8 0.9 1.0 FcO+Mn(r经 2.2.3精炼过程非金属夹杂物的转变 图10LF精炼后钢渣氧化性与T[0]的关系 图11为10个试验炉次中较低T[0]含量的炉 Fig.10 Relation between the content of Fe0+Mn0)in ladle slag 次钢水试样中观察到的氧化物系夹杂物组成在 and that of T[O]in molten steel after LF refining Ca0-Mg0-A山，03三元系中的分布，图中符号“■” 试验钢铸坯氧含量检验结果表明，由于保护浇 为夹杂物的平均成分点，阴影区为采用Factsage 铸效果差和耐火材料、辅料的污染，中间包第一炉钢 V5.5软件计算得到的含5%Si02的Ca0-Mg0- 质较差，铸坯T[0]达26×10-6，中间包第2至第7 A山203三元系中熔点低于1500℃的成分区域 0.100 0A100 CaO的质量分数/% 60 CaD的质量分数% 20 呢 =44 n=48 40 MgO的质量分数/% 6 0 gO的质量分数/% 60 40 60 40 90 0 40 60 80 40 80 100 A,0,的质量分数/% A山，0，的质量分数/% 6 0100 0A100 CaO的质量分数/% 20 80 Ca0的质量分数/% 80 n=54 n=42 40 Mg0的质量分数 6 MgO的质量分数% 6 40 0 20 0 40 60 80 40 60 80 100 A1,0,的质量分数/% A1,0,的质量分数/% 图11 不同精炼阶段非金属夹杂物组成分布.(aLF精炼前：(b)LF15mi:(c)LF精炼结束：(dRH精炼结束 Fig.11 Composition distribution of non-metallic inclusions in different refining stages.(a)Before LF:(b)LF 15 min;(c)IF end;(d)RH end

北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 图 10 LF 精炼后钢渣氧化性与 T［O］的关系 Fig． 10 Relation between the content of ( FeO + MnO) in ladle slag and that of T［O］in molten steel after LF refining 试验钢铸坯氧含量检验结果表明，由于保护浇 图 11 不同精炼阶段非金属夹杂物组成分布． ( a) LF 精炼前; ( b) LF 15 min; ( c) LF 精炼结束; ( d) RH 精炼结束 Fig． 11 Composition distribution of non-metallic inclusions in different refining stages. ( a) Before LF; ( b) LF 15 min; ( c) LF end; ( d) RH end 铸效果差和耐火材料、辅料的污染，中间包第一炉钢 质较差，铸坯 T［O］达 26 × 10 － 6 ，中间包第 2 至第 7 炉，铸坯 T［O］波动在 9 × 10 － 6 ～ 14 × 10 － 6 之间，平 均为 11. 8 × 10 － 6 ． 通过加强中间包的使用管理及改 善连铸保护浇铸效果，可在一定程度上提高钢的纯 净度，在工业大批量生产条件下也可以采用第一炉 降级使用的方法加以解决． 2. 2. 3 精炼过程非金属夹杂物的转变 图 11 为 10 个试验炉次中较低 T［O］含量的炉 次钢水试样中观察到的氧化物系夹杂物组成在 CaO--MgO--Al2O3 三元系中的分布，图中符号“■” 为夹杂物的平均成分点，阴影区为采用 Factsage V5. 5 软 件 计 算 得 到 的 含 5% SiO2 的 CaO--MgO-- Al2O3 三元系中熔点低于 1 500 ℃的成分区域． ·170·

