淬火工藝對高速鋼軋輥工作層硬度和組織的影響

陳守東 王 銀

（ 1. 銅陵學院，安徽 銅陵 244061；2. 安徽環渤灣高速鋼軋輥有限公司，安徽 銅陵 244000 ）

一、引言

隨著我國從鋼鐵大國向鋼鐵強國的轉變發展，各行各業對高性能特種鋼材的需求量逐漸擴大，然而90%以上的鋼材都需要經過軋制成形， 才能制備出應用于實際的各種型材和板帶材。 在軋制過程中，軋輥直接與軋件接觸使其產生塑性變形和形成特定形狀， 同時根據軋制工藝還需在軋制變形區進行潤滑、冷卻或是局部加熱，造成軋輥長期在非常惡劣的環境中服役，使軋輥的消耗很大，占到整個鋼材生產成本的5～15%[1-3]。 對于常規的棒材軋制， 精軋機組K1 機架的軋制溫度達到950°C， 普通軋輥單軋槽過鋼量僅為350t，K2 機架為700t， 而隨著國家對鋼鐵企業節能減排和降低生產成本的要求， 當前對于棒材軋制生產，要求精軋機組K1 機架的軋制溫度降低至870°C 以下， 終軋溫度的降低導致軋輥的磨損增大， 同時對軋輥的紅硬性和二次硬化性能提出了更高要求。 目前，國產高性能耐磨軋輥的整體性能穩定性不夠，為達到企業相應的產品生產標準，還需進口大量軋輥[4]。

復合軋輥經離心鑄造成型后，需經過退火-粗加工-淬火-回火-精加工等工藝的處理，以滿足出廠標準， 其中熱處理工藝可顯著影響輥面硬質相的分布和形態，因而，熱處理工藝在復合高速鋼軋輥的生產中具有重要的作用[5-7]。 侯錫銘等[8]研究了回火次數對SF9V 高速鋼材料的組織和性能的影響規律，表明熱處理后基體由鐵素體、碳化物和回火馬氏體組成，試驗鋼硬度隨回火次數增加而降低。 遲宏宵等[9]研究了熱處理工藝對粉末冶金高速鋼W6Mo5Cr4V3Co8 組織和性能的影響，表明淬火后基體由馬氏體、殘余奧氏體和未溶碳化物組成，520°C 高溫回火后， 由殘余奧氏體轉變和合金碳化物析出導致出現顯著的二次硬化效應。徐流杰等[10]研究了高釩高速鋼回火處理中碳化物析出和殘余奧氏體轉變行為， 表明殘余奧氏體含量隨回火溫度的提高而降低，李勇等[11]研究了新型高速鋼在淬火回火工藝處理中組織與硬度的變化規律， 試驗鋼在低于1200°C 淬火+600°C 回火時，硬度較低，1250°C 淬火+560°C 回火時， 硬度最高，Kamimiyada 等[12]采用離心鑄造法制備了外層高速鋼和芯部球墨鑄鐵的復合軋輥， 表明在淬火前對輥面進行快速加熱，芯軸殘余拉應力可降低30%。 Válek等[13]研究了熱軋精軋機組所用多層復合軋輥的熱處理工藝，表明經較高溫度淬火+兩次回火工藝處理的復合軋輥能夠滿足熱軋精軋機組對軋輥綜合性能的要求。 雖然國內外大量學者對高速鋼材料及其軋輥熱處理工藝開展了較多的研究工作， 在高速鋼材料退火、 淬火及回火工藝對其組織性能的影響規律方面取得了一些有價值的成果， 但是從工廠實際生產條件和裝備出發設置熱處理工藝的研究較少， 因此制定適用于工廠實際生產條件的復合軋輥熱處理工藝具有研究的必要性[14-16]。 本文采用金相和洛氏硬度測試試驗手段研究了復合軋輥工作層高速鋼退火后在不同淬火方式（風冷、水冷、油冷）下的硬度和組織形態， 分析了淬火-一次回火-二次回火的硬度和組織演化規律。

