GCr15軸承鋼大方坯二冷工藝評估與優(yōu)化

董文清，李明，陶鑣，李翔，張健博，高江

（南京鋼鐵股份有限公司研究院，江蘇 南京 210035）

引言

軸承是機(jī)械設(shè)備中的關(guān)鍵零部件，主要用于轎車、高速鐵路、風(fēng)電等工業(yè)領(lǐng)域［1］。近年來，我國軸承鋼產(chǎn)能不斷擴(kuò)大，年產(chǎn)量可達(dá)400萬噸，主要為棒線產(chǎn)品。截止2021年，中信特鋼、中天和本鋼三家鋼鐵企業(yè)的軸承鋼產(chǎn)量占到全國總產(chǎn)量的58%，北滿、沙鋼、南鋼等企業(yè)軸承鋼產(chǎn)量也逐年增加，中國已成為全世界最大的軸承鋼生產(chǎn)國。

連鑄是制約軸承鋼品質(zhì)提升的關(guān)鍵工序之一。在連鑄二冷區(qū)，噴嘴噴水冷卻是連鑄坯的主要冷卻方式，噴淋水量分布對連鑄坯凝固冷卻的不均勻性影響顯著，最終影響軸承鋼連鑄坯的品質(zhì)。因此，借助連鑄噴淋檢測設(shè)備，學(xué)者開展了針對二冷區(qū)噴淋水量分布不均勻性的研究［2-6］，通過優(yōu)化噴嘴選型、噴嘴配置等方法來改善連鑄坯的冷卻不均勻性。采用減少鑄坯角部噴淋水的方法可提高鑄坯角部溫度，以避免鑄坯在經(jīng)過彎曲/矯直段時落入第三脆性溫度區(qū)，并減小鑄坯橫向溫差，使鑄坯橫向溫度分布更加均勻［7］。

本文依據(jù)某鋼廠250 mm×300 mm GCr15軸承鋼大方坯連鑄生產(chǎn)工藝，運(yùn)用自主研發(fā)的連鑄噴淋檢測系統(tǒng)，對連鑄機(jī)二冷各段水量分布進(jìn)行了檢測分析，并建立了考慮噴嘴實(shí)際水量分布的凝固傳熱數(shù)學(xué)模型，探究了噴嘴布置方式對連鑄坯凝固冷卻行為的影響，通過優(yōu)化噴嘴布置方式提高了GCr15軸承鋼連鑄坯質(zhì)量，減少了鑄坯裂紋的發(fā)生率。

1 噴淋水量分布測試方法與結(jié)果

1.1 水量分布測試方法

圖1所示為自主研發(fā)的連鑄噴淋測試平臺示意圖。噴淋測試系統(tǒng)由氣/水源裝置、調(diào)壓閥組、電器控制柜和綜合機(jī)械平臺四部分組成。測試噴嘴水量分布時，將噴嘴安裝在噴淋架上，依據(jù)連鑄實(shí)際工況調(diào)整噴嘴的噴淋距離、水壓和氣壓到待測值，待測試參數(shù)穩(wěn)定后，開啟水量分布測試模式，集水裝置以3 mm/s的移動速度通過噴嘴的噴淋范圍。最后，對集水裝置進(jìn)行拍照，并運(yùn)用該系統(tǒng)檢測軟件來識別水柱高度。以水柱高度表征噴淋水量分布，如圖2所示。

水量分布測試過程中，采用一排透明的玻璃管收集水量，玻璃管的內(nèi)徑和外徑分別為10 mm和12 mm。該集水機(jī)構(gòu)由伺服電機(jī)控制，可前后移動，精度可達(dá)0.1 mm。在集水機(jī)構(gòu)前方配備有照相機(jī)，用以拍攝集水管的照片，并通過分析軟件獲得噴嘴水量分布。最終，以水柱的高度表征水量分布情況。具體的噴嘴測試工況如表1所示。由表1可知，連鑄機(jī)二冷1段采用水噴嘴冷卻，二冷2～4段采用氣-水噴嘴冷卻，在二冷各段內(nèi)外弧和側(cè)弧采用不同型號的噴嘴。