增刊1 陈天明等：齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究 ·171· 由于在转炉出钢过程采用了加铝脱氧和加渣料 夹杂物全部转变，只要有足够外表层转变为较低熔 造渣工艺，LF精炼前钢水[A!]的质量分数高于 点的CaO-Mg0-Al,O,组成即可满足需要 0.04%,炉渣碱度Ca0/Si02在4.5以上，炉渣T.Fe 的质量分数在2.5%以下.对LF精炼前钢水试样中 夹杂物的分析检验发现，钢水中残留的铝脱氧产物 主要为条块状A山，0，已基本没有簇群状A山203夹杂 物.由图11(a)可以看到，LF精炼前已有少数 Mg AL,03夹杂物开始向Mg0-A,03系夹杂物转变，但 Mg0的质量分数很低，平均仅3.7%左右. 图11(b)为LF精炼15min时提取的钢水试样 6 um 中观察到的夹杂物组成分布，可以看到，此时除仍有 少量未开始转变的Al203夹杂物和个别Ca0-Al20 SEM Ca 系夹杂物之外，绝大多数夹杂物转变为Mg0一A山，03 图12Ca0一Mg0-Al203系夹杂物的能谱面扫描照片 系夹杂物，Mg0-Al,O3系夹杂物成分多位于Mg0含 Fig.12 Power spectrum surface scanning picture of the CaO-MgO- 量稍低于尖品石Mg0·A山，03成分附近(Mg017%, Al2O;system inclusion A山0379.7%). 通过以上分析可知，对齿轮钢中夹杂物的控制 LF精炼开始后，钢中A山O3系夹杂物发生向 关键可以归结为：(1)通过渣一钢间反应对钢液 Mg0一A山03系夹杂物转变，主要是因为在强脱氧和 [Ca]、[Mg]、[O]含量进行控制：(2)通过控制 高碱度、高还原性炉渣条件下，[A1]与钢包衬中（或 [Ca]、[Mg]、[O]等对夹杂物的组成进行控制（转 渣中)Mg0发生式(6)的反应，钢液中[Mg]再进而 与钢液中A山，03夹杂物发生式(7)所示反应，生成 变).其中通过渣-钢反应控制钢液[Ca]、[Mg]、 Mg0-A山，03系夹杂物 [0]进行得较快，而钢中夹杂物的转变则需要较多 时间，钙处理可以加快夹杂物转变. 2[Al]+3(Mg0)=3[Mg]+Al203(6) 图13为RH真空处理结束时，钢液试样中观 Mg1+(Al,0,)=(Me0;l,0,)+子[ 察到的夹杂物的平均组成与钢液T[0]含量的关 (7) 系.可以看到，随T[0]含量降低，夹杂物A山，03含 由图11可以看到，随着LF和RH精炼进一步 量减少，Ca0含量增加.如当T[0]的质量分数由 进行，夹杂物由Mg0-AL,03系向Ca0-Mg0-A山03 14.1×10-6降低至11×10-6以下，夹杂物的 系夹杂物转变，且变化较缓慢.这主要是因为随精 Al203/Ca0由2.1降低至1.05左右，夹杂物的熔 炼进行，发生式(3)所示反应，渣中部分Ca0被钢液 点因此会随之有显著降低.另外，随钢水T[0]含 [Al]还原，钢液中的[Ca]与MgO-A山O3系夹杂物 量降低，夹杂物CaS含量增加，当T[0]在10× 10-6~11×10-6左右时，夹杂物CaS平均质量分 发生式(8)所示反应，生成Ca0-Mg0-Al,03系夹 数可以达到9%~11%. 杂物： x[Ca]+[yMg0·zAO3]= 80r Ca [xCa0.(y-x)MgozAl,O;]+x [Mg (8) 60 四4l03 图12为在LF精炼15min时提取的钢水试样中 女 Mg() 观察到的CaO一Mg0一AL,O,系夹杂物的能谱面扫描 照片，在LF精炼l5min和精炼结束提取的钢水试 样中可以观察到许多此类夹杂物.可以看到，夹杂 20 物外层的主要组成为Ca0和AL,0,几乎不含Mg0, 「厂 而内部组成则主要为Mg0和A山203，几乎不含Ca0, 10.8 11.0 11.7 4 T10y10" 这表明Mg0-Al,03系夹杂物向Ca0-MgO-Al,03系 图13RH结束钢中夹杂物平均组成与T[0]的关系 夹杂物的转变是由外向内逐步进行的.从改善钢材 Fig.13 Relation between the average composition of inclusions and 抗疲劳破坏性能出发，不必要求整个MgO一A山，O3系 the content of T[O]in the steel after RH vacuum treatment

增刊 1 陈天明等: 齿轮钢氧含量及夹杂物控制技术研究 由于在转炉出钢过程采用了加铝脱氧和加渣料 造渣工艺，LF 精炼前钢水［Al］的质量分数高于 0. 04% ，炉渣碱度 CaO/SiO2 在 4. 5 以上，炉渣 T. Fe 的质量分数在2. 5% 以下． 对 LF 精炼前钢水试样中 夹杂物的分析检验发现，钢水中残留的铝脱氧产物 主要为条块状 Al2O3，已基本没有簇群状 Al2O3 夹杂 物． 由图 11 ( a ) 可以看到，LF 精炼前已有少数 Al2O3 夹杂物开始向 MgO--Al2O3 系夹杂物转变，但 MgO 的质量分数很低，平均仅 3. 7% 左右． 