D0I:10.13374/i.issnl00103.2009.s1.010 第31卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.31 Suppl.1 2009年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dee.2009 轴承钢中TN夹杂物析出的控制 曾新光 东北特殊钢集团有限责任公司技术中心，大连116031 摘要通过对轴承钢中TN夹杂析出的理论分析，得到不同凝固率下TN夹杂析出溶解度饱和线，据此提出防止TiN夹杂 析出的[T]、[N]控制范围，同时提出了生产过程中[Ti]、[N]的控制措施 关键词轴承钢：TN:凝固偏析比：凝固率：保护浇注 Control of TiN inclusion precipitation in bearing steel ZENG Xin-guang Technology Center.Dongbei Special Steel Group Co.Ltd..Dalian 116031.China ABSTRACI Based on the theoretical analysis of TiN inclusion precipitation in bearing steel.the saturation solubility curves of TiN inclusion precipitation under different solidification rates was calculated.The control range for [Ti]and [N]is proposed to prevent TiN inclusion precipitation,and control measures for [Ti]and [N]are raised in the production process. KEY WORDS bearing steel:TiN:solidification segregation;solidification rate:protective casting 轴承材料性能要求具有高疲劳寿命，轴承的疲 劳寿命与钢的纯净度密切相关，特别是钢中脆性氧 1热力学分析 化物夹杂和点状不变形夹杂对轴承材料的疲劳寿命 1.1GCr15钢液相线和固相线温度的计算 影响极大，随着纯净钢冶炼技术的发展，钢的纯净 GCrl5钢主要成分见表1，理论液相线和固相 度大大提高，使得这类夹杂物的影响程度逐渐减弱， 线温度按式(1)计算，其中相关数据见表22)，按控 而硬度和脆性更高的TN夹杂对进一步提高轴承 制目标成分计算液相线温度和固相线温度分别为 材料的疲劳寿命的影响更为突出，同尺寸的TN夹 1453和1336℃ 杂对轴承材料疲劳寿命的影响远大于氧化物夹杂， 4=1536-∑△·0[i] 6m的氨化物夹杂对疲劳性能的危害作用与平均尺 (1) 寸为25m的氧化物相当山，本文通过对GCrl5钢 式中，△t为钢中某元素质量分数增加1%时使铁的 TiN夹杂析出的理论分析，提出防止TN夹杂析出的 熔点降低值，℃；w[i]为钢中i元素的质量分 [N]、[T]控制范围及其在生产过程中的控制措施 数，%. 表1GC15钢成分控制要求（质量分数） % 类别 C Si Mn Cr P s Al Ti 0 N 标准成分0.95~1.05 0.150.350.250.45 1.451.65 0.025 ≤0.025 ≤0.050 ≤0.0030≤0.0010 控制目标 0.98 0.25 0.30 1.50 ≤0.010 0.0030 0.020 ≤0.0015≤0.00080.0050 表2△：值表 类别 C Si Mn Cr Al Ti N 液相线△： 78 7.6 4.9 1.3 34.4 38 3.6 20 90 固相线△： 184.3 40.8 8.6 3.4 76.7 76.7 7.8 40 收稿日期：2009-09-20 作者简介：(1956一)，男，教授级高工，E-mail:zxg@dtsteel-com
