陳先毅 李勇

(二重(德陽(yáng))重型裝備有限公司，四川 德陽(yáng) 618000)

當(dāng)前，Cr5支承輥廣泛應(yīng)用于各種規(guī)格的冷、熱軋機(jī)上。支承輥工作層表面的硬度均勻性和工作層內(nèi)的硬度降在很大程度上影響著支承輥的使用壽命。為了獲得滿足使用要求的工作層硬度，研究人員對(duì)支承輥表淬設(shè)備[1-3]、表淬參數(shù)選擇和設(shè)計(jì)[4-10]做了大量深入系統(tǒng)的研究，且將研究成果廣泛用于實(shí)際生產(chǎn)，但鮮有表淬參數(shù)如何影響支承輥工作層硬度降的研究報(bào)道。本文基于支承輥表淬過(guò)程實(shí)測(cè)溫度場(chǎng)對(duì)表淬的數(shù)值模擬參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，利用數(shù)值模擬的方法研究了表淬參數(shù)與工作層硬度降之間的關(guān)系，為Cr5支承輥在實(shí)際生產(chǎn)中減小工作層硬度降提供了一種解決思路。

1 表淬過(guò)程溫度場(chǎng)測(cè)量

選取輥身直徑1500 mm的支承輥?zhàn)鳛樵囼?yàn)件，按表1在輥身中部距輥身表面不同距離位置安裝測(cè)溫?zé)犭娕迹渲?#、4#熱電偶既可測(cè)量支承輥加熱過(guò)程中的溫度，也可測(cè)量支承輥在表淬冷卻過(guò)程中的溫度。接好熱電偶后，支承輥完成預(yù)熱后轉(zhuǎn)入差溫爐中按圖1熱處理曲線加熱，加熱和淬火冷卻過(guò)程中的實(shí)際件溫如圖2和圖3所示。

圖1 Cr5支承輥表淬熱處理工藝曲線Figure 1 Surface quenching heat treatment process curve of Cr5 support roll

圖2 加熱過(guò)程件溫實(shí)測(cè)曲線Figure 2 Measured temperature curve of parts during heating process

圖3 淬火冷卻過(guò)程件溫實(shí)測(cè)曲線Figure 3 Measured temperature curves of parts during quenching and cooling

表1 熱電偶位置Table 1 Thermocouple position

為了掌握試驗(yàn)件的工作層硬度降情況，在表淬后的試驗(yàn)件輥身中部沿徑向套取150 mm長(zhǎng)的試棒，沿長(zhǎng)度方向每隔5 mm進(jìn)行硬度檢驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)圖4。從圖4中可以看出75 mm(輥身半徑的10%)工作層內(nèi)硬度降約2.5HSD。

圖4 輥身工作層硬度曲線Figure 4 Hardness curve of working layer of roll body

2 表淬過(guò)程數(shù)值模擬參數(shù)優(yōu)化

首先借用DEFORM模擬軟件自帶材料的數(shù)據(jù)庫(kù)，用JMatPro軟件對(duì)表淬過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算；然后將模擬計(jì)算得到溫度場(chǎng)與實(shí)測(cè)溫度場(chǎng)進(jìn)行比較，根據(jù)比較結(jié)果對(duì)相關(guān)模擬參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，使模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果相吻合。

2.1 加熱過(guò)程數(shù)值模擬參數(shù)優(yōu)化

2.1.1 初始模擬計(jì)算

借用DEFORM模擬軟件自帶材料的數(shù)據(jù)及JMatPro軟件計(jì)算得到熱物參數(shù)對(duì)圖1工藝曲線表淬加熱過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算，結(jié)果如圖5(實(shí)測(cè)溫度一并列于圖中)所示。從圖5中可以看出模擬與實(shí)測(cè)偏差主要有兩方面：一是加熱前期表面實(shí)測(cè)溫度明顯高于模擬溫度，另一方面是加熱后期中心(距表面750 mm)實(shí)測(cè)溫度明顯低于模擬溫度，且越到后期差異越大。

圖5 初始模擬計(jì)算與實(shí)測(cè)溫度結(jié)果Figure 5 Initial simulation calculation and measured temperature results

分析偏差原因：加熱前期表面實(shí)測(cè)溫高于模擬計(jì)算溫度有可能是因?yàn)樵撾A段模擬計(jì)算所用的換熱系數(shù)偏低；中心實(shí)測(cè)溫度明顯低于模擬溫度，且越到后期差異越大，這可能是由于模擬計(jì)算時(shí)采用的比熱容偏小或熱導(dǎo)率偏大。