二、試驗材料和方法

將原料依次投入中頻感應電爐熔煉后， 澆鑄溫度為1450～1520°C，離心機轉速為800r/min，采用覆膜砂涂料（厚度2mm），鋼模冷型預熱溫度為200°C，制備出外徑為405mm，內徑300mm，長為690mm 的輥環。 試驗用復合軋輥外工作層的化學成分如表1所示。 根據工作層高速鋼成分，計算出試驗鋼的相變轉變溫度， 再根據企業實際生成工藝條件最終確定試驗鋼的熱處理工藝， 詳細的熱處理工藝如表2 所示。 所有試樣采用線切割機從輥環同一位置切取，尺寸均為10mm×10mm×10mm。所有熱處理試樣先經砂紙預磨，然后機械拋光，最后用4%的硝酸酒精溶液腐蝕10s。 采用HRS-150 洛氏硬度計測量試驗鋼硬度；采用LEICAQ550IW 光學顯微鏡觀察熱處理后各試驗鋼的顯微組織。

表1 試驗鋼的化學成分（質量分數，%）

表2 試驗鋼熱處理工藝

三、試驗結果與討論

（一）淬火溫度和淬火方式

圖1 為1220°C 保溫120min 經風冷和水冷淬火后復合高速鋼軋輥輥面硬度分布狀態， 經水冷淬火后的輥面硬度明顯高于風冷淬火， 但是經風冷淬火后輥面硬度分布較為均勻，沿軋輥軸向差異較小。 相同條件下，水冷淬火速度大于風冷淬火，加熱至完全奧氏體化后水冷快速冷卻， 基體馬氏體組織轉變增多，晶粒尺寸較小且更利于碳化物析出，從而使其輥面硬度提高，但由于冷卻速度較大，輥面各區域冷卻差異較大，導致所測量的輥面硬度值波動較大。 為進一步分析產生輥面硬度差異的微觀原因， 對兩種方式淬火后的軋輥工作層高速鋼進行了顯微組織觀察， 圖2 為1220°C 保溫120min 經風冷和水冷淬火后復合高速鋼軋輥輥面顯微組織。 經風冷和水冷淬火處理后，形成了淬火馬氏體基體，析出的硬質碳化物分布在晶粒內部和晶界，存在部分殘余奧氏體，沒有形成網狀碳化物，碳化物出現縮頸和球化。 水冷淬火處理后， 基體淬火馬氏體組織比風冷淬火更加細小，硬質相碳化物析出數量也較多，導致水冷淬火后的輥面硬度較高， 但是碳化物分布不均勻且尺寸差異大，引起硬度沿軋輥軸向的波動較大。

圖1 離心復合軋輥工作層高速鋼1220°C 保溫120min 不同方式淬火后的硬度

圖2 離心復合軋輥工作層高速鋼1220°C 保溫120min不同方式淬火后的顯微組織

圖3 為1250°C 保溫120min 經風冷、 水冷和油冷淬火后復合高速鋼軋輥輥面硬度分布狀態，水冷淬火后高速鋼輥面硬度高于風冷和油冷淬火，油冷淬火硬度最低，與1220°C 淬火相比，提高淬火溫度后，水冷和風冷淬火后輥面硬度的差值減小，水冷和風冷淬火后的輥面硬度與油冷淬火的差值較大，可見適當提高淬火溫度，不僅可獲得較好的輥面硬度， 而且使復合高速鋼的熱處理工藝操作簡便化。實際工廠生產的復合高速鋼軋輥體積和重量都較大，如采用水冷淬火才可獲得滿足實際軋輥軋制棒材所需的輥面硬度和耐磨性能要求，這對熱處理裝置和操作提出更高的要求，但是通過風冷淬火就能達到水冷淬火的軋輥性能，這對企業生產成本的減低和節能減排的達標具有重要的意義， 圖4 為1250°C 保溫120min 經風冷、 水冷和油冷淬火后復合高速鋼軋輥輥面顯微組織狀態分布，三種淬火方式處理后都獲得了淬火馬氏體基體，在晶界和晶粒內部都析出了硬質碳化物相，風冷淬火后的組織中存在未斷網的網狀碳化物，而在水冷和油冷淬火后的組織中，網狀碳化物則全部斷網并球化，風冷和水冷淬火后組織中析出碳化物的數量高于油冷淬火，同時風冷和水冷淬火后組織中碳化物分布的均勻性也明顯優于油冷淬火，三種淬火方式處理后的基體組織狀態和碳化物分布與各自輥面硬度分布具有較好的吻合。 兩種淬火溫度下，水冷方式淬火后輥面硬度都高于風冷方式淬火，但隨淬火溫度的提高，兩種方式淬火后的輥面硬度差值減小，可見通過提高淬火溫度實現用風冷代替水冷淬火具有現實可行性，即通過風冷淬火可獲得水冷淬火的類似組織和輥面硬度。