轴承钢中 TiN 夹杂物析出的控制 曾新光 东北特殊钢集团有限责任公司技术中心大连116031 摘 要 通过对轴承钢中 TiN 夹杂析出的理论分析得到不同凝固率下 TiN 夹杂析出溶解度饱和线据此提出防止 TiN 夹杂 析出的［Ti］、［N］控制范围同时提出了生产过程中［Ti］、［N］的控制措施． 关键词 轴承钢；TiN；凝固偏析比；凝固率；保护浇注 Control of TiN inclusion precipitation in bearing steel ZENG Xin-guang Technology CenterDongbei Special Steel Group Co．Ltd．Dalian116031China ABSTRACT Based on the theoretical analysis of TiN inclusion precipitation in bearing steelthe saturation solubility curves of TiN inclusion precipitation under different solidification rates was calculated．T he control range for ［Ti］ and ［N ］ is proposed to prevent TiN inclusion precipitationand control measures for ［Ti］ and ［N］ are raised in the production process． KEY WORDS bearing steel；TiN；solidification segregation；solidification rate；protective casting 收稿日期：2009-09-20 作者简介：（1956—）男教授级高工E-mail：zxg＠dtsteel．com 轴承材料性能要求具有高疲劳寿命轴承的疲 劳寿命与钢的纯净度密切相关特别是钢中脆性氧 化物夹杂和点状不变形夹杂对轴承材料的疲劳寿命 影响极大．随着纯净钢冶炼技术的发展钢的纯净 度大大提高使得这类夹杂物的影响程度逐渐减弱 而硬度和脆性更高的 TiN 夹杂对进一步提高轴承 材料的疲劳寿命的影响更为突出．同尺寸的 TiN 夹 杂对轴承材料疲劳寿命的影响远大于氧化物夹杂 6μm的氮化物夹杂对疲劳性能的危害作用与平均尺 寸为25μm 的氧化物相当［1］．本文通过对 GCr15钢 TiN 夹杂析出的理论分析提出防止 TiN 夹杂析出的 ［N］、［Ti］控制范围及其在生产过程中的控制措施． 1 热力学分析 1∙1 GCr15钢液相线和固相线温度的计算 GCr15钢主要成分见表1理论液相线和固相 线温度按式（1）计算其中相关数据见表2［2］按控 制目标成分计算液相线温度和固相线温度分别为 1453和1336℃． t＝1536— ∑Δt·w ［ i］ （1） 式中Δt 为钢中某元素质量分数增加1％时使铁的 熔点降低值℃；w ［ i ］ 为钢中 i 元素的质量分 数％． 表1 GC15钢成分控制要求（质量分数） ％ 类别 C Si Mn Cr P S Al Ti O N 标准成分 0∙95～1∙05 0∙15～0∙35 0∙25～0∙45 1∙45～1∙65 ≤0∙025 ≤0∙025 ≤0∙050 ≤0∙0030 ≤0∙0010 — 控制目标 0∙98 0∙25 0∙30 1∙50 ≤0∙010 ≤0∙0030 0∙020 ≤0∙0015 ≤0∙0008 ≤0∙0050 表2 Δt 值表 ℃ 类别 C Si Mn Cr P S Al Ti N 液相线Δt 78 7∙6 4∙9 1∙3 34∙4 38 3∙6 20 90 固相线Δt 184∙3 40∙8 8∙6 3∙4 76∙7 76∙7 7∙8 40 — 第31卷 增刊1 2009年 12月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．31Suppl．1 Dec．2009 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2009．s1．010
.146. 北京科技大学学报 2009年增刊1 1.2TiN夹杂的析出 表3元素在Y下e与钢液之间的分配系数 TiN生成的热力学条件： C Si Mn Cr P S N Ti Al [Ti]+[N]=TiNs) 0.300.500.750.850.060.050.480.3- △G°=-290998+107.91T(Jmol-1k- (2) 按式(6)和(7)计算GCr15钢目标成分中各元 即： 素在Y下e和液相之间的偏析比与微区凝固率的关 lgK=15198/T-5.64 (3) 系如图2所示，可见，随着凝固率增加，成分偏析加 式中，T为温度，K;K为平衡常数 重，同时结合表2，可以看出，S、P、C对凝固偏析和 由元素的相互作用系数计算可知，Ti和N的活 