图 11( b) 为 LF 精炼 15 min 时提取的钢水试样 中观察到的夹杂物组成分布，可以看到，此时除仍有 少量未开始转变的 Al2O3 夹杂物和个别 CaO--Al2O3 系夹杂物之外，绝大多数夹杂物转变为 MgO--Al2O3 系夹杂物，MgO--Al2O3 系夹杂物成分多位于 MgO 含 量稍低于尖晶石 MgO·Al2O3 成分附近( MgO 17% ， Al2O3 79. 7% ) ． LF 精炼开始后，钢中 Al2O3 系夹杂物发生向 MgO--Al2O3 系夹杂物转变，主要是因为在强脱氧和 高碱度、高还原性炉渣条件下，［Al］与钢包衬中( 或 渣中) MgO 发生式( 6) 的反应，钢液中［Mg］再进而 与钢液中 Al2O3 夹杂物发生式( 7) 所示反应，生成 MgO--Al2O3 系夹杂物． 2［Al］+ 3( MgO) = 3［Mg］ + Al2O3 ( 6) ［Mg］+ n 3 ( Al2O3 ) = ( MgO·n － 1 3 Al2O3 ) + 2 3 ［Al］ ( 7) 由图 11 可以看到，随着 LF 和 RH 精炼进一步 进行，夹杂物由 MgO--Al2O3 系向 CaO--MgO--Al2O3 系夹杂物转变，且变化较缓慢． 这主要是因为随精 炼进行，发生式( 3) 所示反应，渣中部分 CaO 被钢液 ［Al］还原，钢液中的［Ca］与 MgO--Al2O3 系夹杂物 发生式( 8) 所示反应，生成 CaO--MgO--Al2O3 系夹 杂物: x［Ca］+［yMgO·zAl2O3］= ［xCaO·( y － x) MgO·zAl2O3］+ x［Mg］ ( 8) 图12 为在 LF 精炼15 min 时提取的钢水试样中 观察到的 CaO--MgO--Al2O3 系夹杂物的能谱面扫描 照片，在 LF 精炼 15 min 和精炼结束提取的钢水试 样中可以观察到许多此类夹杂物． 可以看到，夹杂 物外层的主要组成为 CaO 和 Al2O3，几乎不含 MgO， 而内部组成则主要为 MgO 和 Al2O3，几乎不含 CaO， 这表明 MgO--Al2O3 系夹杂物向 CaO--MgO--Al2O3 系 夹杂物的转变是由外向内逐步进行的． 从改善钢材 抗疲劳破坏性能出发，不必要求整个 MgO--Al2O3 系 夹杂物全部转变，只要有足够外表层转变为较低熔 点的 CaO--MgO--Al2O3 组成即可满足需要． 图 12 CaO--MgO--Al2O3 系夹杂物的能谱面扫描照片 Fig． 12 Power spectrum surface scanning picture of the CaO-MgO￾Al2O3 system inclusion 通过以上分析可知，对齿轮钢中夹杂物的控制 关键可以归结为: ( 1) 通过渣--钢 间 反 应 对 钢 液 ［Ca］、［Mg］、［O］含 量 进 行 控 制; ( 2 ) 通 过 控 制 ［Ca］、［Mg］、［O］等对夹杂物的组成进行控制( 转 变) ． 其中通过渣--钢反应控制钢液［Ca］、［Mg］、 ［O］进行得较快，而钢中夹杂物的转变则需要较多 时间，钙处理可以加快夹杂物转变． 图 13 RH 结束钢中夹杂物平均组成与 T［O］的关系 Fig． 13 Relation between the average composition of inclusions and the content of T［O］in the steel after RH vacuum treatment 图 13 为 RH 真空处理结束时，钢液试样中观 察到的夹杂物的平均组成与钢液 T［O］含量的关 系． 可以看到，随 T［O］含量降低，夹杂物 Al2O3 含 量减少，CaO 含量增加． 如当 T［O］的质量分数由 14. 1 × 10 － 6 降 低 至 11 × 10 － 6 以 下，夹 杂 物 的 Al2O3 /CaO 由 2. 1 降低至 1. 05 左右，夹杂物的熔 点因此会随之有显著降低． 另外，随钢水 T［O］含 量降低，夹杂物 CaS 含量增加，当 T［O］在 10 × 10 － 6 ～ 11 × 10 － 6 左右时，夹杂物 CaS 平均质量分 数可以达到 9% ～ 11% ． ·171·