2.1.2 數(shù)值模擬參數(shù)優(yōu)化

(1)第一階段優(yōu)化

加熱過(guò)程中，支承輥大部分屬于珠光體類組織，將支承輥珠光體組織熱導(dǎo)率適當(dāng)減小后重新進(jìn)行模擬計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖6所示。結(jié)果表明：支承輥中心實(shí)測(cè)溫度明顯低于模擬溫度的問(wèn)題基本解決，但加熱前期實(shí)測(cè)溫度較模擬溫度普遍偏高的現(xiàn)象變得更明顯，而加熱后期奧氏體層實(shí)測(cè)溫度明顯低于模擬溫度。

圖6 第一次優(yōu)化后模擬計(jì)算與實(shí)測(cè)溫度結(jié)果Figure 6 Simulation calculation and measured temperature results after the first optimization

(2)第二階段優(yōu)化

針對(duì)第一階段優(yōu)化后加熱前期實(shí)測(cè)溫度較模擬溫度普遍偏高而加熱后期奧氏體層實(shí)測(cè)溫度明顯低于模擬溫度的情況，模擬參數(shù)進(jìn)行以下優(yōu)化：加熱前期的換熱系數(shù)增大，而加熱后期的換熱系數(shù)減小，同時(shí)高溫階段奧氏體的熱導(dǎo)率減小。優(yōu)化后的模擬計(jì)算結(jié)果如圖7所示。從圖7中可以看出，整個(gè)加熱過(guò)程，特別是加熱后期模擬溫度與實(shí)測(cè)溫度吻合度很好，優(yōu)化后的數(shù)值模擬參數(shù)，可以用于表淬加熱過(guò)程的數(shù)值模擬研究。

圖7 第二階段優(yōu)化后模擬計(jì)算與實(shí)測(cè)溫度結(jié)果Figure 7 Simulation calculation and measured temperature results after the second optimization

2.2 淬火過(guò)程數(shù)值模擬參數(shù)優(yōu)化

利用前述優(yōu)化后的模擬參數(shù)，換熱系數(shù)先用水冷換熱系數(shù)進(jìn)行模擬計(jì)算，再分析對(duì)比模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果后進(jìn)行優(yōu)化。圖8為按水冷換熱系數(shù)進(jìn)行模擬計(jì)算的結(jié)果(實(shí)測(cè)結(jié)果一并列于圖中)。從圖8中可以看出，整個(gè)冷卻過(guò)程數(shù)值模擬計(jì)算得到的溫度均高于實(shí)測(cè)溫度，且溫度越低相差越大。

圖8 優(yōu)化前淬火過(guò)程模擬計(jì)算與實(shí)測(cè)溫度結(jié)果圖Figure 8 Simulation calculation and measured temperature of quenching process before optimization

針對(duì)冷卻過(guò)程模擬計(jì)算溫度均高于實(shí)測(cè)溫度，且溫度越低相差越大的情況，經(jīng)過(guò)分析是換熱系數(shù)偏低和熱導(dǎo)率偏小導(dǎo)致的。對(duì)換熱系數(shù)及馬氏體的熱導(dǎo)率進(jìn)行優(yōu)化(珠光體和奧氏體的導(dǎo)熱率在之前的數(shù)值模擬參數(shù)已經(jīng)優(yōu)化合理，因此不再考慮)，優(yōu)化后模擬計(jì)算結(jié)果如圖9所示，優(yōu)化后淬火過(guò)程模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果比較吻合。因此，優(yōu)化后的數(shù)值模擬參數(shù)可以用于淬火過(guò)程的數(shù)值模擬研究。

圖9 優(yōu)化后淬火過(guò)程模擬計(jì)算與實(shí)測(cè)溫度結(jié)果Figure 9 Simulation calculation and measured temperature of quenching process after optimization

3 表淬工藝參數(shù)對(duì)工作層硬度降的影響研究

工作層硬度降主要由工作層內(nèi)的溫度梯度和冷卻速度決定，減小工作層內(nèi)的溫度梯度和提高表淬時(shí)工作層內(nèi)的冷卻速度都可以減小工作層內(nèi)的硬度降。利用優(yōu)化后的參數(shù)對(duì)圖1曲線進(jìn)行模擬計(jì)算，得到：表淬加熱結(jié)束時(shí)，910℃淬火時(shí)對(duì)應(yīng)的淬硬層深度與工作層的厚度(10%半徑，75 mm)相等。本文后續(xù)討論時(shí)均假設(shè)表淬加熱結(jié)束時(shí)910℃對(duì)應(yīng)的深度為工作層厚度，輥身直徑均為1500 mm。

