關鍵詞：軸承鋼；普銳特；拉速；碳偏析指數

0 引言

高碳鉻軸承鋼主要用于制造各種類型的軸承，通常用于承受高速旋轉、高負荷或者極端工作條件下的軸承支撐。除了軸承之外，高碳鉻軸承鋼還可用于制造高強度和耐磨性的零部件，如齒輪、軸、銷和滑動件等。在這種特殊環(huán)境下服役的軸承，應具備相應的特殊性能。目前，國內大部分特鋼企業(yè)對軸承鋼冶煉連鑄過程中的T[O]含量可以穩(wěn)定控制在≤6×10-6，部分企業(yè)可以將[Ti]含量控制在≤10×10-6，但碳化物不均勻性，尤其是帶狀控制仍與日本及歐美企業(yè)有一定差距。

軸承鋼中的合金元素主要為鉻，其中碳屬于極易偏析元素，鉻的偏析度較小，作為碳化物不均勻性重點指標的液析和網狀后續(xù)可以通過加熱以及控軋控冷等手段改善，而由于連鑄坯宏觀偏析導致的碳化物帶狀則很難通過后續(xù)的熱加工消除，鑄坯原始組織和偏析是在凝固過程中形成的，因此作為碳化物帶狀源頭控制的連鑄工序至關重要。

軸承鋼中碳化物帶狀本質是在連鑄凝固過程中形成的枝晶偏析，形成碳濃度高低不同的偏析帶，加熱軋制后冷卻過程中，在碳高濃度區(qū)析出大量的二次碳化物，顯微鏡下呈帶狀分布，嚴重宏觀試樣上即可觀察到白色亮帶。為解決上述問題，需以改善連鑄坯低倍偏析、疏松，縮孔等缺陷以及降低內部碳偏析程度為方向，尋求最佳連鑄工藝組合。

本文研究對象為南鋼電爐廠320 mm×420 mm連鑄坯。該鑄機主體設備引進于達涅利，配備了結晶器和末端兩套電磁攪拌線圈，二冷分4個區(qū)控制，凝固末端配置7架拉矯機，單架拉矯機的液壓缸最大輸出壓強20 MPa，單架最大可執(zhí)行約5 mm壓下量，普銳特利用南鋼大方坯連鑄機改造契機，在現有裝備和控制系統的基礎上，開發(fā)了一套凝固模型，具備通過先模擬和后試驗的手段對連鑄工藝進行系統研究。

1 模擬計算連鑄工藝對軸承鋼凝固的影響

連鑄坯鋼種成分、拉速、過熱度及冷卻制度影響連鑄的凝固過程，與鑄坯的偏析、疏松和縮孔密切相關。軸承鋼化學成分內控要求及標準見表1。

1.1 拉速對軸承鋼凝固的影響

在二冷配水各區(qū)流量不變的條件下，二冷各區(qū)分配水量見表2。采用普銳特凝固模型，模擬計算不同拉速對液相點、固相點及兩相區(qū)長度的影響見圖1。圖1（a）分別模擬計算了拉速為0.51、0.54、0.57、0.60 m/min條件下的凝固過程和凝固終點位置，在各冷區(qū)水流量相同的條件下，拉速增加，液相點和固相點位置向后移，同時兩相區(qū)的長度增大。當拉速為0.51 m/min時，液相點為10.28 m，固相點為19.55 m，兩相區(qū)長度為9.27 m；當拉速為0.54 m/min時，液相點為10.93 m，固相點為20.85 m，兩相區(qū)長度為9.92 m；當拉速為0.57 m/min時，液相點為11.57 m，固相點為22.15 m，兩相區(qū)長度為10.58 m；當拉速為0.60 m/min時，液相點為12.22 m，固相點為22.45 m，兩相區(qū)長度為11.23 m。拉速每變化0.03 m液相點變化0.65 m，固相點變化1.3 m，兩相區(qū)長度變化0.65 m。隨著拉速增加，液相點、凝固終點和兩相區(qū)的長度均增加，見圖1（b）。