降低固相线温度的影响最大，因此，应尽量降低其含 度系数对反应平衡式的影响很小，所以： 量，按式(6)和(7)计算的偏析比计算出目标成分下 lg[%Ti][%N]=-15198/T+5.64(4) 不同凝固率时固液界面液态钢液的各元素成分，据 当钢液在成分均匀、温度均匀的理想状态下，由 此按公式(1)计算出不同凝固率时固液界面液态钢 式(4)得到GCrl5钢TiN夹杂物析出的稳定性图， 液的固相线温度，再按式(5)计算出不同凝固率时 如图1所示，由图1可见，由于GCr15钢实际控制 TN析出稳定性如图3所示，由图可见，按目前生 [N]≤80×10-6（图1中黑线以下），因此在液相线 产实际控制水平，TiN夹杂在凝固率20%以上就将 温度以上不会析出TiN夹杂. 稳定析出，而按目标控制水平，凝固率达到50%以 上TiN夹杂才会析出，如[T]、[N]质量分数都控制 9000r 在10×10-5以下，则凝固率在80%以上才会析出 7500 TN夹杂.此时，由于析出时间晚，其尺寸也小，聚 s6000 集长大的倾向也就小，因此，应尽可能降低[T]、 TiN析出区 [N]含量. 8 3000 1500 101418222630 Ti/10 图1GCrl5钢目标成分液相线温度TiN析出的稳定性图 Si 2凝固过程分析 Mn 实际上钢液凝固过程中，溶质元素在固、液两相 Cr 间因溶解度不同将发生再分配，产生成分偏析，其结 0.2 04 0.6 0.8 1.0 固相率，g 果导致凝固前沿的液相线、固相线发生移动， TN析出物在钢液中溶解度随温度变化的函数 图2各元素在两相区的偏析比与微区域凝固率的关系 表达式如下刊： lg[%Ti][%N]=-13850/T+4.01 (5) 200 目标控制水平 根据质量守衡定律，当微区域凝固率为g时， 钢液中CPS、N、Ti的凝固偏析比为： 150 g=02 实际控制水平 [i]/[i]o=[1-(1-K)g]-1 (6) 100 Si、Mn,Cr的凝固偏析比为： g=0.4 [][]o=[1-g]K-1 (7) 50 8=0.6 式中：[门o、[门1分别为元素的原始质量分数和凝固 g=08 交界面液体中元素的质量分数，%；9为微区域凝固 10 14 18 2226 T可/10 率，%；K:为元素i在YFe与钢液之间的分配系 数，如表3所示可. 图3GC15钢不同凝固率下TN析出物稳定性图
1∙2 TiN 夹杂的析出 TiN 生成的热力学条件［3］： ［Ti］＋［N］＝TiN（S） ΔG 0＝—290998＋107∙91T （J·mol —1·k —1） （2） 即： lg K＝15198／T—5∙64 （3） 式中T 为温度K；K 为平衡常数． 由元素的相互作用系数计算可知Ti 和 N 的活 度系数对反应平衡式的影响很小所以： lg［％Ti］ ［％N］＝—15198／T＋5∙64 （4） 当钢液在成分均匀、温度均匀的理想状态下由 式（4）得到 GCr15钢 TiN 夹杂物析出的稳定性图 如图1所示．由图1可见由于 GCr15钢实际控制 ［N］≤80×10—6（图1中黑线以下）因此在液相线 温度以上不会析出 TiN 夹杂． 图1 GCr15钢目标成分液相线温度 TiN 析出的稳定性图 2 凝固过程分析 实际上钢液凝固过程中溶质元素在固、液两相 间因溶解度不同将发生再分配产生成分偏析其结 果导致凝固前沿的液相线、固相线发生移动． TiN 析出物在钢液中溶解度随温度变化的函数 表达式如下［4］： lg［％Ti］ ［％N］＝—13850／T＋4∙01 （5） 根据质量守衡定律当微区域凝固率为 g 时 钢液中 C、P、S、N、Ti 的凝固偏析比为［5］： ［ i］1／［ i］0＝［1—（1— Ki） g ］ —1 （6） Si、Mn、Cr 的凝固偏析比为： ［ i］1［ i］0＝［1—g ］ Ki—1 （7） 式中：［ i］0、［ i］1 分别为元素的原始质量分数和凝固 交界面液体中元素的质量分数％；g 为微区域凝固 率％；Ki 为元素 i 在γ—Fe 与钢液之间的分配系 数如表3所示［5］． 表3 元素在γ—Fe 与钢液之间的分配系数 C Si Mn Cr P S N Ti Al 0∙30 0∙50 0∙75 0∙85 0∙06 0∙05 0∙48 0∙3 — 按式（6）和（7）计算 GCr15钢目标成分中各元 素在γ—Fe 和液相之间的偏析比与微区凝固率的关 系如图2所示．可见随着凝固率增加成分偏析加 重．同时结合表2可以看出S、P、C 对凝固偏析和 降低固相线温度的影响最大因此应尽量降低其含 量．