圖3 離心復合軋輥工作層高速鋼1250°C 保溫120min不同方式淬火后的硬度

圖4 離心復合軋輥工作層高速鋼1250°C 保溫120min不同方式淬火后的顯微組織

（二）低溫淬火-回火組織性能演化

淬火實驗結果表明，1220°C 水冷淬火后的輥面硬度高于風冷淬火，1250°C 水冷淬火后的輥面硬度與風冷淬火相近，淬火后基體組織組成物類似，但高于油冷淬火， 即適當提高復合高速鋼軋輥的淬火溫度， 可實現淬火工藝和裝置的簡化。 經過淬火處理后，軋輥輥面硬度較高，基體淬火馬氏體組織較細，殘余應力較大，且存在殘余奧氏體組織，不能直接用于實際軋制生產線， 根據工廠已有的實驗結果和生產經驗，淬火后的高速鋼軋輥需要進行回火處理，以實現淬火組織的進一步轉變和消除殘余應力、 提高軋輥的綜合性能。

1220°C 保溫120min 經風冷和水冷方式淬火，560°C+650°C 保溫120min 兩次回火后各階段復合高速鋼軋輥輥面硬度的演化規律如圖5 所示，表明經回火處理后，輥面硬度顯著降低（相比較于淬火），其中風冷淬火經兩次回火處理后的輥面硬度一直降低，而水冷方式淬火再經第二次回火處理后， 輥面硬度升高，出現二次硬化現象，但其硬度增大趨勢較第一次回火后降低趨勢不夠顯著，二次回火處理后出現的二次硬化現象有利于提高復合軋輥的綜合性能和增大輥面的高溫耐磨性。圖6 為1220°C 保溫120min 經風冷和水冷淬火，560°C+650°C 保溫120min 兩次回火后復合高速鋼軋輥輥面顯微組織狀態分布，經回火處理后， 基體組織由淬火馬氏體轉變為回火馬氏體+析出碳化物+部分殘余奧氏體組成，碳化物進一步析出，殘余奧氏體降低， 其中風冷淬火經兩次回火處理后，碳化物析出總量基本沒變，但其平均尺寸增加；水冷淬火經兩次回火處理后，基體回火馬氏體組織進一步細化，硬質相析出量增加，相同條件下，水冷速度快于風冷，淬火過程中更利于馬氏體的析出，在隨后的回火處理中， 有更多的淬火馬氏體轉變為回火馬氏體，可實現基體組織的細化和碳化物的析出，使輥面出現二次硬化且軋輥殘余應力大大降低。

圖5 離心復合軋輥工作層高速鋼1220°C 保溫120min不同方式淬火560°C+650°C 保溫120min 回火后的硬度

圖6 離心復合軋輥工作層高速鋼1220°C 保溫120min不同方式淬火560°C+650°C 保溫120min 回火后的顯微組織（a，c）一次回火；（b，d）二次回火；（a，b）風冷；（c，d）水冷

較低溫度淬火時， 合金元素溶入高溫奧氏體不足，在隨后淬火冷卻處理中硬質碳化物析出較少，導致回火過程中進一步析出碳化物變得困難， 第一次回火處理后輥面硬度顯著降低， 第二次回火處理后輥面硬度升高的數值低于第一次回火時的下降數值， 淬火+回火處理后在輥面存在較多未溶解碳化物、殘余奧氏體組織，以致經兩次回火處理后出現較弱的二次硬化效應或是沒有二次硬化， 針對當前的高速鋼軋輥成分和結構， 較低的淬火溫度和一次回火溫度不利于硬質相的析出， 輥面二次硬化效應較弱。 低溫淬火+低溫一次回火+二次回火工藝處理后復合軋輥輥面的硬度和組織呈現出明顯的遺傳規律， 淬火溫度較低， 未溶解碳化物和殘余奧氏體較多， 經一次低溫回火處理時淬火馬氏體部分轉變成回火馬氏體，碳化物析出較少，經二次高溫回火處理時水冷方式淬火試驗鋼組織進一步細化、 碳化物析出增多，出現較弱的二次硬化效應。

