重载齿轮传动在运行时承受较高的应力，这容易引发疲劳断裂。非金属夹杂物的存在是渗碳齿轮钢疲劳断裂的主要原因之一，且夹杂物的尺寸越大，齿轮钢的疲劳寿命越短。研究表明，钢中总氧含量与夹杂物数量呈正相关，氧含量越高，夹杂物越多，检测的夹杂物尺寸就越大，从而显著降低齿轮的疲劳寿命。随着全球生产技术的进步，齿轮钢氧质量分数已从 25×10-6 降至 11×10-6，使得齿轮钢的接触疲劳强度提升了 4 倍。因此，日本将齿轮钢锻件的技术标准中氧质量分数要求调整为不超过 15×10-6，欧美等国家也将标准修订为 20×10-6 以内，我国同样将齿轮钢的氧质量分数要求限制在 20×10-6 以内。然而，随着国内齿轮制造业的激烈竞争，齿轮设计者越来越注重齿轮的极限寿命，安全系数的选择也不再像过去那样保守，这导致齿轮制造商对锻钢件技术协议中氧含量的要求日益提高。
钢中的氧含量主要以夹杂物的形式存在，钢水经过 LF 和 RH 精炼后，夹杂物成分、形貌、数量等都会发生变化，整个精炼过程对夹杂物控制有显著作用。Zhang 等研究不同初始铝氧浓度积对钢包精炼过程的最终氧含量过程的影响，钢中的溶解铝含量越高，精炼后钢中的溶解氧含量越低。Wang等研究发现当钢中的 Al 质量分数为 0.03%时，钢中溶解氧质量分数可以达到(3～5)×10-6，T.O 质量分数可以控制在(11～12)×10-6。董文亮等对 28MnCr5 钢中镁铝尖晶石夹杂物的平衡条件进行研究，认为 SiO2 是钢中氧含量的主要来源，当低碳齿轮钢的氧质量分数达到 10×10-6 以下时，满足超低氧钢的要求。
研究表明，VD+IC(investment casting，模铸)工艺在超低氧齿轮钢的生产中并不常见，这可能与模铸规模有限、冶炼过程控制复杂、浇铸过程中与耐火材料的接触时间较长等因素有关。鉴于此，本文开发了一种采用“EBT+LF+VD+IC”流程的低碳重载齿轮钢生产方法，旨在为超低氧纯净钢的冶炼提供技术指导。
1、冶炼工艺设备及钢种
生产设备及工艺流程
主要生产设备：50 t EBT 电弧炉、60 t LF 以及 60 VD 真空精炼装置及氩气保护模铸。
在原工艺流程中，EBT 电弧炉出钢的控制要求为：w(C)≥0.05% 、w(O)≤550×10-6、w(P)≤0.003 %，并添加铝锭，其用量为 60 kg/t。在 LF 精炼阶段结束前 10 min 进行增碳处理，确保成分符合钢种内控标准要求后，将钢水送入 VD 装置进行真空脱气。脱气完成后，按 1.5 kg/t 的比例加入碳化稻壳，随后进行取样、测温、定氢、定氧等操作，待成分合格后进行软吹。当钢水温度达到 1 560～1 580 ℃时，启动全程氩气保护浇铸，完成后检测钢锭的氧含量。
锻钢件技术条件
重载齿轮钢锻件验收标准对钢种化学成分要求如表 1 所示，重载齿轮钢对气体氧含量及铝含量要求很低，其它成分冶炼技术难度不高。非金属夹杂物按照 GB/T3480.5—2021 标准中渗碳淬火锻钢 ME 级要求，夹杂物检测指标较低，工艺能满足检测指标要求。
2、氧含量偏高原因分析
通过对优化之前 50 炉的重载齿轮钢锻件氧含量统计分析(见图 1)，发现锻件氧质量分数的波动符合正态分布函数，其中样本均值为 11.1×10-6，标准差 4.11。当锻件氧质量分数要求 9×10-6 以下时，不合格炉数占比为 56%，冶炼工艺无法稳定满足锻钢件标准的氧含量要求，需要进一步分析氧含量波动的原因，并重新开发新的冶炼工艺流程。
