轴承钢TiN夹杂物析出理论分析

轴承钢TiN夹杂物析出控制研究

曾新光

（东北特殊钢集团有限责任公司技术中心，中国，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[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 and study on TiN inclusion precipitation

in bearing steel

Zeng Xin-guang

( Technology Center, Dongbei Special Steel Group Co.,Ltd，dalian 116031，china)

Abstract:Basing on theoretical analysis of TiN inclusion precipitation in bearing steel, 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 precipitation

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

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，而硬度更高、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表现的更为突出，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，提出生产过程的控制措施。

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、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结果见表3。

t=1536－∑△t·W[i] （1）

表1 GC15钢成分控制要求

表2 Δt 值表/℃

表3 GCr15钢理论液相线、固相线温度/℃

Table 3 GCr15 theoretical meniscus, liquidus temperature /℃

1.2 TiN 夹杂的析出

TiN 生成的热力学条件[3]

：

[Ti]+[N]=TiN （S ） △G 0=-69547+25.79 （cal · mol -1· k -1

） (2) 即：lgK=15198/T-5.64 (3)

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钢液相线温度下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]≤80ppm （图1中黑线以下区域），因此在液相线温度以上都不会析出TiN 夹杂。

6

8

10

12

14

161820222426283032

500

10001500200025003000350040004500500055006000

650070007500800085009000

目标成分液相线

[N ]/p p m

[Ti]/ppm

图1 GCr15钢目标成分液相线TiN 析出物的稳定性图

Fig.5 the stable chart of TiN precipitate for GCr15 target composition

liquidus

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]l /[i]0=[1-（1-K i ）g]-1

（6） Si 、Mn 、Cr 的凝固偏析比为：

[i]l /[i]0=[1-g]Ki-1

（7）

式中[i]0、[i]l ——分别为元素的原始浓度和凝固交界面液体中元素浓度，％； g ——微区域凝固率，%；

K i ——元素i 在γ-Fe 铁与钢液之间的分配系数，如表4所示。

表4 元素在 γ-Fe 与钢液之间的分配系数

Table 4 the distribution coefficient of element between γ-Fe and liquid steel

元素 C Si Mn Cr P S N Ti Al Ki

0.30

0.50

0.75

0.85

0.06

0.05

0.48

0.3

——

按 (6)、(7)式计算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。

按公式（6）、（7）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，椐此按公式（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%以下就能稳定析出，而按目标控制水平，凝固率达到60%时TiN 夹杂才会析出，如[Ti]、[N]含量都控制在10ppm 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

Fig.2 Dependence of each element between segregation ratio of two phase

zones and solidification rate of micro zone

元素偏析比，[i ]l /[i ]0

固相率，g