賈連輝，尚勇，龍偉民，夏毅敏，薛廣記

(1.中鐵工程裝備集團有限公司，河南鄭州，450016；2.鄭州機械研究所有限公司，河南鄭州，450001；3.中南大學機電工程學院，湖南長沙，410083)

巖石隧道掘進機(tunnel boring machine,TBM)掘進過程中伴隨刀盤轉(zhuǎn)動，刀盤上安裝的盤形滾刀刀圈直接與巖體相互作用，滾刀貫入巖體滾動擠壓，巖石表面產(chǎn)生局部變形并出現(xiàn)微觀裂紋，隨著擠壓力增大，微觀裂紋發(fā)展成為主裂紋并貫通，形成巖片破碎[1-2]。而在此過程中，大載荷、強沖擊的工作環(huán)境極易引起刀圈的磨損，特別是在掘進高磨蝕性巖層時，滾刀磨損更為嚴重[3]。滾刀刀圈的耐磨性能成為制約刀具使用壽命的主要因素[4]。目前，國內(nèi)外大多采用類H13材料制作滾刀刀圈，綜合性能較好，可承受一定的沖擊，但通過熱處理難以實現(xiàn)將該材料硬度提高到洛氏硬度60 以上的同時又保持較高的耐磨性，特別是在掘進磨蝕性物質(zhì)(比如石英)含量高的地層時，磨粒磨損速率較高，主要失效特征是磨損快，壽命低[5]。為減少更換刀具次數(shù)、縮短停機時間，開發(fā)適用于高磨蝕性巖層掘進的刀圈材料，實現(xiàn)滾刀長壽命掘進具有重要意義。為此，本文作者探究不同合金成分的刀圈材料組織形態(tài)和碳化物分布狀態(tài)對材料力學性能和耐磨性的影響規(guī)律，并以提高耐磨性為目的，開發(fā)適應于高磨蝕性巖層掘進的刀圈材料。

1 試驗材料及方法

本文以刀圈常用材料H13 鋼為研究對象(編號為C-1)，考慮合金元素Cr的增韌，C和Mo的增強等作用[6-7]，調(diào)配出C-2和C-3試驗材料，化學成分如表1所示。

將3種試驗材料采用真空感應爐冶煉、澆筑電極棒，再經(jīng)氣保電渣爐進行電渣重熔，各獲得200 kg 左右的電渣鋼錠；去除鋼錠頭尾，取中間150 kg，進行鍛造，鍛造比為8；經(jīng)球化退火處理后，根據(jù)材料成分計算3種材料的奧氏體化臨界溫度(AC3)。采用Nabertherm-LH11 型電阻爐完成調(diào)質(zhì)熱處理：C-1 材料淬火溫度為1 040 ℃，保溫時間為90 min，分別在520 和510 ℃溫度下完成2 次保溫4 h回火處理；C-2和C-3材料調(diào)質(zhì)熱處理工藝一致，淬火溫度為1 020 ℃，保溫時間為90 min，經(jīng)520和515 ℃2次回火處理，回火時間均為4 h。

表1 3種試驗材料化學成分(質(zhì)量分數(shù))Table 1 Chemical composition of three types of test materials %

回火后取樣進行理化性能和金相分析，試樣經(jīng)苦味酸+鹽酸+酒精水浴腐蝕，利用Leica-2700M金相顯微鏡觀察淬火組織，采用PTM300J 金屬擺錘沖擊試驗機進行KU2 缺口沖擊試驗。選用洛氏硬度儀測試硬度；選用ZEISS-EVOMA-15 型電子掃描顯微鏡完成微觀組織觀察和碳化物能譜分析；采用MLS-225橡膠輪式磨損試驗臺完成耐磨試驗，選用直徑為280 μm 的石英砂作為磨粒，轉(zhuǎn)速為200 r/min，試驗周期為6 000 r，磨損壓力為225 N，磨損前試樣的質(zhì)量為M1，試驗完成后對試樣進行清洗、烘干稱質(zhì)量，記為M2，然后計算磨損質(zhì)量損失率P：

將3 種材料按縮尺比例1:10 制作成6.3 cm 滾刀，通過滾刀復合磨損試驗臺進行切削磨損模擬試驗，如圖1所示。第1 個100 m 作為巖石表面處理，統(tǒng)計第2 個和第3 個100 m 刀圈磨損量，作為刀圈的耐磨性能參考值。同時，在新疆額河引水硬巖隧道項目進行工業(yè)性試驗，考察刀圈材料的耐磨性能，在3個刀位(51號、52號、53號，安裝半徑依次增大，為了避免干擾，50 號和54 號更換材質(zhì)C-1新刀圈)更換這3種材料的刀圈共9個，記錄磨損量和總掘進距離，計算單位磨損量的掘進距離平均值。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 合金元素對碳化物的影響