（三）高溫淬火-回火組織性能演化

圖7 為1250°C 保溫120min 經風冷、 水冷和油冷方式淬火，再經650°C+650°C 保溫120min 兩次回火后復合高速鋼軋輥輥面硬度的演化規律， 結果表明，提高淬火溫度和一次回火溫度后，從淬火到一次回火再到二次回火各階段的變化規律完全不同于低溫淬火和一次低溫回火工藝的結果，三種淬火方式+兩次回火處理后， 復合軋輥輥面都出現了明顯的二次硬化現象，經一次回火處理后輥面硬度降低顯著，但經第二次回火處理后，輥面硬度又增加顯著，這表明經過當前淬火+兩次回火處理后輥面的硬度略微降低（風冷和水冷淬火），但輥面殘余應力則顯著降低，軋輥綜合性能提高；風冷和水冷淬火+兩次回火處理的各階段輥面硬度變化趨勢相似， 從淬火到第一次回火處理再到第二次回火處理， 兩者之間的硬度差值逐漸顯著減小，兩次回火后基本一樣；但油冷淬火+兩次回火處理的輥面硬度反而高于其淬火硬度， 第二次回火后硬度增加大于第一次回火處理后的減小。

圖7 離心復合軋輥工作層高速鋼1250°C 保溫120min不同方式淬火650°C+650°C 保溫120min 回火后的硬度

圖8 為1250°C 保溫120min 經風冷和水冷淬火，650°C+650°C 保溫120min 兩次回火后復合高速鋼軋輥輥面顯微組織狀態分布，經第一次高溫回火處理后，淬火馬氏體轉變為回火馬氏體，網狀碳化物開始縮頸和斷網， 但硬質碳化物相析出較少，析出碳化物集中分布于晶界且尺寸差異較大；再經過第二次回火處理后，基體回火馬氏體進一步細化和均勻，殘余奧氏體減少，網狀碳化物消失，碳化物球化率提高且尺寸均勻， 碳化物分布均勻性提高，兩種淬火方式對經過兩次回火處理后的輥面顯微組織影響減小。

圖8 離心復合軋輥工作層高速鋼1250°C 保溫120min不同方式淬火650°C+650°C 保溫120min 回火后的顯微組織（a，c）一次回火；（b，d）二次回火；（a，b）風冷；（c，d）水冷

通過提高淬火溫度和一次回火溫度， 輥面都出現了顯著的二次硬化效應， 且對淬火冷卻方式不具有依懶性， 提高淬火溫度促進合金元素更多的溶入到高溫奧氏體，利于淬火組織的轉變，提高一次回火溫度可有效促進殘余奧氏體的轉變和碳化物析出及其球形形態分布，高溫淬火+兩次高溫回火處理可使基體組織進一步細化、 促進殘余奧氏體轉變和碳化物析出及球化。

四、結論

1.1220°C 風冷淬火后復合軋輥工作層高速鋼硬度低于水冷淬火，1250°C 風冷和水冷淬火后輥面硬度差異較小且高于油冷淬火，隨淬火溫度的升高，風冷和水冷淬火軋輥工作層高速鋼力學性能接近，1250°C 油冷淬火后的輥面硬度最低且沿輥身的差異最大。

2.1220°C 和1250°C 淬火經第一次回火處理后，輥面硬度顯著減小，1250°C 淬火經第二次回火處理后，輥面硬度出現二次硬化現象，顯著提高了復合軋輥的綜合性能，1250°C 風冷和水冷淬火再經兩次回火后的輥面硬度差值逐漸減小，最后基本一致。

3.提高淬火溫度和第一次回火溫度，可用風冷淬火代替水冷淬火，最終確定了1250°C/120min 風冷淬火+650°C/120min×2 回火作為現場生產的熱處理工藝， 采用該工藝生產的復合高速鋼軋輥的單槽過鋼量比普通軋輥提高300t 以上，軋輥性能穩定、制造成本降低。