1.2 二冷配水對軸承鋼凝固的影響

通過模擬計算過熱度為25℃下，不同二冷模式，液相點和凝固終點及兩相區(qū)長度，模擬計算不同比水量對液相點、固相點及兩相區(qū)長度的影響見圖2。二冷模式分別為弱冷、中冷和強冷，比水量分別為0.20、0.24、0.29 L/kg；拉速分別為0.51、0.54、0.57 m/min，見圖2（a）。

當比水量為0.20 L/kg時，液相點位置為10.28 m，固相點為19.48 m，兩相區(qū)的長度為9.20 m；比水量為0.24 L/kg時，液相點位置為10.19 m，固相點為19.28 m，兩相區(qū)的長度為9.09 m；比水量為0.29 L/kg時，液相點位置為10.10 m，固相點為19.08 m，兩相區(qū)的長度8.98 m。比水量由0.20 L/kg增加到0.24 L/kg，液相點和固相點分別減少0.09、0.20m，兩相區(qū)長度減少0.11m；比水量由0.24L/kg增加到0.29L/kg，液相點和固相點分別減少0.09、0.20 m，兩相區(qū)長度減少0.11 m，見圖2（b）。

拉速為0.54 m/min時，模擬計算不同比水量對液相點、固相點及兩相區(qū)長度的影響，見圖3。圖3（a）為比水量分別為0.20、0.24、0.29 L/kg條件下液相點和固相點模擬情況。當比水量為0.20 L/kg時，液相點位置為10.90 m，固相點為20.74 m，兩相區(qū)的長度為9.84 m；比水量為0.24 L/kg時，液相點位置為10.74 m，固相點為20.48 m，兩相區(qū)的長度為9.70 m；比水量為0.29 L/kg時，液相點位置為10.69 m，固相點為20.28 m，兩相區(qū)的長度為9.59 m。比水量由0.20 L/kg增加到0.24 L/kg，液相點和固相點分別減少0.11 m和0.25 m，兩相區(qū)長度減少0.14 m；比水量由0.24 L/kg增加到0.29 L/kg，液相點和固相點分別減少0.10 m和0.21 m，兩相區(qū)長度減少0.11 m，見圖3（b）。

拉速為0.57 m/min時，模擬計算不同比水量對液相點、固相點及兩相區(qū)長度的影響見圖4。圖4（a）為比水量分別為0.20、0.24、0.29 L/kg條件下液相點和固相點模擬情況。當比水量為0.20 L/kg時，液相點位置為11.51 m，固相點為21.98 m，兩相區(qū)的長度為10.47 m；比水量為0.24 L/kg時，液相點位置為11.39 m，固相點為21.71 m，兩相區(qū)的長度為10.32 m；比水量為0.29 L/kg時，液相點位置為11.28 m，固相點為21.48 m，兩相區(qū)的長度為10.20 m。比水量由0.20 L/kg增加到0.24 L/kg，液相點和固相點分別減少0.12和0.27 m，兩相區(qū)長度減少0.15 m；比水量由0.24 L/kg增加到0.29 L/kg，液相點和固相點分別減少0.10 m和0.13 m，兩相區(qū)長度減少0.12 m，見圖4（b）。

1.3 過熱度對軸承鋼凝固的影響

通過模擬計算相同拉速下，相同二冷模式（弱冷），不同過熱度條件下液相點和凝固終點及兩相區(qū)長度。過熱度分別為15、25、35℃，拉速分別為0.51、0.54、0.57 m/min。

拉速為0.51 m/min時，模擬計算不同過熱度對液相點、固相點及兩相區(qū)長度的影響見圖5。圖5（a）為過熱度分別為15、25、35℃液相點和固相點模擬情況。過熱度15℃時，液相點位置為9.75 m，固相點為19.04 m，兩相區(qū)的長度為9.29 m；過熱度25℃時，液相點位置為10.19 m，固相點為19.28 m，兩相區(qū)的長度9.09 m；過熱度35℃時，液相點位置為10.57 m，固相點為19.53 m，兩相區(qū)的長度為8.96 m。過熱度由15℃增加到25℃，液相點和固相點分別增加0.45、0.25 m，兩相區(qū)長度減少0.20 m；過熱度由25℃增加到35℃，液相點和固相點分別增加0.38、0.25m，兩相區(qū)長度減少0.13m，見圖5（b）。