按式（6）和（7）计算的偏析比计算出目标成分下 不同凝固率时固液界面液态钢液的各元素成分据 此按公式（1）计算出不同凝固率时固液界面液态钢 液的固相线温度再按式（5）计算出不同凝固率时 TiN 析出稳定性如图3所示．由图可见按目前生 产实际控制水平TiN 夹杂在凝固率20％以上就将 稳定析出而按目标控制水平凝固率达到50％以 上 TiN 夹杂才会析出如［Ti］、［N］质量分数都控制 在10×10—6以下则凝固率在80％以上才会析出 TiN 夹杂．此时由于析出时间晚其尺寸也小聚 集长大的倾向也就小因此应尽可能降低 ［ Ti ］、 ［N］含量． 图2 各元素在两相区的偏析比与微区域凝固率的关系 图3 GC15钢不同凝固率下 TiN 析出物稳定性图 ·146· 北 京 科 技 大 学 学 报 2009年 增刊1
Vol.31 Suppl.I 曾新光：轴承钢中N夹杂物析出的控制 .147. 3[Ti]含量的控制 合并式(8)和(9)式： [Ti]+2C0=2[C]+Ti02S) 3.1初炼炉终点[Ti]的控制 △G°=-631299+301.35 T (Jmol1k-1) 冶炼的不同阶段钢液成分见表4所示，初炼炉 (10) 钢液中的Tⅰ主要是通过氧化去除，在氧化后期，钢 当反应达到平衡时，取aro,=1、Pco=1: 液中的氧主要是由[C]控制，因此，[C]氧化的程度 决定了[Ti]的氧化程度. 1g(f[%c]/fm:[%Ti])=32971/T-15.74 钢液中有关反应平衡式如下可： (11) [C]+[0]=C0,△G°=-22210-38.37T 当钢液为初炼炉毕成分和温度时： (J-mol 1k1) (8) 取aro,=1,由表4及表5计算得fc=1.11、 [Ti]+2[0]=Ti02s), f=0.67,带入式(11)得： △G=-675719+224.61T(Jmol-1k-1) [%c]/[%Ti]=97 (12) (9) 式(12)的关系如图4所示. 表4不同阶段钢液成分（质量分数）和温度 钢液成分/% 冶炼阶段 温度/℃ C Si Mn Cr P 心 A制 Ti 初炼炉熔毕 0.3 0.05 0.1 0.20 0.025 0.05 0 0.0037 1560 LF炉初期 0.95 0.20 0.30 1.45 0.012 0.04 0.00050.0010 1580 表51873K时钢液中元素相互作用系数4][] d C Si Mn Cr AI Ti 0.14 0.08 -0.012 -0.024 0.051 0.046 0.043 一 Al 0.091 0.0056 0.012 0.025 0.05 0.03 0.045 0.004 Ti -0.64 0.065 -0.0043 0.055 -0.064 -0.11 0.004 0.013 18 铝和氧反应平衡式如下6： 16 2[AI]+3[0]=Al203S)' 12 △G°=-1202070+386.29T(Jmol-1k-1) (13) 8 合并式(9)和(13)得： 4[A1]+3Ti02(S)=3[Ti]+2Al203S), △G=-376984+98.75T(Jmol-1k-1) 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 (14) [cV% 当反应达到平衡时，取ar0,=1、a,0=1: 图41560℃时初炼炉熔毕钢液[CTi]关系 lg(f[%Ti]3/fA[%A1])=19689/T-5.16 图4表明，当[Ti]、[C]含量在曲线下方时，[Ti] (15) 不会被氧化，因此要使[T]降到较低值，必须将[C] 当钢液为LF炉初期成分和温度时： 降到很低， 由表4和5计算得fm:=0.3、f=1.35,带入 3.2F炉初期Ti]的控制 式(15)得： 铝的脱氧能力大于钛，虽然初炼炉出钢过程只 [%Ti]/[%A]3-113 (16) 采用低Ti、低AI合金进行合金化，但是，由于合金 式(16)的关系如图5所示. 质量的影响，其中仍含有一定的铝，因此，在LF炉 图5表明，当[Ti]、[Al]含量在曲线下方时， 初期钢液中将发生A1和Ti的竞争氧化反应，此时， [T]不会氧化，结合表4可知，LF炉初期铁合金带 钢液中的Ti能否被氧化，取决于钢液中A1的行为 入钢液中的钛不会发生氧化，治炼过程[T]含量的
