基于非鋁脫氧工藝的高品質(zhì)軸承鋼關(guān)鍵冶金技術(shù)研究

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，隨著我國裝備制造業(yè)的迅猛發(fā)展，各類軸承使用量日益攀升，使用場景不斷擴(kuò)展[1-2].軸承長期處于復(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)格控制工藝過程，提高鋼材純凈度，保證軸承的高精度、長壽命和高可靠性[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)量有著很好的對應(yīng)關(guān)系，全氧含量越低，夾雜物越少.國際軸承鋼質(zhì)量分級標(biāo)準(zhǔn)要求超高純凈級軸承鋼中全氧質(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，夾雜物總級別小于2.0[8].目前，國內(nèi)高品質(zhì)軸承鋼生產(chǎn)技術(shù)取得了長足進(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軸承鋼疲勞壽命影響最大的兩類夾雜物，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夾雜，實(shí)際生產(chǎn)中，進(jìn)一步降低超高純凈級軸承鋼的全氧含量，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，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類夾雜物產(chǎn)生；（4）從根源上杜絕Al2O3生成，改善鋼液流動性，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)算了不同錳硅比對各脫氧產(chǎn)物占比及活度的影響見圖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鋼中溶解氧含量的影響.對于非鋁脫氧軸承鋼，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LF精煉過程中的硅錳預(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精煉變渣前、LF精煉變渣后、LF出站取渣樣，通過對渣成分檢測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Si、Al等元素脫氧能力無影響，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)，對于GCr15這類含碳質(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)，也會對脫氧效果產(chǎn)生顯著影響，當(dāng)[O]含量發(fā)生變化，鋼液中的[Fe]和[O]會與頂渣中的(FeO)建立新的平衡.

圖4 RH精煉過程[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，該過程的動力學(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，若抽真空速度過快，會導(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)過程中，采用預(yù)抽真空和梯級壓降模式，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

對鋼包頂渣成分檢測得到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精煉至連鑄過程鋼液全氧含量變化如圖5(a)所示.過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、中間包以及澆鋼過程，鋼液會發(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)和動力學(xué)條件對脫除鋼液中氮有一定效果.而連鑄中氮含量增加，說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，過高鈦含量會促進(jìn)TiN夾雜物生成[21]，因此需要在冶煉過程中嚴(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含量通常控制在0.009%～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類夾雜物對鋼材疲勞性能危害最大[4-5,22].Ds類夾雜物的形成過程如圖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類復(fù)合夾雜物，最后在鋼液凝固過程中析出的CaS包裹在最外層，形成大顆粒鈣鋁酸鹽類復(fù)合夾雜物.為此，鋁脫氧軸承鋼生產(chǎn)過程中需要嚴(yán)格控制鋼液鈣含量，杜絕進(jìn)行鈣處理，鋼液中鈣主要來源于合金帶入和鋁對(CaO)的還原.

圖8 Ds類夾雜物形成過程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(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，鈣鋁酸鹽類夾雜物數(shù)量銳減.通過追蹤2種生產(chǎn)工藝的Ds類夾雜物評級狀況，見表3，可以發(fā)現(xiàn)非鋁脫氧工藝能夠?qū)⒃擃悐A雜物穩(wěn)定控制在0.5級以下.綜合上述，通過調(diào)整渣成分可以改變殘留于鋼液內(nèi)的夾雜物類型，能夠?qū)崿F(xiàn)大幅減少Ds類夾雜物的目的.

表 3 不同工藝下Ds類夾雜物評級Table 3 Ds inclusion ratings under different processes

圖9 精煉渣成分對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 其他類夾雜物對比

使用EVO18+X-MAX80系統(tǒng)對鋁脫氧軸承鋼和非鋁脫氧軸承鋼鑄坯中各類型夾雜物進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果見圖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類夾雜含量均低于鋁脫氧軸承鋼，但硫化物含量較高.對非鋁脫氧工藝生產(chǎn)軸承鋼過程進(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處理過程中夾雜物類型與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鋼液流動性的影響及機(jī)理

傳統(tǒng)鋁脫氧軸承鋼生產(chǎn)過程會出現(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，鋼液的流動性越來越差.

表 4 不同工藝下連澆爐數(shù)對比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)硅酸鹽類夾雜物，多位于1550 ℃液相線以內(nèi)，占比高達(dá)67.74%，少部分為CaO-Al2O3-SiO2類高熔點(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)硅酸鹽類夾雜物對水口結(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，每次疲勞測試時(shí)間過長，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機(jī)械能并輸出.疲勞試樣經(jīng)過設(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

通過對比相同加載應(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圍空洞產(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圍鋼基體的半徑，m.

通過實(shí)驗(yàn)測得鋼基體的屈服強(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)力見圖15(a).鋼基體的屈服強(qiáng)度與不同類型夾雜物的鑲嵌應(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)，夾雜物周圍的鋼基體會產(chǎn)生塑性變形，在夾雜物周圍形成空洞[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)，夾雜物周圍的鋼基體不發(fā)生塑性變形，與夾雜物緊密結(jié)合，無空洞產(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，然后在空洞周圍鋼基體中疲勞裂紋萌發(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)力加載過程中會產(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程中裂紋的產(chǎn)生，鋁脫氧軸承鋼中鈣鋁酸鹽夾雜物無此效應(yīng)，裂紋更易萌生擴(kuò)展.本課題組前期研究過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 脫氧方式對疲勞斷裂的影響.(a)不同氧化物夾雜對鑲嵌應(yīng)力的影響；(b) 疲勞斷裂的機(jī)理；(c) 鈣鋁酸鹽類裂紋源；(d) 硅酸鹽類裂紋源[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].

利用對軸承鋼測定得到的夾雜物尺寸及對應(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，Kmax,inc為夾雜物造成疲勞斷裂的門檻值，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)夾雜物類型對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低于其他兩種類型的夾雜物.對于硅酸鹽，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) 門檻值; (b) 臨界尺寸Fig.16 Fatigue fracture caused by different inclusions: (a) threshold value; (b) critical size

通過最小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優(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夾雜物，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，能夠改善鋼液流動性，解決小方坯連澆問題.通過借助超高周疲勞試驗(yàn)機(jī)對2種脫氧方式的軸承鋼疲勞壽命進(jìn)行測定，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，甚至略優(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，但在實(shí)際冶煉過程中存在低堿度渣對鋼包內(nèi)襯和RH耐火材料侵蝕速度加劇的問題，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，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，起到對鋁脫氧工藝的補(bǔ)充作用.