國產(chǎn)汽動泵平衡盤司太立合金堆焊層裂紋原因分析及改進

劉 星

(福建福清核電有限公司，福建 福清 350300)

1 背景簡介

1.1 汽動泵功能

某百萬千瓦核電廠3號、4號機組輔助給水汽動泵為國內(nèi)廠家首次自主設計研發(fā)，采用汽機與水泵一體化，共用同一根軸、一個殼體的設計形式，由汽輪機驅(qū)動泵體葉輪，為系統(tǒng)供水(見圖1)。軸承的潤滑水取自于泵第一級葉輪出口，經(jīng)自潔式過濾器通過安裝在水室上的節(jié)流閥送到軸承，潤滑水通過水室回流管回到泵入口。泵的軸向力采用平衡盤+單向推力軸承(汽輪機側)的形式。

圖1 汽動泵結構簡圖Fig.1 Structure diagram of pneumatic pump

1.2 平衡盤工作原理及司太立合金介紹

平衡盤平衡系統(tǒng)是由徑向間隙和軸向間隙構成的。由于兩個間隙的存在而引起泄漏，使平衡盤兩側產(chǎn)生壓差，此壓差作用在平衡盤上形成平衡力，該平衡力與軸向力方向相反，以平衡葉輪上的軸向力如圖2所示。

圖2 汽動泵平衡盤示意圖Fig.2 Schematic diagram of balance plate of steam driven pumpP2為末級葉輪后腔室的壓力。P3為平衡盤前的壓力。P6為平衡盤后的壓力，且P2、P6一般是定值。

當泵在工作過程中，由于工況的變化，軸向力也會相應的變化。當軸向力大于平衡盤上的平衡力時，轉子向右移動，軸向間隙減小，相當于該間隙的阻力增加，泄漏量減小，則通過徑向間隙的泄漏量也相應減小，使ΔP1=P2-P3減小，也就是平衡盤前段的壓力P3增大了，則ΔP2=P3-P6增加，平衡力增加，待增加到與軸向力相等時，達到力平衡。但是由于慣性，移動的轉子系統(tǒng)不會立即停止，要靠慣性繼續(xù)移動稍許后才能停止，此時停止的位置已經(jīng)超過了力平衡的位置，平衡盤系統(tǒng)又要向回運動?？梢娖胶獗P的工作是動態(tài)平衡的過程[1]。

從設計上考慮，平衡盤是允許承受短時間的碰磨工況的，因此為了增加部件的耐磨性能，一般是要在平衡板和平衡板接觸的位置堆焊一層司太立合金層(Stellite)。司太立合金具有抗氧化、抗磨損、耐酸蝕、耐高溫等優(yōu)良特性，是工業(yè)中常用的耐磨材料。

1.3 問題描述

國內(nèi)某核電3號機組在302大修過程中，發(fā)現(xiàn)兩臺汽動泵平衡盤的司太立合金堆焊層有許多裂紋(見圖3)，PT檢查不合格，經(jīng)過多次打磨，裂紋仍然存在。因汽動泵屬于核安全專設設備，為保證其在下一個循環(huán)周期內(nèi)可穩(wěn)定運行，保守決策更換平衡盤備件，有裂紋顯示的平衡盤返廠修復處理。

圖3 平衡盤裂紋位置Fig.3 Crack location of balance disc

2 平衡盤司太立合金堆焊層裂紋微觀形貌分析

2.1 平衡盤司太立合金堆焊層的宏觀分析

汽動泵平衡盤司太立合金堆焊層使用的合金焊條牌號為ECoCr-B，執(zhí)行AWS 15.13-2000標準。對平衡盤出現(xiàn)PT裂紋的區(qū)域進行編號1號、2號、3號。這三個區(qū)域的裂紋集中分布在平衡盤外緣處的端面上，該端面就是司太立合金的堆焊層(見圖4)。