3.1 預(yù)熱溫度對(duì)工作層硬度降的影響

分別按450℃、500℃、550℃預(yù)熱，工作層厚度為75 mm，對(duì)支承輥表淬加熱過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算，加熱結(jié)束時(shí)輥身徑向溫度分布如圖10所示。從圖10中可以看出工作層內(nèi)溫度梯度無(wú)變化，但550℃預(yù)熱的輥身心部溫度略高于其它預(yù)熱溫度的輥身心部溫度，這是由于較高的預(yù)熱溫度使支承輥整體蓄熱量大，淬火冷速降低，工作層硬度降增加。因此，較高的預(yù)熱溫度稍微不利于獲得低硬度降的工作層。

圖10 表淬加熱結(jié)束時(shí)溫度分布曲線Figure 10 Temperature distribution curve at the end of heating for surface quenching

3.2 升溫速度對(duì)工作層硬度降的影響

按五種升溫速度(輥身表面瞬時(shí)到溫、1 h到溫、1.5 h到溫、2 h到溫、2.5 h到溫)條件下，工作層厚度分別為30 mm、75 mm、90 mm時(shí)，對(duì)支承輥表淬加熱過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算，加熱結(jié)束時(shí)輥身中部從表面到中心的溫度情況見(jiàn)圖11。

以1.5 h到溫作為比較基準(zhǔn)可以發(fā)現(xiàn)：

(1)不同升溫速度條件下，工作層內(nèi)溫度梯度基本不變；

(2)升溫時(shí)間從2.5 h減小到1.5 h的過(guò)程中，隨著升溫時(shí)間縮短，獲得相同厚度工作層時(shí)工件的蓄熱量減少，經(jīng)后續(xù)相同的淬火+回火后，工作層內(nèi)硬度降減小；

(3)升溫時(shí)間從1.5 h減小到趨于0 h的過(guò)程中，隨著升溫時(shí)間縮短，獲得75 mm以上工作層時(shí)，蓄熱量增大，經(jīng)后續(xù)相同的淬火+回火后，工作層內(nèi)硬度降增加；獲得75 mm以下工作層時(shí)，蓄熱量減小，經(jīng)后續(xù)相同的淬火+回火后，工作層內(nèi)硬度降減少。

(a)輥身表面1.5 h到溫與2.5 h到溫對(duì)比

3.3 冷卻速度對(duì)工作層硬度降的影響

按圖1曲線加熱噴淬及按圖1曲線加熱但淬火時(shí)極速冷卻(換熱系數(shù)趨于無(wú)窮大)的冷卻曲線如圖12所示。從12圖中可以看出，極速冷卻時(shí)的冷速略大于噴淬，極速冷時(shí)距表面75 mm處的冷卻曲線處于噴淬時(shí)距表面50 mm和75 mm冷卻曲線之間。噴淬條件下，75 mm工作層內(nèi)硬度降2.5HSD，50 mm工作層內(nèi)硬度降1.5HSD。因此，極速冷時(shí)，75 mm工作層內(nèi)硬度降在1.5HSD到2.5HSD之間。

圖12 噴淬及極速冷的冷卻曲線Figure 12 Cooling curve of spray quenching and rapid cooling

4 結(jié)論

(1)輥身直徑1500 mm的Cr5支承輥試驗(yàn)件表淬后，75 mm工作層內(nèi)硬度降約2.5HSD。

(2)基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)Cr5支承輥表淬過(guò)程數(shù)值模擬參數(shù)優(yōu)化后，模擬計(jì)算溫度場(chǎng)與實(shí)測(cè)溫度場(chǎng)吻合，可用于表淬工藝的數(shù)值模擬研究。

(3)較高的預(yù)熱溫度不利于獲得低硬度降的工作層。

(4)升溫時(shí)間從2.5 h減小到1.5 h的過(guò)程中，隨著升溫時(shí)間縮短，工作層內(nèi)硬度降減少。升溫時(shí)間從1.5 h減小到趨于0 h的過(guò)程中，獲得75 mm以下工作層時(shí)，工作層內(nèi)硬度降減少；獲得75 mm以上工作層時(shí)，工作層內(nèi)硬度降增加。

(5)改變預(yù)熱溫度或升溫速度，工作層內(nèi)的溫度梯度基本不變。

(6)輥身直徑1500 mm的Cr5支承輥表淬采用極速冷時(shí)，75 mm工作層內(nèi)硬度降在1.5HSD到2.5HSD之間。