陳守東，王 銀

(1.銅陵學院 機械工程學院，安徽 銅陵 244061；2.銅陵學院 工程液壓機器人安徽普通高校重點實驗室，安徽 銅陵 244061；3.安徽環(huán)渤灣高速鋼軋輥有限公司 技術中心，安徽 銅陵 244000)

高性能特殊棒線材是支撐國民經濟發(fā)展的基礎材料，棒線材的軋制生產一直是軋鋼工藝的重要組成部分。特鋼棒材采用有槽軋輥軋制生產，軋輥的性能不僅影響實際的生產效益和節(jié)奏，而且直接決定所生產的產品是合格、不合格還是廢品[1-3]。在企業(yè)實際生產過程中，為降低企業(yè)生產成本，將棒材的終軋溫度設置在870 ℃左右甚至更低，在不降低產量的前提下，必須提高軋輥單槽的過鋼量，這對軋輥的高溫耐磨性能和紅硬性提出了更高的要求。提高軋輥性能主要從合金化和熱處理兩個方面入手，在熱處理方面，復合軋輥外工作層采用高速鋼材料，合金重量可達到25%以上，含有大量強碳化合物元素，起到固溶和第二相強化作用。待離心鑄造高速鋼外層和澆鑄球墨鑄鐵芯部后，復合高速鋼軋輥需要經過退火-粗加工-淬火-回火-精加工等工序，熱處理工藝可直接調控軋輥的綜合性能。目前對高速鋼軋輥的退火處理、淬火處理、回火處理以及回火次數(shù)等方面研究者們開展了系列卓有成效的廣泛研究，取得了一些可以借鑒的經驗。但是當前國內高速鋼軋輥的整體性能還不夠穩(wěn)定，一些先進高速鋼材料和構件仍需進口，開發(fā)可用于實際生產的新型高速鋼材料及其熱處理工藝，對提升我國鋼鐵工業(yè)整體水平、降低企業(yè)生產成本和實現(xiàn)碳達峰具有重要意義[4-10]。

雖然研究者針對復合高速鋼軋輥的熱處理各階段開展了大量的研究工作，但是根據企業(yè)實際生產條件制定和探究高速鋼軋輥熱處理工藝的研究較少，且僅僅針對某一單一影響因素開展分析，很難將熱處理工藝應用到實際生產。依據生產企業(yè)的實際制造條件和水平，探究低成本的復合高速鋼軋輥熱處理工藝對企業(yè)優(yōu)化生產工藝和降低生產成本具有現(xiàn)實意義[11-16]。本研究以安徽環(huán)渤灣高速鋼軋輥有限公司實際生產復合高速鋼軋輥工藝為基礎，采用硬度測試和金相手段探究復合軋輥工作外層高速鋼在不同淬火溫度和方式下的硬度和組織形態(tài)，分析淬火-回火工藝各階段間的硬度和組織演化規(guī)律，以期獲得滿足實際棒材軋制性能要求的復合高速鋼軋輥的熱處理工藝并將其應用到企業(yè)實際軋輥生產線。

1 試驗材料與方法

1.1 材料制備

依據復合軋輥性能要求，按照設計的工作層高速鋼成分，將廢鋼和對應的含合金元素合金等原材料依次投入到中頻感應爐中進行熔煉，熔煉溫度控制在1500 ℃，鋼模冷型預熱至200 ℃；為便于凝固后脫模，在冷型內表面涂一層覆膜砂，預熱后的冷型放置在離心機上，離心機轉速設定為800 r/min；將熔煉好的鋼液澆鑄到離心機上的鋼模冷型，制備外徑405 mm，內徑300 mm，長690 mm的高速鋼輥環(huán)，待環(huán)坯凝固冷卻后，采用自制脫模裝置將環(huán)坯與冷型脫離。利用化學元素分析儀，測定試驗用復合軋輥外工作層高速鋼的化學成分如表1所示。

表1 試驗鋼的化學成分 %

1.2 檢測方法

根據工作層高速鋼的成分，計算出試驗鋼的相變點溫度，結合企業(yè)已有經驗，制定試驗鋼詳細熱處理工藝如表2所示，設計淬火溫度、淬火方式和一次回火溫度三個參數(shù)。