圖4 堆焊層的裂紋現(xiàn)實Fig.4 Reality of cracks in surfacing layer

切取1號區(qū)域式樣，經(jīng)過清洗后形貌見圖5，從圖中可見在對應線狀痕跡的區(qū)域存在環(huán)形分布顏色較深的一條帶狀區(qū)域，將該試樣置于微觀顯微鏡測量，黑色條帶寬度約為4.7 mm，放大后進一步觀察，可見裂紋長度在 0.5～1.0 mm 不等(見圖5)。

2.2 平衡盤司太立合金堆焊層的化學成分及硬度檢測

對司太立堆焊層表面進行硬度檢測， 并取樣進行化學成分分析，化學成分實測值如表1、表2所示。 化學成分取樣點是在平衡盤上鉆取，因?qū)Χ押笇尤酆仙疃炔幻鞔_，同時取樣平衡盤原始表面有磨損情況，所以測試值供參考。

表1 化學成分分析表Table 1 Chemical composition analysis table %

表2 硬度分析測量表Table 2 Hardness analysis and measurement table

根據(jù)上表發(fā)現(xiàn)，除洛氏硬度偏低外，司太立合金的金屬元素含量無異常。

2.3 平衡盤司太立合金堆焊層的裂紋微觀形貌與能譜分析

對堆焊層黑色條帶區(qū)域的微觀形貌在電子顯微鏡下觀察，可見該區(qū)域存在摩擦痕跡和較多裂紋，裂紋與摩擦痕跡呈垂直角度(見圖6)。

圖6 黑色條紋微觀形貌Fig.6 Morphology of black stripe

對黑色條帶區(qū)域及正常區(qū)域取樣進行能譜分析，區(qū)域1、2、3位于黑色條帶區(qū)域內(nèi)，區(qū)域4位于正常區(qū)域，元素重量占比結果見表3。

表3 黑色條帶和正常區(qū)域能譜元素重量占比對比表

根據(jù)上表結果表明，黑色條帶內(nèi)的氧元素含量較高且氧元素含量越靠近黑色條帶中心區(qū)域含量越高；反之，越靠近正常區(qū)域則氧含量越低，說明該區(qū)域存在明顯的氧化現(xiàn)象。

2.4 平衡盤司太立合金堆焊層裂紋剖面金相分析

沿著黑色條帶的中心線截取垂直于端面的試樣，經(jīng)過拋光后置于光學顯微鏡下對裂紋的剖面形態(tài)進行觀察，經(jīng)測量多條裂紋，最深的裂紋深度a=0.2 mm(位置如圖7所示)。進一步放大后觀察，判斷裂紋可能起源于組織內(nèi)部，在某些外力的作用下延伸到表面，同時表面存在一層灰色氧化層與能譜分析結果一致。

圖7 裂紋剖面拋光形態(tài)形貌Fig.7 Polishing morphology of crack profile

2.5 本章總結

通過對汽動泵司太立合金堆焊層黑色條帶的微觀形貌、能譜及裂紋剖面金相分析可知，黑色條帶區(qū)域內(nèi)存在環(huán)向的磨損痕跡和裂紋，裂紋與磨損痕跡呈基本垂直狀態(tài)，磨損區(qū)域存在明顯的氧化特征。裂紋集中在司太立合金堆焊層表面的黑色條帶內(nèi)出現(xiàn)，裂紋起可能源于組織內(nèi)部，在某些外力的作用下擴展到表面。