3 ［Ti］含量的控制 3∙1 初炼炉终点［Ti］的控制 冶炼的不同阶段钢液成分见表4所示．初炼炉 钢液中的 Ti 主要是通过氧化去除在氧化后期钢 液中的氧主要是由［C ］控制因此［C ］氧化的程度 决定了［Ti］的氧化程度． 钢液中有关反应平衡式如下［5—6］： ［C］＋［O］＝COΔG 0＝—22210—38∙37T （J·mol —1·k —1） （8） ［Ti］＋2［O］＝TiO2（S） ΔG 0＝—675719＋224∙61T （J·mol —1·k —1） （9） 合并式（8）和（9）式： ［Ti］＋2CO＝2［C］＋TiO2（S） ΔG 0＝—631299＋301∙35T （J·mol —1·k —1） （10） 当反应达到平衡时取 aTiO2＝1、PCO＝1： lg（ f 2 C ［％C］ 2／f Ti ［％Ti］）＝32971／T—15∙74 （11） 当钢液为初炼炉毕成分和温度时： 取 aTiO2＝1由表4及表5计算得 f C＝1∙11、 f Ti＝0∙67带入式（11）得： ［％C］ 2／［％Ti］＝97 （12） 式（12）的关系如图4所示． 表4 不同阶段钢液成分（质量分数）和温度 冶炼阶段 钢液成分／％ C Si Mn Cr P S Al Ti 温度／℃ 初炼炉熔毕 0∙3 0∙05 0∙1 0∙20 0∙025 0∙05 0 0∙0037 1560 LF 炉初期 0∙95 0∙20 0∙30 1∙45 0∙012 0∙04 0∙0005 0∙0010 1580 表5 1873K 时钢液中元素相互作用系数 e j i ［3］ ［6—14］ e j i C Si Mn Cr P S Al Ti C 0∙14 0∙08 —0∙012 —0∙024 0∙051 0∙046 0∙043 — Al 0∙091 0∙0056 0∙012 0∙025 0∙05 0∙03 0∙045 0∙004 Ti —0∙64 0∙065 —0∙0043 0∙055 —0∙064 —0∙11 0∙004 0∙013 图4 1560℃时初炼炉熔毕钢液［C ］—［Ti］关系 图4表明当［Ti］、［C］含量在曲线下方时［Ti］ 不会被氧化因此要使［Ti］降到较低值必须将［C ］ 降到很低． 3∙2 LF 炉初期［Ti］的控制 铝的脱氧能力大于钛虽然初炼炉出钢过程只 采用低 Ti、低 Al 合金进行合金化但是由于合金 质量的影响其中仍含有一定的铝因此在 LF 炉 初期钢液中将发生 Al 和 Ti 的竞争氧化反应此时 钢液中的 Ti 能否被氧化取决于钢液中 Al 的行为． 铝和氧反应平衡式如下［6］： 2［Al］＋3［O］＝Al2O3（S） ΔG 0＝—1202070＋386∙29T （J·mol —1·k —1） （13） 合并式（9）和（13）得： 4［Al］＋3TiO2（S）＝3［Ti］＋2Al2O3（S） ΔG 0＝—376984＋98∙75T （J·mol —1·k —1） （14） 当反应达到平衡时取 aTiO2＝1、aAl2 O3＝1： lg（ f 3 Ti ［％Ti］ 3／f 4 Al ［％Al］ 4）＝19689／T—5∙16 （15） 当钢液为 LF 炉初期成分和温度时： 由表4和5计算得 f Ti＝0∙3、f Al＝1∙35带入 式（15）得： ［％Ti］／［％Al］ 4／3＝113 （16） 式（16）的关系如图5所示． 图5表明当 ［Ti］、［Al ］ 含量在曲线下方时 ［Ti］不会氧化结合表4可知LF 炉初期铁合金带 入钢液中的钛不会发生氧化．冶炼过程［Ti］含量的 Vol．31Suppl．1 曾新光： 轴承钢中 TiN 夹杂物析出的控制 ·147·
,148 北京科技大学学报 2009年增刊1 5 3.3减少钛的来源 40F 降低钢液中的钛含量，还应尽量减少钛的来源 35 以 (1)初炼炉氧化渣中含有较高的Ti02,因此，可 通过增加初炼炉的装入量，减少出钢时氧化渣的厚 20 15 度及黏度来减少出钢下渣量，以避免在LF炉还原 期被铝还原， (2)使用低钛、低铝的合金、增碳剂及低Ti02 [AIVIO 的造渣材料， (③)使用没被含钛钢液污染过的钢包及VD炉 图51580℃时LF炉初期钢液[ATi]关系 保护盖 变化见图6，(Ti02)含量的变化见图7. (4)使用高铝质耐火材料浇注系统， 图6和图7表明，初炼炉带入钢包的炉渣中的 TiOz能被[Al]还原. 4[N]含量的控制 由图3可知，要减少TN夹杂的析出，除了降 60 低[T]含量，还需尽量降低[N]含量，钢液中的氨主 工艺1 50 要来源于被电弧电离的空气、出钢和浇注过程二次 的氧化以及原辅材料的带入，图8是不同操作时钢 40 工艺2 中氨含量的变化 120 204 工艺3 110 0 100 90 工艺 