表2 試驗鋼熱處理工藝

試樣用線切割機從離心輥環(huán)坯同一位置切取尺寸為10 mm×10 mm×10 mm的塊體。試樣經砂紙預磨、機械拋光后用4%的硝酸酒精溶液腐蝕10 s，以制取金相試樣。采用HRS-150洛氏硬度計測試試驗鋼硬度，每個試驗鋼塊在其一面中心以及與中心距離3 mm且相互垂直的4個點測量洛氏硬度數(shù)值，取5點平均值和方差做硬度分布圖，載荷選擇150 kgf，采用金剛石四棱錐壓頭；采用LEICAQ550IW光學顯微鏡觀察試驗鋼的顯微組織。

2 結果與討論

2.1 淬火處理性能和組織

采用離心鑄造高速鋼外層，芯部澆鑄球墨鑄鐵或半鋼，制造出復合高速鋼軋輥，復合高速鋼軋輥主要用于特種棒材的軋制，軋制過程中軋件直接與軋槽接觸，軋件產生塑性變形，同時施加冷卻和潤滑。軋輥處于十分惡劣的服役環(huán)境，對軋輥實際工作時的耐磨性和紅硬性提出更高要求。復合高速鋼軋輥出廠技術主要標準是測試最終熱處理后輥面硬度及其分布均勻性，輥面硬度反映了復合軋輥服役條件下所需耐磨性能和紅硬性要求，根據高速鋼輥面硬度優(yōu)化軋輥熱處理工藝，再配以相應硬度下的輥面顯微組織，可最終確定制造滿足使用性能要求的復合高速鋼軋輥的熱處理工藝。鑒于復合高速鋼軋輥的尺寸和重量都較大，采用風冷淬火代替水冷和其他冷卻方式淬火在企業(yè)實際生產中具有切實的現(xiàn)實可行意義[17]。

圖1為離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃和1250 ℃保溫120 min風冷淬火后的硬度及均勻程度分布，兩種淬火溫度下經風冷淬火后的輥面硬度相近，較低溫度風冷淬火后的輥面硬度較高且分布更為均勻，而1250 ℃風冷淬火后的輥面硬度略低于低溫淬火，則高溫淬火后的輥面應力略低于低溫淬火，降低了軋輥在淬火及后續(xù)熱處理過程中開裂報廢的風險。圖2顯示了離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃和1250 ℃保溫120 min風冷淬火后的顯微組織狀態(tài)，兩種溫度下風冷淬火后，工作層高速鋼顯微組織都由淬火馬氏體、硬質碳化物相和部分殘余奧氏體組成，淬火后在基體組織中形成了大量的位錯，殘余應力較大，因此兩種淬火溫度處理后的輥面硬度較高，達到55 HRC，析出碳化物相的數(shù)量較少、尺寸差異較大且分布極不均勻，析出的硬質相主要分布在晶界，1250 ℃風冷淬火析出碳化物的尺寸較均勻?？梢姶慊饻囟扔绊懟w顯微組織的分布狀態(tài)，決定輥面初始硬度及分布，為進一步優(yōu)化軋輥的熱處理工藝，探究了兩種淬火溫度下不同淬火方式對輥面硬度和組織的影響規(guī)律。

圖1 離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃和1250 ℃保溫120 min風冷淬火后的硬度

圖2 離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃和1250 ℃保溫120 min風冷淬火后的顯微組織

圖3為離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃保溫120 min風冷和水冷淬火后的硬度分布，水冷淬火后的輥面硬度顯著高于風冷淬火，但是風冷淬火后的輥面硬度均勻性較好，可見在相同的淬火溫度下，水的冷卻速度大于風冷，相應輥面硬度較高。圖4顯示了離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃保溫120 min風冷和水冷淬火后的顯微組織狀態(tài)，兩種冷卻方式淬火后在工作層高速鋼中都形成了淬火馬氏體、殘余奧氏體和碳化物，水冷淬火后基體馬氏體組織更細、析出硬質碳化物相數(shù)量更多，但是碳化物的尺寸相差較大；在當前淬火溫度和冷卻方式下淬火，顯微組織中網狀碳化物斷網、縮頸，形成部分球狀碳化物分布于晶界；1220 ℃水冷淬火后的輥面硬度及其分布和顯微組織狀態(tài)優(yōu)于相同條件下的風冷淬火。