电炉冶炼对氧含量的影响
在实际生产中发现，电炉出钢的溶解氧含量与出钢碳含量之间存在一定关联，根据图 2 关系表明，当出钢 w(C)=0.02%～0.16%时，随着碳含量的增加，氧含量呈下降趋势，但下降速率逐渐减缓。利用简单方程描述了这种关系，其 R2 值为 0.984 09，显示模型与数据之间高度相关。观察曲线下降速率可知，当出钢 w(C)>0.065%时，氧含量降低速度减缓;当 w(C)>0.12%时，氧含量基本不再变化。因此，将原工艺出钢 w(C)≥0.05%优化为 w(C)=0.065%～0.12%，以减少出钢氧含量。此外，降低出钢氧含量可减少铝锭的加入量，减少钢液夹杂物含量，提高钢液中溶解铝含量，降低钢包内钢水溶解氧，实现降低最终产品氧含量的目标。
精炼过程对氧含量的影响
通过使用 LECO 氧氮氢分析仪和贺利氏在线定氧仪，对精炼过程、VD 真空精炼过程以及钢锭氧含量进行了详细分析(见图 3)。分析不同时间段的 T.O 数据，精炼过程的 w(T.O)在(9～11)×10-6 波动，整体波动较小。在整个取样过程中，出现了两次波动。第一次波动发生在钢包精炼结束后进入 VD 真空精炼炉阶段;第二次波动发生在成品氧含量检测阶段。
第一次 T.O 含量波动的主要原因包括：在出钢之前，碳含量未满足钢种成分要求，需要补加碳粉，并通过氩气强力搅拌使碳粉快速溶解，导致钢液中夹杂物增加，从而使得 T.O 含量升高。另外，增碳时，碳会漂浮在钢渣表面，需要增大电流提高渣液面的搅动，使表面碳粉快速溶解，碳在溶解过程中与炉渣中的矿物质发生反应，生成新的夹杂物，导致钢中的氧含量增加。第二次 T.O 含量波动可能是由几个因素造成的，包括浇铸过程中的二次氧化、耐火材料的侵蚀产物以及钢锭模内卷渣等。
因此，针对以上两次 T.O 含量波动采取如下措施：在第一次真空脱气后返回 LF 精炼工位，更换钢液面的部分炉渣，并重新造渣，调整温度后再次进入 VD 真空脱气，以提高炉渣的吸附能力并促进夹杂物的去除。同时，为了减少出钢液面的波动并降低夹杂物的产生，建议将 LF 钢包结束前的增碳方式由加碳粉改为喂碳线。
炉渣成分对夹杂物的影响
利用扫描电镜对锻件成品试样中 10μm 以上的夹杂物进行扫描，扫描结果如图 4 所示，夹杂物主要为铝钙复合型夹杂物，占比在 82%左右，其最主要形式为 12CaO·7Al2O3、CaO·Al2O3、CaO·2Al2O3 和 CaO·6Al2O3，夹杂物的总数为 48 个。导致铝钙型夹杂物偏多可能与炉渣中氧化钙的含量有关，炉渣中的 CaO 含量高，导致钢中的 Ca 含量增大。从式(1)～式(4)可知，溶解 Ca 含量增加就会导致钢中相应类型的夹杂物的生产，利用 XRF 炉渣分析仪对钢渣的成分进行分析，炉渣 w(CaO)=71.86%，而理论 w(CaO)应该控制在 49%～56%。
3、工艺优化前后对比
优化方案