表1 連鑄機(jī)噴嘴配置情況

1.2 水量分布測試結(jié)果

圖3所示為現(xiàn)行連鑄生產(chǎn)工況下二冷各段噴嘴水量分布。圖中橫坐標(biāo)表示距鑄坯表面中心的距離，縱坐標(biāo)表示鑄坯表面各位置處的噴淋水量占總水量的比例。圖3（a）為二冷1段內(nèi)弧“雙噴嘴”布置方式下的水量分布測試結(jié)果。由圖3（a）可知，二冷1段內(nèi)弧水量分布呈明顯的“三峰”形特征，沿鑄坯寬面方向水量分布嚴(yán)重不均勻，鑄坯中心區(qū)域（36 mm寬度）水量占比可達(dá)41.7%，該布置方式易造成較大的鑄坯表面橫向溫差，會增大鑄坯的裂紋發(fā)生率。由圖3（b）可知，二冷1段側(cè)弧水量分布呈“雙峰”形特征，對稱性也較差，但由于其邊部水量少，較二冷1段內(nèi)/外弧要好。由圖3（c）～（f）可知，二冷2～4段水量分布對稱性較好，整體呈現(xiàn)噴淋中心水量多、邊部水量少的分布特征。

2 連鑄凝固傳熱數(shù)學(xué)模型

2.1 連鑄工藝參數(shù)

某鋼廠生產(chǎn)的斷面尺寸250 mm×300 mm GCr15軸承鋼大方坯，其連鑄工藝參數(shù)如表2所示。根據(jù)表2所示工藝參數(shù)，建立凝固傳熱數(shù)學(xué)模型，用于分析連鑄坯的熱行為。采用切片法建立凝固傳熱數(shù)學(xué)模型。為簡化計(jì)算，計(jì)算域?yàn)檫B鑄坯橫截面尺寸的四分之一，即150 mm×125 mm×12 mm。模型建立過程中考慮了鑄坯圓角，圓角半徑為4 mm。GCr15軸承鋼主要化學(xué)成分如表3所示。

表2 GCr15軸承鋼主要連鑄工藝參數(shù)

表3 GCr15軸承鋼主要化學(xué)成分

2.2 模型建立與校正

為了簡化凝固傳熱數(shù)學(xué)模型，在保證模擬結(jié)果相對準(zhǔn)確的前提下，做出以下假設(shè)：（1）忽略拉坯方向傳熱以及結(jié)晶器彎月面處的傳熱；（2）忽略結(jié)晶器振動對傳熱的影響；（3）對流傳熱等效為傳導(dǎo)傳熱來考慮，且隨鋼液狀態(tài)的改變而變化；（4）鋼的固相率、密度、導(dǎo)熱系數(shù)等熱物性參數(shù)僅隨溫度變化，且為各項(xiàng)同性；（5）在內(nèi)弧、外弧和兩個側(cè)弧，鑄坯表面?zhèn)鳠釛l件一致。

鑄坯的凝固傳熱簡化為二維非穩(wěn)態(tài)傳熱，其傳熱微分方程為：

式中CP，eff表示有效比熱，J/（kg·K）；λeff表示有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；ρ表示鋼的密度，kg/m3；T表示鋼的溫度，K；τ表示模型的計(jì)算時間，s；x，y分別表示沿鑄坯寬度和厚度方向距離其中心的距離，m。