◆172 北京科技大学学报 第33卷 (5)钢中夹杂物向较低熔点夹杂物转变程度随 3推广应用 钢液T[O]含量降低而提高，当RH精炼结束钢液T 本研究成果在提钒炼钢厂除重轨钢、高碳硬线 [0]由14.1×10-6降低至11×10-6以下时，夹杂物 钢外的主要专项品种上得到了推广应用，其中重点 的Al,03/Ca0比值平均可由2.1降低至1.05左右， 试制了4×10t20 CrMnTiH齿轮钢，检验的35炉连 CaS的质量分数增加至10%左右. 铸坯T[0]的质量分数范围为11×10-6~18× 参考文献 10-6,平均14.7×10-6，满足用户要求的≤20× 10-6,采用连轧工艺轧制成规格为中30mm~中75 [1]Ohta H.Suito H.Activities in Ca0-MgO-Al2O3 slags and deoxi- dation equilibria of Al,Mg and Ca./S//Int.1996.36(8):983 mm的棒材后，非金属夹杂物和机械性能检验均满 [2]Sigworth G K,Elliott J F.The thermodynamics of liquid dilute i- 足GB/T5216一2004标准及用户协议要求. ron alloys.Met Sci,1974,8(1)298 [3]Suito H.Inoue R.Thermodynamics on control of inclusions com- 4结论 position in ultra-clean steels.IS//Int,1996,36(5):528 (I)热力学计算表明，20CMoH齿轮钢中具有 [4]Cheng X W.Deoxidation of Steelmaking Process.Beijing:Metal- lurgical Industry Press.1991. 较高塑性的非金属夹杂物成分为：Si020%~10%, (陈襄武.炼钢过程的脱氧.北京：冶金工业出版社，1991) Al,0322%~55%,Ca042%~60%,Mg05%~ [5]Ohta H.Suito H.Activities in MnO-i02Al2O3 slags and deoxi- 10%,与之平衡时钢液中铝质量分数大于0.020%， dation equilibria of Mn and Si.Metall Mater Trans B.1996.27 钙质量分数>0.7×10-6，ao为0.0005%左右.选 (2):263 择组成为Ca0>40%、A山，03≤37%、Mg010%、 [6]Qu Y.Principles of Steelmaking.Beijing:Metallurgical Industry Press,1980 (%Ca0+%Mg0)19%Si02为10、Si02尽量低的渣 (曲英.炼钢学原理.北京：冶金工业出版社，1980) 系，钢中A山，03、Mg0·AL,O,夹杂物可转变为低熔点的 [7]Le TT,Ichikawa M.Optimization of calcium treatment at Dofas- 钙铝酸盐.将计算结果应用于齿轮钢生产，钢中T[0] col /Proceedings of the Second Canada-apan Symposium on Mod- 得到有效控制，并获得了低熔点钙铝酸盐类夹杂物. ern Steelmaking and Casting Techniques.Toronto,1994:29 (2)炉外精炼炉渣碱度对钢液T[0]含量有重 [8]Schade J.Measurement of steel cleanliness.Steel Technol Int, 19931994:149 要影响，炉渣Ca0/SiO2在3.0~8.5范围时，LF精 [9]MePherson N A.McLean A.Non-metallic inclusion in continuous 炼和RH精炼结束时钢水T[O]含量均随炉渣碱度 cast steel.Continuous Cast.1995,7:1 增加而降低，但当碱度超过8.5后，其对钢水T[0] [10]Zhang J.Thermodynamic calculation of Metallurgical Melt.Bei- 含量的影响变得不再显著 jing:Metallurgical Industry Press,1994 (3)在炉渣Ca01A山203大于1.8~1.9，即 (张鉴.冶金熔体的计算热力学.北京：冶金工业出版社， AL,0,的质量分数低于25%时，T[0]含量随炉渣 1994) [11]Hang X G.Principles of Iron and Steel Metallurgy.Beijing:Met- Al203含量的减少而降低.而当Ca0/Al,03低于 allurgical Industry Press,1981 1.8~1.9,即炉渣A山203超过25%后，T[0]含量随 (黄希枯.钢铁冶金原理.