圖3 離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃保溫120 min風冷和水冷淬火后的硬度

圖4 離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃保溫120 min風冷和水冷淬火后的顯微組織

圖5為離心復合軋輥工作層高速鋼1250 ℃保溫120 min風冷、水冷和油冷淬火后的硬度分布，水冷淬火后的輥面硬度最低且波動最小，風冷淬火后的輥面硬度最高，油冷淬火后輥面硬度居中但其分布均勻性較差，在較高溫度淬火時，風冷淬火后輥面硬度高于水冷淬火，這與1220 ℃淬火的結果相反，可見適當提高淬火溫度，可用風冷淬火代替水冷或其他冷卻方式淬火的可能，簡化了復合軋輥的熱處理工藝，降低了對熱處理裝備的性能要求。

圖5 離心復合軋輥工作層高速鋼1250 ℃保溫120 min風冷、水冷和油冷淬火后的硬度

圖6顯示了離心復合軋輥工作層高速鋼1250 ℃保溫120 min風冷、水冷和油冷淬火后的顯微組織狀態(tài)，三種淬火方式后的輥面顯微組織都由淬火馬氏體、殘余奧氏體和硬質相組成，網狀碳化物斷網、縮頸并初步球化，但是硬質相主要分布在晶界且尺寸和均勻性差異較大；風冷淬火后的基體馬氏體組織更細且晶粒尺寸較小、析出碳化物相較多且尺寸較小，少量尺寸異常大的碳化物分布于三角晶界；水冷淬火后的基體晶粒尺寸大于風冷淬火且差異較大，有較大尺寸的碳化物且主要分布在晶界處，淬火馬氏體組織沒有風冷淬火的細?。挥屠浯慊鸷蠡w晶粒尺寸與水冷淬火相近，析出的硬質相碳化物主要分布在晶界和晶粒內部，但是油冷淬火后硬質相在基體組織中的分布非常不均勻，輥面硬度波動較大；各冷卻方式下淬火后顯微組織的狀態(tài)與其輥面硬度及其均勻性一致對應。

圖6 離心復合軋輥工作層高速鋼1250 ℃保溫120 min風冷、水冷和油冷淬火后的顯微組織

在相同的淬火冷卻方式下，較高溫度淬火與較低溫度淬火的結果不同，可見淬火溫度和淬火冷卻方式顯著影響復合高速鋼軋輥輥面初始硬度和組織狀態(tài)。通過對以上不同溫度和冷卻方式淬火結果的分析，1250 ℃溫度淬火時，可用風冷淬火代替水冷和油冷淬火，簡化熱處理工藝和淬火裝備。

2.2 淬火-回火性能和組織演化

淬火后的復合高速鋼軋輥輥面硬度很大，內部殘余應力大，不能直接用于實際的棒材軋制生產，經過淬火后的軋輥需要進行回火處理，以降低輥面硬度和殘余應力，促使淬火馬氏體轉變?yōu)榛鼗瘃R氏體以及調控硬質碳化物相的析出、狀態(tài)及分布。因淬火冷卻速度大，淬火后高速鋼組織中殘余高溫奧氏體，隨回火的進行，高溫奧氏體不穩(wěn)定進一步轉變?yōu)榛鼗瘃R氏體以及促進碳化物的析出，經過恰當?shù)幕鼗鹛幚?，復合高速鋼軋輥可獲得優(yōu)異的綜合性能，滿足實際棒材的軋制生產。高速鋼軋輥中含有25%以上的合金元素，回火過程中高溫奧氏體轉變和碳化物析出的阻力大，存在組織和相轉變不完全的情況，因此設計多次回火工藝具有必要意義?；鼗鹛幚硪饛秃宪堓伖ぷ鲗痈咚黉撚捕认陆?、基體組織和碳化物相轉變，一次回火后的硬度較低，不能滿足棒材軋制的性能要求，需經過多次回火處理，實現(xiàn)輥面硬度的再次提高，即形成二次硬化。根據企業(yè)生產過程中已有經驗，淬火高速鋼軋輥經回火處理后出現(xiàn)二次硬化現(xiàn)象，輥面硬度升高但不超過淬火硬度，可滿足棒材軋制時對輥面耐磨性能和紅硬性的要求。探索采用兩次回火處理就能達到軋輥的使用性能要求對實際復合高速鋼軋輥的制造具有指導意義和現(xiàn)實可行性。