鍛造球化退火后再經(jīng)過調(diào)質(zhì)熱處理的C-1材料金相組織如圖2所示。由圖2(a)可見：材料組織為回火索氏體組織，可見馬氏體板條，二次碳化物充分析出。由圖2(b)可見：二次碳化物以小點狀彌散分布。C-2 材料調(diào)質(zhì)處理后的微觀組織如圖3所示。由圖3(a)可見：材料C-2 的金相組織圖與圖2(a)中的相似，但可見更多小微彌散分布的白點。由圖3(b)可以看到：材料中的小白點直徑范圍為1.0～1.5 μm，從圖4所示的能譜分析結(jié)果可判定，該白亮的小球為共晶碳化物，并結(jié)合JMatPro材料分析軟件分析，判定為M7C3型共晶碳化物，如圖5所示。由于Fe 和Cr 可以互相置換，因而其成分并不固定，同時也能溶解少量的Mo等元素。

圖1 縮尺滾刀及磨損試驗臺Fig.1 Downscaled disc cutter and wear test bench

圖2 C-1材料金相照片及掃描電鏡照片F(xiàn)ig.2 Metallographic and scanning electron microscopic photographs of C-1 material

C-3 材料金相組織如圖6所示。由圖6(a)可見較大塊狀或棒狀的白色共晶碳化物。由圖6(b)可見：除了較大塊狀或棒狀白色的共晶碳化物外，同時基體中彌散分布著1.0～1.5 μm 的粒狀碳化物，形狀和分布狀態(tài)與C-2 材料中的M7C3 碳化物類似。C-3材料小尺寸共晶碳化物的能譜分析圖譜及成分如圖7所示，由圖7可見小顆粒的碳化物與C-2 中的小顆粒碳化物的元素成分比較相似。C-3材料中大尺寸共晶碳化物能的譜分析圖譜及成分如圖8所示。由圖8可見大顆粒的共晶碳化物與圖4中C-2材料的稍有不同，F(xiàn)e與Cr這2種元素質(zhì)量分數(shù)更接近，其他合金元素質(zhì)量分數(shù)變化不大，合金元素總質(zhì)量分數(shù)與C元素質(zhì)量分數(shù)的比值較一致。通過模擬得到元素在碳化物中分布規(guī)律，如圖9(b)所示；在高溫下形成的共晶碳化物，F(xiàn)e 與Cr 元素質(zhì)量分數(shù)接近。隨著溫度降低，F(xiàn)e 元素質(zhì)量分數(shù)減少，Cr 元素質(zhì)量分數(shù)增加，可認為是同一類碳化物，其凝固和析出狀態(tài)不同，即M7C3在C-3 材料基體中的分布有2 種情況：一是在晶界處形成共晶組織，二是在晶粒內(nèi)以小顆粒形態(tài)均勻分布。

圖3 C-2材料經(jīng)調(diào)質(zhì)處理后的微觀組織Fig.3 Metallographic and scanning electron microscopic photographs of C-2 material after tempering

圖4 C-2材料球狀碳化物能譜分析Fig.4 Energy spectrum analysis of eutectic carbides in C-2 material

圖5 JMatPro分析C-2材料碳化物類型及溫度變化范圍Fig.5 JMatPro analysis of carbide type and temperature range of C-2 material

由圖7還可見：在共晶碳化物的能譜分析中合金元素與碳元素質(zhì)量分數(shù)明顯比基體組織中的高，主要合金元素為Cr 和Fe，且根據(jù)元素質(zhì)量分數(shù)之比，可推算該共晶碳化物為(Fe，Cr)7C3 型。由大尺寸的碳化物的能譜分析可知：與小尺寸碳化物相比，其Cr元素質(zhì)量分數(shù)增大，與Fe質(zhì)量分數(shù)相近，其主要原因為C-3材料中Cr元素質(zhì)量分數(shù)高，Cr 元素的增加對基體組織的影響不大，但對不同類型碳化物的質(zhì)量分數(shù)變化影響較大[7]。材料發(fā)生共晶反應時，析出了更多塊狀的共晶碳化物，其化學成分的分布與JMatPro材料模擬軟件在淬火條件下計算結(jié)果一致，見圖9。此外，在奧氏體溫度下，M23C6 型碳化物溶解，主要共晶碳化物類別為M7C3型，為復雜的六方晶格結(jié)構(gòu)。而碳化物中的M(C 和N)在高溫下形成，該碳化物的析出起到提高材料強度和細化晶粒度的作用[8]，其質(zhì)量分數(shù)為1%～2%，判斷為面心立方晶格結(jié)構(gòu)的VC 碳化物，且其質(zhì)量分數(shù)與C-2材料中該類碳化物質(zhì)量分數(shù)相當，因此，忽略該類碳化物對耐磨性差異帶來的影響。