北京：治金工业出版社，1981) 炉渣A山203含量增加而降低，即采用高A山03含量 [12] Rein R H.Chipman J.Activities in the liquid solution SiO- 的炉渣对降低T[0]含量有利. Ca0-MgO-Al2O;at 1600 C.Trans Metall Soe AIME,1965.233 (4)在炉外精炼过程，钢中夹杂物按“A山203系 (2):415 [13]Todoroki H.Mizuno K.Effect of silica in slag on inclusion com- 夹杂物→Mg0-A山03系夹杂物→CaO-Mg0-Al,03 positions in 304 stainless steel deoxidized with aluminum.IS// 系夹杂物”顺序，而Mg0一AL03系夹杂物向Ca0- ml,2004,44(8):1350 Mg0-A山，03系夹杂物转变是由外向内逐步进行，反 [14]lISI.IISI Study on Clean Steel-State of the Art and Process Tech- 应速度相对较慢，致使LF精炼结束时钢中仍存在 nology in Clean Steelmaking.The Chinese Society for Metals, Transl.Beijing:Metallurgical Industry Press.2006 许多尚未转变的Mg0一A山，03系夹杂物，通过钙处理 (国际钢铁协会.洁净钢一洁净钢生产工艺技术.中国金 可以加快夹杂物转变 属学会译.北京：治金工业出版社，2006)

北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 3 推广应用 本研究成果在提钒炼钢厂除重轨钢、高碳硬线 钢外的主要专项品种上得到了推广应用，其中重点 试制了 4 × 104 t 20CrMnTiH 齿轮钢，检验的 35 炉连 铸坯 T［O］的质量分数范围为 11 × 10 － 6 ～ 18 × 10 － 6 ，平均 14. 7 × 10 － 6 ，满足用户要求的 ≤20 × 10 － 6 ，采用连轧工艺轧制成规格为 30 mm ～ 75 mm 的棒材后，非金属夹杂物和机械性能检验均满 足 GB /T5216—2004 标准及用户协议要求． 4 结论 ( 1) 热力学计算表明，20CrMoH 齿轮钢中具有 较高塑性的非金属夹杂物成分为: SiO2 0% ～ 10% ， Al2O3 22% ～ 55% ，CaO 42% ～ 60% ，MgO 5% ～ 10% ，与之平衡时钢液中铝质量分数大于 0. 020% ， 钙质量分数 ＞ 0. 7 × 10 － 6 ，a［O］为 0. 000 5% 左右． 选 择组 成 为 CaO ＞ 40% 、Al2O3 ≤ 37% 、MgO10% 、 ( % CaO + % MgO) /% SiO2 为 10、SiO2 尽量低的渣 系，钢中 Al2O3、MgO·Al2O3 夹杂物可转变为低熔点的 钙铝酸盐． 将计算结果应用于齿轮钢生产，钢中 T［O］ 得到有效控制，并获得了低熔点钙铝酸盐类夹杂物． ( 2) 炉外精炼炉渣碱度对钢液 T［O］含量有重 要影响，炉渣 CaO/SiO2 在 3. 0 ～ 8. 5 范围时，LF 精 炼和 RH 精炼结束时钢水 T［O］含量均随炉渣碱度 增加而降低，但当碱度超过 8. 5 后，其对钢水 T［O］ 含量的影响变得不再显著． ( 3) 在 炉 渣 CaO/Al2O3 大 于 1. 8 ～ 1. 9，即 Al2O3 的质量分数低于 25% 时，T［O］含量随炉渣 Al2O3 含量的减少而降低． 而当 CaO/Al2O3 低于 1. 8 ～ 1. 9，即炉渣 Al2O3 超过 25% 后，T［O］含量随 炉渣 Al2O3 含量增加而降低，即采用高 Al2O3 含量 的炉渣对降低 T［O］含量有利． ( 4) 在炉外精炼过程，钢中夹杂物按“Al2O3 系 夹杂物→MgO--Al2O3 系夹杂物→CaO--MgO--Al2O3 系夹杂物”顺序，而 MgO--Al2O3 系夹杂物向 CaO-- MgO--Al2O3 系夹杂物转变是由外向内逐步进行，反 应速度相对较慢，致使 LF 精炼结束时钢中仍存在 许多尚未转变的 MgO--Al2O3 系夹杂物，通过钙处理 可以加快夹杂物转变． ( 5) 钢中夹杂物向较低熔点夹杂物转变程度随 钢液 T［O］含量降低而提高，当 RH 精炼结束钢液 T ［O］由 14. 1 × 10 － 6 降低至 11 × 10 － 6 以下时，夹杂物 的 Al2O3 /CaO 比值平均可由 2. 