在模型中，潛熱對糊狀區(qū)鋼液凝固傳熱的影響并入有效比熱，并采用熱焓表示，如下式所示：

式中CP表示真實(shí)比熱，J/（kg·K）；Lh表示潛熱，J/kg；H表示熱焓，J/kg；fs表示固相率。

結(jié)晶器內(nèi)沿拉坯方向不同位置的熱流密度如下式所示：

式中qa表示結(jié)晶器平均熱流密度，W/m2；qm表示結(jié)晶器熱流密度，W/m2；Cw表示冷卻水的比熱容，J/（kg·K）；Wm表示結(jié)晶器水流量，kg/s；ΔT表示結(jié)晶器進(jìn)出口水溫差，K；Seff表示結(jié)晶器銅板的有效面積，m2；b表示結(jié)晶器相關(guān)系數(shù)，W/（m2·s1/2）；v表示拉速，m/s；Lm表示結(jié)晶器有效長度，m；L表示距彎月面距離，m。

連鑄二冷區(qū)的邊界條件分析如下：根據(jù)測量的噴淋水量分布將模型計(jì)算域?qū)?yīng)的鑄坯內(nèi)/外弧劃分為12個區(qū)域，其中，靠近角部的區(qū)域?qū)挾葹?8 mm，其它區(qū)域?qū)挾葹?2 mm；將模型計(jì)算域?qū)?yīng)的鑄坯側(cè)弧表面沿寬度方向分為10個區(qū)域，其中，靠近角部區(qū)域?qū)挾葹?7 mm，其它區(qū)域?yàn)?2 mm。不同區(qū)域根據(jù)檢測的水量分布數(shù)據(jù)，采用不同的傳熱系數(shù)。二冷1段和二冷2～4段的傳熱系數(shù)與各區(qū)域水流密度之間的函數(shù)關(guān)系分別如下式所示：

式中hf為二冷1段傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；hk為二冷2～4段傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；W為水流密度，L/（min·m2）。

在空冷區(qū)，假設(shè)鋼液在結(jié)晶器彎月面的初始溫度為澆鑄溫度。鑄坯傳熱方式比較簡單，主要為輻射傳熱，具體表述式為：

最后，采用高溫紅外測溫儀對所建凝固傳熱數(shù)學(xué)模型進(jìn)行校正，為了確保測溫結(jié)果的可靠性，測溫時儀器垂直于鑄坯表面，且取多次測溫結(jié)果的最大值作為最終結(jié)果。測溫位置以及測溫結(jié)果如表4所示。

表4 GCr15軸承鋼連鑄測溫值與計(jì)算值

精準(zhǔn)熱物性參數(shù)的獲取是提高凝固傳熱數(shù)學(xué)模型的關(guān)鍵。根據(jù)鋼種成分，采用JMatPro軟件的熱力學(xué)數(shù)據(jù)庫對軸承鋼GCr15的熱物性參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖4所示。在結(jié)晶器內(nèi)，受來自浸入式水口初始流動和結(jié)晶器電磁攪拌的影響，鋼液流動相對強(qiáng)烈，對流傳熱所占比例較大。為了考慮鋼液流動對傳熱過程的影響，在結(jié)晶器內(nèi)，液相的導(dǎo)熱系數(shù)擴(kuò)大3倍，固相的導(dǎo)熱系數(shù)不變，糊狀區(qū)的導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度線性變化。

3 結(jié)果分析與討論

3.1 噴嘴噴淋水量分布對連鑄坯熱行為的影響

對GCr15軸承鋼連鑄過程特征位置的溫度進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖5所示。在連鑄過程中，連鑄坯表面回溫速率和矯直區(qū)角部溫度對連鑄坯質(zhì)量有重要影響［8-9］。由圖5可知，鑄坯表面最大回溫發(fā)生在空冷區(qū)的初始位置，回溫為47.1℃/m，滿足冶金準(zhǔn)則約定的回溫≤100℃/m的控制要求；鑄坯在矯直區(qū)角部溫度處于743～780℃之間，部分落入其第三脆性溫度區(qū)間內(nèi)（≤765℃），增加了角部裂紋的發(fā)生率。此外，在二冷1段，鑄坯表面橫向溫度波動最大，角部溫度最低，二冷1段入口處鑄坯表面橫向最大溫差為440.5℃，二冷1段出口處，鑄坯表面橫向最大溫差降至92℃。