拉速為0.54 m/min時，模擬計算不同過熱度對液相點、固相點及兩相區(qū)長度的影響，見圖6。圖6（a）為過熱度分別為15、25、35℃液相點和固相點模擬情況。過熱度15℃時，液相點位置為10.33 m，固相點為20.24 m，兩相區(qū)的長度為9.91 m；過熱度25℃時，液相點位置為10.79m，固相點為20.49 m，兩相區(qū)的長度為9.70 m；過熱度35℃時，液相點位置為11.20 m，固相點為20.78 m，兩相區(qū)的長度為9.58 m。過熱度由15℃增加到25℃，液相點和固相點分別增加0.46、0.25 m，兩相區(qū)長度減少0.21 m；過熱度由25℃增加到35℃，液相點和固相點分別增加0.41、0.29 m，兩相區(qū)長度減少0.12 m，見圖6（b）。

拉速為0.57 m/min時，模擬計算不同過熱度對液相點、固相點及兩相區(qū)長度的影響見圖7。圖7（a）為過熱度分別為15、25、35℃液相點和固相點模擬情況。過熱度15℃時，液相點位置為10.90 m，固相點為21.45 m，兩相區(qū)的長度為10.55 m；過熱度25℃時，液相點位置為11.39 m，固相點為21.71 m，兩相區(qū)的長度為10.32 m；過熱度35℃時，液相點位置為11.82 m，固相點為22.02 m，兩相區(qū)的長度為10.20 m。過熱度由15℃增加到25℃，液相點和固相點分別增加0.49、0.26 m，兩相區(qū)長度減少0.23 m；過熱度由25℃增加到35℃，液相點和固相點分別增加0.43、0.31 m，兩相區(qū)長度減少0.12 m，見圖7（b）。

綜上：拉速對凝固過程影響最大，在其它條件不變的情況下，拉速每增加0.03 m/min，液相點位置后移0.65 m，固相點位置后移1.3 m，兩相區(qū)長度增加0.65 m。過熱度和比水量對凝固過程的影響較小，相同條件下，過熱度增加10℃，液相點位置后移0.38～0.52 m，固相點位置后移0.24～0.31 m，兩相區(qū)長度減少0.12～0.24m；相同條件下，比水量增加，液相點位置前移0.09～0.13 m，固相點位置后移0.20～0.27 m，兩相區(qū)長度減少0.11～0.15 m。

2 現場工藝試驗

根據各工序的冶煉周期，結合模擬結果及軸承鋼凝固過程，連鑄試驗拉速設定在（0.51～0.57）m/min，結晶器電磁攪拌參數統一設定為300 A×2 Hz，末端電磁攪拌參數統一設定為1 000 A×5 Hz，二冷配水為弱冷，比水量統一設定為0.20 L/kg，末端輕壓下采用6架拉矯機，總壓下量設定在15 mm。不同拉速條件下鑄坯低倍見圖8。

拉速為0.51 m/min，在連鑄坯的中心區(qū)域存在比較明顯的疏松和偏析，鑄坯中心有較重的偏析，見圖8（a），統計11塊拉速為0.51 m/min的橫向低倍，中心偏析的平均級別1.6級，中心疏松的平均級別為1.5級；拉速為0.54 m/min，在連鑄坯的中心區(qū)域同樣存在比較明顯的疏松和偏析，鑄坯中心存在偏析，與拉速為0.48 m/min和0.51 m/min相比均減輕，見圖8（b），統計11塊拉速為0.51 m/min的橫向低倍，中心偏析的平均級別1.4級，中心疏松的平均級別為1.3級；拉速為0.57 m/min，在連鑄坯的中心區(qū)域存在疏松和偏析，與其它拉速條件下，中心區(qū)域的偏析和疏松顯著減輕，見圖8（c），統計11塊拉速為0.57 m/min的橫向低倍，中心偏析的平均級別0.8級，中心疏松的平均級別為1.0級。