1 降低至 1. 05 左右， CaS 的质量分数增加至 10% 左右． 参 考 文 献 ［1］ Ohta H，Suito H． Activities in CaO-MgO-Al2O3 slags and deoxi￾dation equilibria of Al，Mg and Ca． ISIJ Int，1996，36( 8) : 983 ［2］ Sigworth G K，Elliott J F． The thermodynamics of liquid dilute i￾ron alloys． Met Sci，1974，8( 1) : 298 ［3］ Suito H，Inoue R． Thermodynamics on control of inclusions com￾position in ultra-clean steels． ISIJ Int，1996，36( 5) : 528 ［4］ Cheng X W． Deoxidation of Steelmaking Process． Beijing: Metal￾lurgical Industry Press，1991． ( 陈襄武． 炼钢过程的脱氧． 北京: 冶金工业出版社，1991) ［5］ Ohta H，Suito H． Activities in MnO-SiO2 -Al2O3 slags and deoxi￾dation equilibria of Mn and Si． Metall Mater Trans B，1996，27 ( 2) : 263 ［6］ Qu Y． Principles of Steelmaking． Beijing: Metallurgical Industry Press，1980 ( 曲英． 炼钢学原理． 北京: 冶金工业出版社，1980) ［7］ Le T T，Ichikawa M． Optimization of calcium treatment at Dofas￾co / /Proceedings of the Second Canada-Japan Symposium on Mod￾ern Steelmaking and Casting Techniques． Toronto，1994: 29 ［8］ Schade J． Measurement of steel cleanliness． Steel Technol Int， 1993-1994: 149 ［9］ McPherson N A，McLean A． Non-metallic inclusion in continuous cast steel． Continuous Cast，1995，7: 1 ［10］ Zhang J． Thermodynamic calculation of Metallurgical Melt． Bei￾jing: Metallurgical Industry Press，1994 ( 张鉴． 冶金熔体的计算热力学． 北京: 冶金工业出版社， 1994) ［11］ Hang X G． Principles of Iron and Steel Metallurgy． Beijing: Met￾allurgical Industry Press，1981 ( 黄希祜． 钢铁冶金原理． 北京: 冶金工业出版社，1981) ［12］ Rein R H，Chipman J． Activities in the liquid solution SiO2 - CaO-MgO-Al2O3 at 1600 ℃ ． Trans Metall Soc AIME，1965，233 ( 2) : 415 ［13］ Todoroki H，Mizuno K． Effect of silica in slag on inclusion com￾positions in 304 stainless steel deoxidized with aluminum． ISIJ Int，2004，44( 8) : 1350 ［14］ IISI． IISI Study on Clean Steel—State of the Art and Process Tech￾nology in Clean Steelmaking． The Chinese Society for Metals， Transl． Beijing: Metallurgical Industry Press，2006 ( 国际钢铁协会． 洁净钢———洁净钢生产工艺技术． 中国金 属学会译． 北京: 冶金工业出版社，2006) ·172·