优化工艺的主要目的是降低 EBT 出钢的氧含量，减少钢中夹杂物的产生;改变 LF 精炼炉渣成分，提高炉渣的吸附性，促进夹杂物上浮。因此在原生产工艺基础上进行了改进，包括：在 EBT 电弧炉出钢时控制氧含量，将 LF 精炼的增碳方式从加碳粉改为喂碳线，并在精炼中增加 1 次 LF 换渣和 1 次 VD 真空脱气操作。LF 钢包精炼结束后，钢水包进入 VD 炉进行真空脱气，抽真空时间控制在 10 min 左右，真空压力在 63 Pa 以下，真空结束后，钢水包被吊回 LF 精炼工位换渣、加热、脱氧，并在达到规定温度后喂铝线深脱氧。精炼结束以后，钢水包会再次进入 VD 进行 20 min 的二次真空脱气冶炼，压力依然保持在 63 Pa 以下，结束后进行测温、定氧、定氢、成分调整和氩气流量的调节，软吹时间应控制在 15～30 min。具体见表 2。
取样方案及试样分析方法如下。
1)全生产过程氧含量取样方案：分别在 EBT 出钢后、LF 脱硫结束后、LF 换渣前、第 2 次 LF 精炼结束、第 2 次 VD 破空、VD 后软吹结束后和铸锭取样。将试样进行线切割加工成 Φ3～4 mm 的试棒，再利用 LECO 氧氮氢仪对试样的氧含量进行分析。
2)10 t 钢锭开坯成 400mm×400mm 的方坯，经两次墩粗+两次拔长锻造工艺，将钢锭锻造成 400 mm×400 mm 的方坯。试样的取样方式如图 5 所示。根据 ASTM E2283-08(2019)标准，选取 6 块试样，并使用砂纸打磨并抛光试样表面，确保表面光滑。然后，使用全自动夹杂物扫描仪 Aspex 对每个试样进行 3 次检测。每次检测的面积必须大于 150 mm²，并检测夹杂物尺寸大于 10 μm。最后，共需要对 24个面进行检测，打磨的厚度须大于 0.3 mm。
3)利用 XRF 对精炼炉渣中的矿相组成进行分析。
优化效果
1. 氧含量对比
图 6 为不同工序位置的氧含量，提高入炉废钢碳含量配比后，EBT 出钢的氧质量分数从 530×10-6 降至 290×10-6 。LF 精炼渣白化后，总氧质量分数降至 10×10-6 ，并在 LF 出站时降至 8×10-6 。尽管 VD 处理后 T.O 质量分数有所上升，但软吹后降到 5×10-6 ，表明优化后的工艺在夹杂物吸附效果上更优。换渣改变了炉渣成分，增强了钢渣吸附铝钙复合夹杂物的能力，并通过机械搅拌作用提升钢渣与夹杂物的反应动力学条件，使得优化后工艺在 VD 破空后的氧含量控制上优于优化前。
2. 夹杂物成分对比
对工艺优化后锻件中夹杂物的类型进行分析，发现夹杂物的类型与优化前有所不同，如图 7 所示。工艺优化后主要以镁铝复合型夹杂物为主，而优化前主要以铝钙复合型夹杂物为主。镁铝尖晶石的产生与顶渣中 MgO 含量增大有关，可能冶炼时间、高 Al 含量导致钢包的内衬被侵蚀，生成厚度不均的镁铝尖晶石层，并逐渐脱落进入钢液中，导致 MgO·Al2O3尖晶石的大量生成。
工艺优化前后锻件夹杂物的成分见图 8，从图 8 可知，优化后工艺夹杂物尺寸大于 10μm 以上夹杂物的数量远远小于优化前，而且夹杂物中的 Ca 含量较优化前更低。优化工艺中，夹杂物中 Ca 含量的降低可归因于炉渣中钙活性的减少，这导致钢液中钙含量的下降，从而减弱了钙置换铝氧化物夹杂物的能力，使得复合型夹杂物中的钙含量减少。此外，由于铝钙复合型夹杂物缺乏尖角，当其包裹在气泡内部时，不易刺破气泡，因此更易于通过脱气过程被去除。相反，镁铝尖晶石夹杂物由于其尖角结构，容易刺破气泡，在钢液运动过程中难以被有效去除。
3. 炉渣成分分析