出钢入LF炉除渣出LF炉出VD炉成品 取样过程 01/N] 图6冶炼过程[T]含量变化，工艺1：出钢铝脱氧，LF炉不除 60 工艺2 渣，铝粉还原；工艺2：出钢铝脱氧，LF炉除渣70%造新渣铝粉还 原；工艺3：出钢不脱氧，LF炉除渣70%后铝脱氧，造新渣铝粉 50 还原 40 9 05 取样部位 0.4 工艺2 图8GC15钢冶炼过程[N]含量的变化：工艺1：电炉脱碳量 工艺3 工艺1 0.4%、出钢铝脱氧，LF炉90min,无保护浇注；工艺2：电炉脱碳 量0.8%、出钢不脱氧，LF炉70min,保护浇注； 降低[N]含量的措施： 0.1 (1)电炉氧化期采用高的脱碳速度和高脱碳 量，通过激烈的碳氧反应去除[N] 出钢入LF炉除渣出LF炉出VD炉 治炼过程 (2)电炉熔化末期开始进行泡沫渣操作，减少 吸气， 图7治炼过程渣中T02含量的变化，工艺1：出钢铝脱氧，LF 炉不除渣，铝粉还原；工艺2：出钢铝脱氧，LF炉除渣70%造新渣 (3)电炉出钢过程不用A1脱氧，使钢液保持较 铝粉还原；工艺3：出钢不脱氧，LF炉除渣70%后铝脱氧，造新渣 高的氧势，以减少吸氨， 铝粉还原 (4)LF炉采用高碱度、大渣量操作. 因此，初炼炉出钢时不用铝脱氧，出钢后除尽钢 (5)缩短LF炉精炼时间 包中的炉渣，再进行铝脱氧，才能最大限度地降低钢 (6)尽量延长VD炉高真空脱气时间并在高真 液中钛的含量， 空下增大氩气搅拌强度
图5 1580℃时 LF 炉初期钢液［Al］—［Ti］关系 变化见图6（TiO2）含量的变化见图7． 图6和图7表明初炼炉带入钢包的炉渣中的 TiO2 能被［Al］还原． 图6 冶炼过程 ［Ti］含量变化．工艺1：出钢铝脱氧LF 炉不除 渣铝粉还原；工艺2：出钢铝脱氧LF 炉除渣70％造新渣铝粉还 原；工艺3：出钢不脱氧LF 炉除渣70％后铝脱氧造新渣铝粉 还原 图7 冶炼过程渣中 TiO2 含量的变化．工艺1：出钢铝脱氧LF 炉不除渣铝粉还原；工艺2：出钢铝脱氧LF 炉除渣70％造新渣 铝粉还原；工艺3：出钢不脱氧LF 炉除渣70％后铝脱氧造新渣 铝粉还原 因此初炼炉出钢时不用铝脱氧出钢后除尽钢 包中的炉渣再进行铝脱氧才能最大限度地降低钢 液中钛的含量． 3∙3 减少钛的来源 降低钢液中的钛含量还应尽量减少钛的来源． （1） 初炼炉氧化渣中含有较高的 TiO2因此可 通过增加初炼炉的装入量减少出钢时氧化渣的厚 度及黏度来减少出钢下渣量以避免在 LF 炉还原 期被铝还原． （2） 使用低钛、低铝的合金、增碳剂及低 TiO2 的造渣材料． （3） 使用没被含钛钢液污染过的钢包及 VD 炉 保护盖． （4） 使用高铝质耐火材料浇注系统． 4 ［N］含量的控制 由图3可知要减少 TiN 夹杂的析出除了降 低［Ti］含量还需尽量降低［N ］含量钢液中的氮主 要来源于被电弧电离的空气、出钢和浇注过程二次 的氧化以及原辅材料的带入．图8是不同操作时钢 中氮含量的变化． 图8 GCr15钢冶炼过程 ［N ］含量的变化：工艺1：电炉脱碳量 0∙4％、出钢铝脱氧、LF 炉90min无保护浇注；工艺2：电炉脱碳 量0∙8％、出钢不脱氧、LF 炉70min保护浇注； 降低［N］含量的措施： （1） 电炉氧化期采用高的脱碳速度和高脱碳 量通过激烈的碳氧反应去除［N］． （2） 电炉熔化末期开始进行泡沫渣操作减少 吸气． （3） 电炉出钢过程不用 Al 脱氧使钢液保持较 高的氧势以减少吸氮． （4） LF 炉采用高碱度、大渣量操作． （5） 缩短 LF 炉精炼时间． （6） 尽量延长 VD 炉高真空脱气时间并在高真 空下增大氩气搅拌强度． ·148· 北 京 科 技 大 学 学 报 2009年 增刊1
Vol.31 Suppl.I 曾新光：轴承钢中N夹杂物析出的控制 .149. (7)模铸时采取罩式氩气保护浇注， (陈家祥，炼钢常用图表数据手册，北京：冶金工业出版社， (8)使用低氮合金及辅助材料. 1984) [4]Fu J.Kinetics of Steelmaking Process.Beijing:Metallurgical In 5结论 dustry Press.2001:30 (傅杰.钢冶金过程动力学.北京：冶金工业出版社，2001： (1)按GCr15钢目前实际控制水平，在液相线 30) 以上不会析出TN夹杂，但在钢液凝固率>0.2时 [5]Qu Y.Foundation of Steelmaking.Beijing:Metallurgical Indus- TiN夹杂将稳定析出， try Press.1980:68 (2)在[Ti]0.5时才会析出 dustry Press.2004 (③)要将钢液中的钛完全氧化必须将钢液中的 (张家芸.