圖6 C-3材料中金相照片及掃描電鏡照片F(xiàn)ig.6 Metallographic and scanning electron microscopic photographs of C-3 materials

圖7 C-3材料小尺寸共晶碳化物的能譜分析圖譜及成分Fig.7 Energy spectrum analysis atlas and composition of small-size crystalline carbides in C-3 material

圖8 C-3材料中大尺寸共晶碳化物的能譜分析圖譜及成分Fig.8 Energy spectrum analysis atlas and composition of large-size crystalline carbides in C-3 material

2.2 組織形態(tài)和碳化物分布狀態(tài)對力學性能及耐磨性能的影響

圖9 JMatPro模擬計算C-3材料共晶碳化物及該碳化物的元素分布Fig.9 JMatPro simulation calculation of eutectic carbides and element distribution for C-3

3類材料的力學性能和磨損質(zhì)量損失率結(jié)果如表2所示。從表2可見：C-1，C-2 和C-3 這3 種材料中隨著碳元素與合金元素質(zhì)量分數(shù)的增加，由于基體中固溶的C等合金元素及回火時析出的二次碳化物等強化作用，3種材料耐磨性依次升高、抗沖擊性依次降低；而其洛氏硬度表現(xiàn)出先升高后降低的趨勢，這是因為C-3材料中存在較大體積的碳化物，富集了碳及Cr，Mo和V等合金元素，與C-2材料相比其洛氏硬度稍有降低。

表2 3種刀圈材料熱處理后的力學性能和磨損質(zhì)量損失率Table 2 Mechanical properties and wear mass loss ratio of three kinds of ring materials after heat treatment

掃描電鏡下觀察在皮帶式磨損試驗臺磨損后的試樣外貌，如圖10所示，其中磨損方向為自下而上。由圖10可知：C-2材料磨損試樣明顯可見與金相中類似的小顆粒碳化物“浮凸”于基體(圖10(a))，阻擋了磨?！袄鐪稀钡难由?，在碳化物顆粒后有些“犁溝”發(fā)生偏移，有些犁溝仍然能夠在碳化物后繼續(xù)延伸。如圖10(b)所示，在C-3 材料中大尺寸的碳化物對“犁溝”的阻擋作用較為明顯，經(jīng)過大尺寸碳化物后“犁溝”的深度和寬度明顯減弱，甚至經(jīng)過碳化物1 μm 左右的距離“犁溝”才重新出現(xiàn)，體現(xiàn)了高硬度碳化物在磨料磨損過程中的“陰影效應”。這是由于材料基體硬度相對石英磨粒較低，產(chǎn)生磨?！袄鐪稀保簿蓟?Fe，Cr)7C3 的維氏硬度為1 700～1 800[6]，碳化物的維氏硬度遠高于石英顆粒的維氏硬度(為900～1 280)。石英磨粒劃過共晶碳化物的表面，磨粒楔入受阻，不產(chǎn)生“犁溝”[9]。此外，在圖10(b)中框圈位置，小顆粒碳化物有明顯的松動現(xiàn)象，而小顆粒的碳化物脫落后也有可能成為新的磨粒參與到磨損中；但由于大塊狀的共晶碳化物，基體結(jié)合程度較好，周圍沒有明顯的裂紋和基體顆粒脫落的現(xiàn)象。這種大塊狀共晶碳化物和基體之間可以形成相互依存、相互保護的作用，可以承受更強的磨粒沖擊磨損[10-12]，這正是C-3 材料耐磨性提升的主要因素。但大塊、有尖銳棱角的共晶碳化物的存在，應力集中點在強沖擊的作用下，容易開裂，因此，不利于整體材料沖擊韌性的提升。

圖10 試樣磨損后表面對比Fig.10 Surface contrast of worn specimens

綜上可知，相比于C-1 材料，C-2 和C-3 耐磨性能的提高主要依靠碳化物的作用。因為碳化物的硬度遠高于石英磨粒的硬度，碳化物阻斷了“犁溝”的連續(xù)性，大量的粒狀碳化物提高了耐磨性；大塊狀的碳化物對“犁溝”的阻斷效果更為明顯，并且不易脫落，產(chǎn)生明顯“陰影效應”，可以有效保護其周圍的基體，C-3材料的磨損質(zhì)量損失率最低，耐磨性最好。因此，在滿足沖擊的條件下，針對高磨蝕地層，C-3材料加工的刀圈可以大幅提高刀圈壽命。