2.2.1高低溫淬火-回火

圖7為離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃和1250 ℃保溫120 min風冷淬火-回火硬度分布，經一次回火后兩種工藝下的輥面硬度都降低且基本一致，但是經過二次回火處理后，1250 ℃淬火+650 ℃回火工藝的輥面硬度出現(xiàn)了明顯的二次硬化，即輥面硬度經第二次回火后出現(xiàn)升高但低于淬火，而1220 ℃淬火+560 ℃回火工藝的輥面硬度則一直降低，沒有二次硬化；提高一次回火溫度對輥面硬度狀態(tài)幾乎沒有影響，兩種工藝下的一次回火后輥面硬度基本一樣。

圖7 離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃和1250 ℃保溫120 min風冷淬火-回火后的硬度

圖8顯示了離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃和1250 ℃保溫120 min風冷淬火-回火顯微組織，經回火處理后，淬火馬氏體轉變?yōu)榛鼗瘃R氏體，殘余奧氏體減少，殘余應力降低，碳化物進一步析出且網狀碳化物出現(xiàn)斷網和縮頸，出現(xiàn)球形碳化物分布在晶界和晶粒內部；兩種工藝下一次回火后的顯微組織幾乎一樣，網狀碳化物沒有完全斷網，在晶界分布斷續(xù)的碳化物相，基體組織晶粒尺寸增大，位錯密度降低；1220 ℃淬火+560 ℃回火第二次后，網狀碳化物進一步縮頸斷網、球化，回火馬氏體增多，基體晶粒尺寸減小，析出碳化物尺寸增大且分布不均勻，部分碳化物聚集異常長大；1250 ℃淬火+650 ℃回火第二次后，回火馬氏體轉變增多，網狀全部碳化物消失，殘余奧氏體進一步減少，球化碳化物進一步增多且尺寸減小，較為均勻地分布在晶粒內部和晶界位置，沒有異常長大的碳化物；較高的淬火溫度有利于合金元素更多且均勻地溶入高溫奧氏體，在隨后的回火處理中，促進碳化物的均勻析出，形成有效的固溶和第二相強化。1250 ℃風冷淬火+650 ℃兩次回火處理后的復合高速鋼軋輥出現(xiàn)二次硬化現(xiàn)象，輥面硬度分布和顯微組織優(yōu)異，具有良好的綜合性能。

圖8 離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃和1250 ℃保溫120 min風冷淬火-回火后的顯微組織

2.2.2低溫下不同方式淬火-回火

風冷淬火工藝在企業(yè)實際生產中具有操作方便和對熱處理裝置要求低的特點，探究不同淬火溫度下淬火方式對復合高速鋼軋輥硬度的影響規(guī)律對優(yōu)化軋輥生產流程具有重要作用。

圖9為離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃保溫120 min風冷和水冷淬火-回火硬度分布，風冷淬火后再經兩次回火處理，輥面硬度一直減小，殘余應力降低，沒有二次硬化作用；水冷淬火經一次回火處理后，輥面硬度減小，再經第二次回火處理后，輥面硬度升高，但是遠低于淬火硬度，增加很小，出現(xiàn)了較弱的二次硬化效應；淬火-回火階段的輥面硬度分布均勻性在風冷和水冷兩種工藝下都較差，輥面硬度差異大，軋輥性能不均勻。圖10顯示了離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃保溫120 min風冷和水冷淬火-回火顯微組織狀態(tài)，風冷淬火后一次回火和二次回火處理后的顯微組織幾乎沒有變化，沿晶界分布的網狀碳化物逐步斷網、縮頸，碳化物隨回火處理而聚集長大，基體回火馬氏體組織和碳化物相幾乎一樣；水冷淬火后經一次回火，淬火馬氏體轉變?yōu)榛鼗瘃R氏體，網狀碳化物斷網，初步形成球形碳化物，但仍主要沿晶界分布，再經二次回火處理后，回火馬氏體組織更加細小，網狀碳化物消失，球形碳化物尺寸進一步減小，但是存在多邊形碳化物，碳化物形狀和分布均勻性較差，這與輥面硬度分布一致。

圖9 離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃保溫120 min風冷和水冷淬火-回火后的硬度

圖10 離心復合軋輥工作層高速鋼1220 ℃保溫120 min風冷和水冷淬火-回火后的顯微組織

可見在1220 ℃淬火時，淬火方式影響著輥面硬度分布和組織狀態(tài)，水冷淬火經二次回火處理后出現(xiàn)二次硬化效應，但是輥面硬度增加較小，遠低于淬火硬度，風冷淬火經二次回火處理不具有二次硬化，主要是由于兩次回火后組織相同。