根据表 2 的 LF 炉渣成分检测结果发现，优化后钢包精炼炉炉渣中的 CaO 质量分数在 49%～56%，平均为 52.99%，达到设计要求。同时工艺优化后 MgO 含量高于优化前。当液态渣相温度在 1500～1700℃ 时，液态渣相中饱和 MgO 的溶解度在 4.0%～7.7%，总体趋势是温度越高，渣中 MgO 的溶解度越高。一旦钢液温度低于1650℃，钢渣中的MgO含量超过检测上述范围，将导致钢渣中MgO处于饱和状态。当钢渣处于饱和状态时，其中的氧化镁会分解并进入钢液中，与钢中的氧化铝结合形成尖晶石类夹杂物。这进一步证实了优化后工艺中大型夹杂物的主要为镁铝尖晶石夹杂物原因。通过相似相容原理，顶渣中的氧化铝含量越高，炉渣的熔点越低，越有利于铝钙型复合夹杂物的去除。
4. 锻件最大夹杂物对比
当钢中氧达到一定含量后，工艺优化前金相法采用标准 GB/T10561—2023 的 A、B、C、D、DS 分类标准对纯净钢的评判已经受到一定限制，现在普遍采用标准 GB/T40281—2021 标准通过小试样尺寸预判大体积钢中的最大夹杂物尺寸。一般其分布满足 Gumbel 的分布函数。
式中：x 为检测平面最大夹杂物尺寸;λ为位置函数;δ为标准差。
利用等效代换将式(6)带入到式(5)中，函数转化为式(7)和式(8)，可见最大夹杂物与 y 之间存在线性关系。但须指出 λ、δ、y 都是未知数，而 λ、δ 是随着试样数量及检测面的数量的变化而变化。
式(7)中 H(y)是一个连续的函数，利用样本方差和位置函数代表连续函数的方差和位置函数，为了避免与 H(y)混淆，因此将样本的函数用 F(y)表示，将公式写成式(9)的形式，其中 Rel.Var(reduced variate)为约减变量。
式中：N=24;i 为最大夹杂由小到大的排列的顺序号(1～N)，因此整个方程变成求解 λ、δ 未知数的方程。GB/T40281—2021 标准提了 3 种求解方法，分别为截距法、矩阵法和最小二乘法，其中截距法最为简单实用。
利用截距法对两种不同工艺的锻件中最大夹杂物检测尺寸进行预测，结果见图 10。从图 10 可知，优化后工艺扫描得到锻件的非金属夹杂物尺寸全部小于 40μm，而优化前全部大于 40μm。优化后工艺预测可能出现单点最大夹杂物的尺寸为 51.2μm，而优化前为 137.5μm。可见优化后工艺通过换渣操作大幅度提升炉渣对夹杂物的吸附能力，对非金属夹杂物评估值的降低帮助很大，优化后工艺对夹杂物的控制效果远远优于优化前。
4、结论
1)通过对现场试验的数据分析发现，重载渗碳齿轮钢电炉出钢氧含量与出钢碳含量存在一定的关系，随着出钢碳含量增加，氧含量呈现下降的趋势，但下降的速率随着碳含量增加逐渐降低，因此出钢的碳质量分数控制在 0.065%～0.120%，钢中氧含量最合理。
2)利用扫描电镜对不同工艺生产重载渗碳齿轮钢中夹杂物进行扫描分析，结果发现优化工艺后的锻件中夹杂物数量及主要类型有所不同，主要以镁铝尖晶石为主，而优化前生产工艺的夹杂物类型主要以铝钙复合型夹杂物为主。
3)利用截距法对两种不同工艺的锻件中最大夹杂物检测尺寸进行预测，优化工艺的最大夹杂物尺寸预测值为 51.2μm，而原工艺的最大夹杂物预测值为 137.5μm，优化工艺可以有效降低钢中的最大夹杂物尺寸的检测值。
4)通过对电弧炉出钢过程控制参数的优化，LF 和 VD 炉精炼过程的改进以及模铸过程氩气保护效果的提升，使得工艺优化后重载渗碳齿轮钢中的锻件氧质量分数可达到 6×10-6 ，满足锻钢件的技术协议 9×10-6 以下的要求。
参考文献略.