2.3 縮尺滾刀耐磨性對比

將成型的3 種材料先加工成1:10 的縮尺刀圈，利用圖1所示試驗臺，分別測試3種刀圈材料在灰色花崗巖、天山紅花崗巖2 種巖石上磨損情況，2種巖石參數(shù)如表3所示。

表3 磨損試驗用巖石參數(shù)Table 3 Rock parameters for wear testing

刀盤切削磨損試驗如圖11所示。統(tǒng)計3 種刀圈材料的第2 個和第3 個100 m 刀圈磨損量，如圖12所示。針對灰色花崗巖、天山紅花崗巖2 種巖石，C-1 材料(洛氏硬度為57.0)每100 m 磨損質(zhì)量損失平均值分別為20.5 mg 和45 mg，C-2 材料(洛氏硬度為61.2)每100 m 磨損質(zhì)量損失平均值分別為6 mg和15 mg，C-3材料(洛氏硬度為60.8)每100 m磨損質(zhì)量損失平均值分別為4 mg和7 mg。

圖11 刀盤切削磨損試驗Fig.11 Cutterhead cutting wear test

圖12 刀具切削磨損試驗前后對比Fig.12 Comparison before and after cutting wear test of cutters

對比3 種縮尺刀圈在2 種巖石上的每100 m 磨損質(zhì)量損失(見圖13)發(fā)現(xiàn)，相比C-1 材料刀圈，C-2 和C-3 耐磨性能得到明顯提升；另一方面，由于天山紅花崗巖磨蝕性物質(zhì)質(zhì)量分數(shù)較高，且具有較高的單軸抗壓強度，在雙重因素作用下，滾刀磨損量比灰色花崗巖的更大。

2.4 掘進壽命對比

為進一步探索3種刀圈材料掘進性能，在新疆某引水硬巖隧道項目進行工業(yè)試驗。項目地層以Ⅲ類圍巖為主，分布有斜長花崗巖、花崗斑巖、閃長巖，巖石的飽和抗壓強度為52.4～98.9 MPa，花崗巖中石英質(zhì)量分數(shù)一般為20%～30%，最高可達35%，其他類巖石石英質(zhì)量分數(shù)5%～10%。采用敞開式主梁TBM 掘進，刀盤開挖直徑為7.83 m、額定轉(zhuǎn)速為4 r/min。試驗選擇TBM 刀盤上3 個鄰近邊滾刀51號、52號、53號刀位，切削半徑分別為3.873，3.894和3.908 m，安裝3種刀圈材料的共9把滾刀，進行循環(huán)試驗，消除安裝位置不同對試驗數(shù)據(jù)的影響，測量相對掘進里程(即掘進里程與單位磨損量的比值)來考核刀圈材料的耐磨性，如圖14所示。從圖14可見：在刀盤的外側(cè)區(qū)域3 種材料的磨損量均隨著切削半徑的增大而減少，這是由于TBM 在刀盤設計時，在邊緣位置的刀間距越來越小，破巖相對容易[13-14]，刀具磨損量越小。對比圖14的任一個刀位的3 種刀圈材料的耐磨性可以發(fā)現(xiàn)：相比刀盤初裝C-1 材料的滾刀，C-2 和C-3 材料刀圈耐磨性能均得到明顯提升；相比C-1材料，C-2的耐磨性能平均值提升136%；相比C-1材料，C-3 刀圈耐磨性能平均值提升178%。這說明在弱沖擊高磨損地質(zhì)條件下，C-3材料具有優(yōu)異性能。

圖13 3種縮尺刀圈在2種巖石上每100 m磨損質(zhì)量失對比Fig.13 Comparison of wear mass loss per 100 m of three scale rings on two rocks

圖14 不同安裝位置3種刀圈的相對掘進里程對比Fig.14 Comparison of unit wear and relative driving mileage of three cutter rings in different installation positions

3 結(jié)論

1)對提高合金元素含量后的新材料進行金相、掃描電子顯微鏡和能譜觀測，分析確定了組織中的粒狀碳化物和大塊狀碳化物均為(Fe，Cr)7C3 類別的共晶碳化物，但2 種碳化物中Fe 與Cr 元素質(zhì)量分數(shù)比略有區(qū)別。

2)通過磨粒磨損試驗，發(fā)現(xiàn)大塊狀的共晶碳化物相比彌散狀態(tài)的小顆粒碳化物對刀圈材料耐磨性的影響更大。在高磨蝕性巖層掘進中，刀圈材料耐磨相的形貌和其占總材料的面積比是影響磨粒磨損速度主要因素。

3)C-2 和C-3 這2 種材料通過熱處理可使洛氏硬度在59～62之間變化，沖擊功達5～14 J。在高磨蝕低沖擊的地質(zhì)中掘進時，其壽命相比C-1材料的刀圈大幅提升。