2.2.3高溫下不同方式淬火-回火

分析表明，1220 ℃風冷淬火+兩次回火工藝沒有二次硬化，出現(xiàn)較弱的二次硬化效應，同時水冷淬火工藝操作復雜和熱處理裝備要求高。而1250 ℃風冷淬火+兩次回火工藝具有較好的二次硬化作用，為探這種工藝在企業(yè)生產復合高速鋼軋輥的可行性，對1250 ℃不同淬火冷卻方式輥面硬度和顯微組織演化規(guī)律進行分析。圖11為離心復合軋輥工作層高速鋼1250 ℃保溫120 min風冷、水冷和油冷淬火-回火硬度分布，風冷和油冷淬火經一次回火和二次回火處理后的輥面硬度變化趨勢一致，一次回火后硬度顯著降低，然而二次回火后硬度又顯著升高，出現(xiàn)明顯的二次硬化現(xiàn)象。兩種工藝在一次回火后硬度幾乎一樣，但是油冷淬火+兩次回火工藝后的輥面硬度稍微比淬火高；水冷淬火經一次回火和二次回火處理后的輥面硬度則一直逐漸增加，輥面硬度沒有減小反而一直增大，回火沒有起到明顯的降低輥面殘余應力的作用；在1250 ℃淬火時，三種淬火方式+一次回火+二次回火處理過程中，輥面硬度差異逐漸減小，硬度分布均勻度增大，軋輥性能更加均勻穩(wěn)定。從輥面硬度和分布均勻性演化可知，1250 ℃溫度淬火下，風冷方式淬火+兩次回火工藝獲得輥面硬度性能最佳，風冷淬火工藝操作簡單且裝備要求低，具有實際應用的可能。

圖11 離心復合軋輥工作層高速鋼1250 ℃保溫120 min風冷、水冷和油冷淬火-回火后的硬度

圖12顯示了離心復合軋輥工作層高速鋼1250 ℃保溫120 min風冷、水冷和油冷淬火-回火顯微組織狀態(tài)，風冷和油冷淬火經一次回火后，基體形成回火馬氏體、殘余奧氏體和碳化物組織，位錯密度顯著降低，殘余應力降低，基體晶粒尺寸較大，兩種工藝再經二次回火處理后，回火馬氏體組織增多且進一步細小，析出碳化物尺寸減小，碳化物分布較淬火時更加均勻，風冷和油冷淬火+兩次回火工藝各階段的組織演化相似，油冷淬火+兩次回火后的組織和第二相較風冷淬火更細?。凰浯慊鸬睦鋮s速度最快，高溫奧氏體在淬火過程中轉變的更多，一次回火后形成更多的回火馬氏體，殘余奧氏體較少，析出碳化物增多，再經二次回火處理后，基體回火馬氏體組織更加細小，析出球形碳化物增多且尺寸減小，基體組織和碳化物分布更加均勻。由此可見，在1250 ℃淬火時，風冷和油冷的冷卻速度相近，經兩次回火處理后，輥面具有相似的性能。

圖12 離心復合軋輥工作層高速鋼1250 ℃保溫120 min風冷、水冷和油冷淬火回火后的顯微組織

3 結論

1220 ℃風冷淬火+兩次回火工藝處理后沒有出現(xiàn)二次硬化效應，1220 ℃水冷淬火+兩次回火工藝處理后出現(xiàn)較弱的二次硬化效應，1220 ℃風冷、水冷淬火+兩次回火工藝處理后輥面硬度分布波動較大，多邊形碳化物較多，軋輥性能不穩(wěn)定。

1250 ℃風冷、油冷+兩次回火工藝處理后的復合軋輥具有相似的性能和組織狀態(tài)，經二次回火后都出現(xiàn)了顯著的二次硬化現(xiàn)象，但是油冷+兩次回火工藝處理后的硬度略微高于淬火，提高淬火溫度，可用風冷淬火代替水冷和油冷淬火，簡化熱處理操作工藝和降低對熱處理裝備的要求。

最終確定以1250 ℃保溫120 min風冷淬火+650 ℃/120 min+650 ℃/120 min回火的熱處理工藝作為現(xiàn)場復合高速鋼軋輥的生產工藝，生產的軋輥性能穩(wěn)定，顯著降低了制造成本。