可見，由于現(xiàn)工況下二冷區(qū)1段內(nèi)弧采用了“雙噴嘴”布置方式，水量分布呈明顯的“三峰”形特征，致使沿鑄坯寬面方向水量分布極不均勻，鑄坯橫向溫差大。尤其是分布在鑄坯角部兩側(cè)的水量峰值會大大降低該區(qū)域溫度，進(jìn)而使其落入第三脆性溫度區(qū)，增大裂紋的風(fēng)險。因此，需從噴嘴配置方面進(jìn)行合理優(yōu)化，以改善鑄坯的冷卻不均勻性。

3.2 連鑄冷卻工藝優(yōu)化

綜合上述分析，本研究提出將二冷1段內(nèi)/外弧“雙噴嘴”調(diào)整為“單噴嘴”的布置方法，如圖6所示。對噴嘴布置優(yōu)化前后二冷1段末端鑄坯內(nèi)弧中心橫向溫度分布進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，二冷1段內(nèi)/外弧噴嘴布置方式優(yōu)化后，鑄坯表面橫向溫度波動減小，橫向最高溫度較噴嘴布置方式優(yōu)化前降低52℃，橫向最大溫差值由296℃降低至122℃；此外，鑄坯表面中心和角部溫度較噴嘴布置優(yōu)化前分別升高101℃和144℃，鑄坯角部冷卻強(qiáng)度降低，橫向溫度波動相對平緩。同時，溫度提高后鑄坯的熱塑性也得到改善，有利于降低角部裂紋發(fā)生率。

噴嘴配置優(yōu)化前后鑄坯內(nèi)弧中心溫度如圖8所示。由圖8可知，二冷1段內(nèi)/外弧噴嘴布置方式改變后，鑄坯內(nèi)弧表面中心在二冷1～2段溫度波動降低，最高溫度由957℃升高至1023℃；最低溫度也由893℃升高至922℃，鑄坯縱向冷卻不均勻性得到改善。此外，鑄坯角部溫度在整個連鑄二冷區(qū)得到提升，二冷1段末角部溫度達(dá)到最大，為942℃，較噴嘴布置方式改變前提高了144℃。

綜上所述，在保持二冷各段配水量不變的情況下，將二冷1段由“雙噴嘴”改為“單噴嘴”，可降低鑄坯表面中心在二冷1～2段縱向溫度波動和在二冷1段的橫向溫度波動，同時提高了二冷區(qū)內(nèi)的鑄坯角部溫度，鑄坯的“縱-橫”冷卻不均性同時得到改善，有利于降低其裂紋敏感性，提高連鑄產(chǎn)品質(zhì)量。采用新的噴嘴配置優(yōu)化方案后，連鑄坯表面裂紋發(fā)生率大大降低，此外，統(tǒng)計(jì)了噴嘴配置優(yōu)化后24爐GCr15軸承鋼的低倍評級數(shù)據(jù)，鑄坯內(nèi)裂紋等級在0.5級以內(nèi)的合格率由76%提高至92%，改善效果明顯。

4 結(jié)論

（1）對二冷各段噴淋水量分布進(jìn)行了測試，結(jié)果表明，二冷1段內(nèi)/外弧噴嘴水量分布呈明顯的“三峰”形特征，沿鑄坯寬面方向水量分布嚴(yán)重不均勻，該布置方式易造成較大的鑄坯表面橫向溫差，會增大鑄坯的裂紋發(fā)生率。

（2）本文提出將二冷1段內(nèi)/外弧“雙噴嘴”調(diào)整為“單噴嘴”的布置方法。噴嘴布置方式調(diào)整后，鑄坯表面橫向溫差大大降低，由296℃降低至122℃；此外，鑄坯表面中心和角部溫度較噴嘴布置優(yōu)化前分別升高101℃和144℃，溫度提高后鑄坯的熱塑性也得到改善。

（3）調(diào)整噴嘴布置方式是改善連鑄坯冷卻不均勻的重要手段，對于改善連鑄坯質(zhì)量尤為重要。