冶金物理化学.北京：冶金工业出版社，2004) 碳氧化至较低水平；由于合金中含有一定的铝，因 [7]Sigworth G K,Elliot J F.The thermodynamics of liquid dilute 此，出钢过程合金带入的钛难以氧化， iron alloys.Met Sci.1974.8:298 (4)出钢过程不进行强脱氧操作，可减少电炉 [8]Ozturk B.Matway R,Fruehan R J.Thermodynamics of Inclu- sion Formation in Fe-CrTi-N Alloys.Metall Mater Trans B, 下渣中TO2的还原和钢液吸氮， 1995,26,563 (5)电炉采用高的脱碳速度和脱碳量能有效降 [9]Ariyo C.Holappa L.A critical Literature Survey on the Deoxida- 低[N],模铸采用罩式氩气保护浇注可减少增[N] tion Parameters of Boron and Titanium//Report TKK-V-B73. (6)无论是降低[Ti]含量还是降低[N]含量，都 Finland:Helsinki University of Technology,1992:33 应当选用低Ti或低TiO2、低N合金及辅助材料. [10]Toge T,Watanabe T.The deoxidation ability of silicon in molten stainless steel.Trans Iron Steel Inst Ipn,1975.15: 580 参考文献 [11]Steelmaking Data Sourcebook.The Japan Society for the Pro- [1]Fu J.Nitrogen and titanium controlling in alloyed steel.Chin motion of Science.New York:Gordon And Breach.1988:169 Rare Earth Soc,2000,18(9):394-399 [12]Yuanchang G.Changzhen W.Interaction coefficients in FeC- (傅杰.合金钢中的氮、钛控制，中国稀土学报，2000,18(9)： Ti-i (i=Si.Cr.Al.Ni)systems.Metall Mater Trans B. 1990,21.543 394) [2]Yang Q.ZhangZ.Numerical Simulation of Solidification and [13]Wada H.Pehlke R D.Nitrogen solution and titanium nitride Casting.Hanghou:Zhejiang University Press,1996 precipitation in liquid Fe-Cr-Ni alloys.Metall Mater Tran B. (杨全，张真金属凝固与铸造过程数值模拟.杭州：浙江大学 1977,8:443 出版社，1996) [14]Li G.Inoue R,Suito H.Measurement of aluminum or silicon [3]Cheng J.Manual of Steelmaking Data.Beijing:Metallurgical activity in Fe-Ni (0%)alloys using mullite and Zr02 based Industry Press.1984 solid electrolyte galvanic cell.Steel Res.1996.67(1):528