與其它連鑄參數相比，根據普銳特的軸承鋼凝固各區(qū)長度計算結果，拉速對連鑄的凝固影響最大，隨著拉速的增加，液相點和固相點后移，兩相區(qū)的長度增加，作用于凝固點前兩相區(qū)內的壓下輥數量也相應增加。拉速為0.51 m/min兩相區(qū)內的壓下輥數量為2～3個，拉速為0.54 m/min兩相區(qū)內的壓下輥數量為3個，拉速為0.57 m/min兩相區(qū)內的壓下輥數量為4個，可見拉速越大可實現的壓下總量越大，有利于改善連鑄坯的內部質量，同時連鑄坯在通過末端電磁攪拌時，隨著拉速的提高，中心區(qū)域剩余液相較多，攪拌均溫效果越好，有利于增加等軸晶形核率，降低枝晶偏析程度，與低倍的結果相一致。

對橫向低倍進行鉆屑分析碳偏析情況，鉆屑點位置示意圖見圖9。在低倍320和420方向分別鉆取3條線，三條線的間距為10 mm，每條線的鉆屑點間隔20 mm。鉆樣前去除表面氧化皮，使用Φ6 mm鉆頭鉆樣，盡量保證每個點的鉆削深度基本一致，每點最深鉆削深度不得超過10 mm。

不同拉速下鑄坯320方向碳偏析指數見圖10（0點為低倍中心）。從鑄坯表面到中心，偏析指數分布為正偏析—負偏析—正偏析—正偏析和負偏析共存，在鑄坯中心偏析指數最大。在鑄坯邊緣，由于凝固速度快，碳偏析較小，拉速0.51 m/min，最大正偏析指數為1.05；拉速為0.54 m/min，最大正偏析指數為1.02；拉速0.57m/min時，最大正偏析指數1.02。由于結晶器電磁攪拌的作用，在距鑄坯表面20～50 mm為負偏析區(qū)，拉速0.51 m/min，最大負偏析指數為0.98；拉速為0.54 m/min，最大正偏析指數為0.95；拉速0.57時，最大正偏析指數0.98。在距鑄坯表面50～100 mm為正偏析，拉速0.51 m/min，最大正偏析指數為1.12；拉速為0.54 m/min，最大正偏析指數為1.08；拉速0.57時，最大正偏析指數1.08。距鑄坯表面100～160 mm為正負偏析區(qū)域，拉速0.51 m/min，最大正偏析指數為1.18，最小負偏析指數為0.97；拉速為0.54 m/min，最大正偏析指數為1.11，最小負偏析指數為0.96；拉速0.57 m/min時，最大正偏析指數1.08，最小負偏析指數為0.97。

不同拉速下鑄坯420方向碳偏析指數見圖11，圖11顯示鑄坯420方向碳偏析指數分布與鑄坯320方向規(guī)律一致。

綜合鑄坯320和420方向可見，拉速0.51m/min，最大正偏析指數為1.22，最小負偏析指數為0.96；拉速為0.54 m/min，最大正偏析指數為1.11，最小負偏析指數為0.92；拉速0.57m/min時，最大正偏析指數1.08，最小負偏析指數為0.96。

3 結論

1）根據普銳特凝固模型，計算不同拉速、比水量以及過熱度對軸承鋼凝固的影響，結果表明拉速對凝固過程影響最大，在其它條件不變的情況下，拉速每增加0.03 m/min，液相點位置后移0.65 m，固相點位置后移1.3 m，兩相區(qū)長度增加0.65 m，理論上更有利于發(fā)揮末端電磁攪拌和輕壓下的積極作用。

2）根據計算結果和現場實際，隨著拉速的提高，低倍質量改善明顯。拉速為0.57 m/min時，中心區(qū)域偏析和疏松顯著減輕，中心偏析平均級別為0.8級，中心疏松平均級別為1.0級。

3）在采用末端輕壓下的工藝條件下，當拉速提高至0.57 m/min時，最大正偏析指數控制在1.08以內，有助于后續(xù)軋制棒線材產品內部質量提升。

本文摘自《金屬材料與冶金工程》2024年第6期