（7） 模铸时采取罩式氩气保护浇注． （8） 使用低氮合金及辅助材料． 5 结论 （1） 按 GCr15钢目前实际控制水平在液相线 以上不会析出 TiN 夹杂．但在钢液凝固率＞0∙2时 TiN 夹杂将稳定析出． （2） 在［Ti］＜15×10—6、［N ］＜50×10—6的情 况下TiN 夹杂在凝固率＞0∙5时才会析出． （3） 要将钢液中的钛完全氧化必须将钢液中的 碳氧化至较低水平；由于合金中含有一定的铝因 此出钢过程合金带入的钛难以氧化． （4） 出钢过程不进行强脱氧操作可减少电炉 下渣中 TiO2 的还原和钢液吸氮． （5） 电炉采用高的脱碳速度和脱碳量能有效降 低［N］模铸采用罩式氩气保护浇注可减少增［N］． （6） 无论是降低［Ti］含量还是降低［N］含量都 应当选用低 Ti 或低 TiO2、低 N 合金及辅助材料． 参 考 文 献 ［1］ Fu J．Nitrogen and titanium controlling in alloyed steel．J Chin Rare Earth Soc200018（9）：394—399 （傅杰．合金钢中的氮、钛控制．中国稀土学报200018（9）： 394） ［2］ Yang QZhang Z．Numerical Simulation of Solidification and Casting．Hangzhou：Zhejiang University Press1996 （杨全张真．金属凝固与铸造过程数值模拟．杭州：浙江大学 出版社1996） ［3］ Cheng J．Manual of Steelmaking Data．Beijing：Metallurgical Industry Press1984 （陈家祥．炼钢常用图表数据手册．北京：冶金工业出版社 1984） ［4］ Fu J．Kinetics of Steelmaking Process．Beijing：Metallurgical Industry Press2001：30 （傅杰．钢冶金过程动力学．北京：冶金工业出版社2001： 30） ［5］ Qu Y．Foundation of Steelmaking．Beijing：Metallurgical Industry Press1980：68 （曲英．炼钢学原理．北京：冶金工业出版社1980：68） ［6］ Zhang J Y．Physical Chemistry of Metallurgy．Metallurgical Industry Press2004 （张家芸．冶金物理化学．北京：冶金工业出版社2004） ［7］ Sigworth G KElliot J F．The thermodynamics of liquid dilute iron alloys．Met Sci19748：298 ［8］ Ozturk BMatway RFruehan R J．Thermodynamics of Inclusion Formation in Fe-Cr-T-i N Alloys． Metall Mater T rans B 199526：563 ［9］ Ariyo CHolappa L．A critical Literature Survey on the Deoxidation Parameters of Boron and Titanium ∥ Report T KK-V-B73 Finland：Helsinki University of Technology1992：33 ［10］ Toge TWatanabe T．The deoxidation ability of silicon in molten stainless steel．T rans Iron Steel Inst Jpn197515： 580 ［11］ Steelmaking Data Sourcebook．The Japan Society for the Promotion of Science．New York：Gordon And Breach1988：169 ［12］ Yuanchang GChangzhen W．Interaction coefficients in Fe-CT-i i （ i ＝SiCrAlNi） systems． Metall Mater T rans B 199021：543 ［13］ Wada HPehlke R D．Nitrogen solution and titanium nitride precipitation in liquid Fe-Cr-Ni alloys． Metall Mater T ran B 19778：443 ［14］ Li GInoue RSuito H．Measurement of aluminum or silicon activity in Fe-Ni （＜30％） alloys using mullite and ZrO2 based solid electrolyte galvanic cell．Steel Res199667（1）：528 Vol．31Suppl．1 曾新光： 轴承钢中 TiN 夹杂物析出的控制 ·149·