因此對裂紋產(chǎn)生的可能原因分析如下：

平衡盤尺寸設計不合理，對轉子軸向力平衡不足，平衡盤與平衡板產(chǎn)生異常碰磨，使得裂紋顯現(xiàn)于磨損表面。

平衡盤堆焊層焊接工藝不合理，導致堆焊層產(chǎn)生冷裂紋，同時抗氧化性能下降。

平衡盤堆焊層的機加工工藝不合理，使用刀具在切削過程中存在沖擊，引起堆焊層組織內(nèi)部的裂紋擴展。

3 平衡盤司太立合金堆焊層裂紋原因分析

3.1 平衡盤磨損原因分析

3.1.1 轉子受力計算

汽動泵屬于臥式離心泵，作用在葉輪上的軸向力包括葉輪前后蓋板壓力差產(chǎn)生的軸向力F1和通過葉輪的液體動量改變引起的軸向力F2兩部分。

根據(jù)測量，首級葉輪的主要尺寸如下：密封環(huán)直徑Dmi=149.9 mm，吸入口直徑D0=122 mm，出口直徑D2=219 mm，輪轂直徑dh=78 mm。

次級葉輪的主要尺寸如下：密封環(huán)直徑Dmi=193.4 mm，吸入口直徑D0=153.2 mm，出口直徑D2=254 mm，輪轂直徑dh=88.8 mm。

(1)葉輪前后蓋板壓力差產(chǎn)生的軸向力F1[2]：

(1)

式中：F1——葉輪前后蓋板壓差產(chǎn)生的軸向力，kg;

Hp——單機葉輪的勢揚程,m;

Ht——葉輪理論揚程,m;

R2——葉輪出口半徑,m;

Rmi——葉輪密封口環(huán)半徑,m;

rh——葉輪輪轂半徑,m;

ηh——水力效率;

U2——葉輪出口圓周速度,m/s;

ρ——液體密度,kg/m3;

g——重力加速度,m/s2。

首級葉輪水力效率，根據(jù)廠家設計說明書，ηh=0.85。

首級葉輪理論揚程，根據(jù)廠家設計說明書，Ht=595.3 m。

首級葉輪出口圓周速度：

U2=πnD2/60=3.14×8 000×0.219/60

=91.69 m/s

首級葉輪勢揚程：

=595.3×(1-595.3×9.8/2×91.692)

=388.75 m

首級葉輪前后蓋板壓力差產(chǎn)生的軸向力：

=3 992.8 kg

次級葉輪水力效率，根據(jù)廠家設計說明書，ηh=0.85

次級葉輪理論揚程，根據(jù)廠家設計說明書，Ht=728.3 m

次級葉輪出口圓周速度：

U2=πnD2/60=3.14×8 000×0.254/60

=106.34 m/s

次級葉輪勢揚程：

Hp=Ht(1-Htg/2U22)

=728.2×(1-728.2×9.8/2×106.342)

=498.42 m。

同理，次級葉輪前后蓋板壓力差產(chǎn)生的軸向力:

=9 380.1 kg

(2)單級葉輪液體動量改變引起的軸向力F2[2]

(2)

式中:F2——葉輪液體動量改變引起的軸向力(動反力),kg;

Qt——流經(jīng)葉輪的流量,m3/s;

ρ——液體密度,kg/m3;

VM0——液體進入葉輪葉片前的軸面速度,m/s;

V′m2——液體流出葉輪后的軸面速度,m/s;

λ2——軸面速度V′m2與葉輪軸線間的夾角為90°;

ηV——容積效率;

A0——葉輪吸入口有效面積,m2;

R0——葉輪吸入口半徑,m。

經(jīng)過計算，首級葉輪液體動量改變引起的軸向力：

F2=-QtρV′m0/g

=-0.041 2/9.8×1 000×5.96

=-25.1 kg

經(jīng)過計算，次級葉輪液體動量改變引起的軸向力：

F2=-QtρV′m0/g

=-0.041 2/9.8×1 000×3.37

=-14.2 kg

(3)作用在兩級葉輪的總軸向力F

對于多級泵，總軸向力等于作用在每一級葉輪的軸向力之和，即:

F=∑(F1+F2)因此，作用在兩級葉輪上的總軸向力:

F=3 992.8+9 380.1-25.1-14.2

=13 333.6 kg

3.1.2 平衡盤尺寸合理性分析計算

平衡盤尺寸設計是否合理取決于平衡盤的靈敏系數(shù)K，K值為平衡盤前后壓差與平衡機構前后壓差的比值，K值越小，平衡盤的靈敏度越高，但衡盤的徑向尺寸越大，通常取K=0.3～0.5[3]。

K=ΔP2/ΔP1

(3)

(1)平衡盤機構壓差ΔP1的計算:

ΔP1=P3-P6

(4)

式中：P3——末級葉輪后泵腔中經(jīng)過徑向間隙進口處的壓力;

P6——平衡盤后中央水勢的壓力。

已知P6的壓力為0.5 MPa，因此取:

P6=0.5/0.098=5.1 kg/cm2

(5)

式中：P3——徑向間隙進口處的壓力,kg/cm2;

P2——次級葉輪出口處的液體壓力,Kg/cm2;

U2——葉輪出口直徑的圓周速度,m/s，根據(jù)設計說明書U2=106.34 m/s;

Uh——輪轂直徑的圓周速度,m/s。

P2=P0+(H1+Hp2)ρ·10-4

式中：P2——次級葉輪出口處的液體壓力,kg/cm2;

P0——首級葉輪進口壓力,kg/cm2，根據(jù)現(xiàn)場泵吸入口壓力為0.08～0.26 MPa，因此取平均值P0=1.735 kg/cm2;

H1——首級葉輪的揚程,m;

HP2——次級葉輪的勢揚程,m。

根據(jù)以上條件，得P2=1.735+(506+498.42)×1 000×10-4=102.177 kg/cm2

將P2帶入公式(5)中，得:

P3=102.77-1/4(106.342-37.12/2×9.8)×1 000×10-4=89.51 kg/cm2

因此：ΔP1=P3-P6=89.51-5.1=84.41 kg/cm2

(2)平衡盤前后壓差ΔP2的計算

式中:ΔP2——平衡盤前后壓力差,kg/cm2;

P——作用在平衡盤上的平衡力,kg ，即轉子的總軸向力13 333.6 kg;

Rw——平衡盤外圓半徑根據(jù)圖紙尺寸為12.1 cm;

RN——平衡盤內(nèi)圓半徑根據(jù)圖紙尺寸為10.5 cm;

rh——輪轂半徑cm ，根據(jù)圖紙尺寸為4.425 cm;

φ——壓力降系數(shù) ，根據(jù)《葉片泵設計手冊》取0.32。

平衡盤軸向間隙取0.01 cm。

因此得，ΔP2=13 333.6/315.73

=42.23 kg/cm2。

將ΔP1、ΔP2帶入公式(3)，得出：

K=ΔP2/ΔP1=0.5

由此說明平衡盤的尺寸設計是合適的，在泵組額定工況下能夠完全可以平衡泵轉子所產(chǎn)生的軸向力。

3.1.3 本章總結

根據(jù)上述理論計算，平衡盤靈敏度K值為0.5，滿足泵組額定工況下軸向力的平衡要求。但在泵啟動初期，當末級葉輪后的腔室未充滿液體時，轉子葉輪受到液體動量改變引起軸向力是指向汽輪機側的，轉子向汽輪機側移動，由推力軸承承受軸向力。當末級葉輪腔體充滿介質(zhì)后，葉輪的受力指向泵的入口，轉子立刻被拉回，向泵入口方向移動。由于慣性平衡盤會繼續(xù)移動，與平衡板產(chǎn)生瞬態(tài)碰磨，此時因平衡盤后的壓力低于其前部，轉子又向汽輪機側移動，進而建立一個動態(tài)平衡。根據(jù)平衡盤的工作原理，這種碰磨總會發(fā)生在泵的啟動初期的瞬間，是無法避免的。

綜上，汽動泵平衡盤的尺寸設計參數(shù)滿足額定流量下軸向力的平衡要求，但啟動初期由于平衡力未完全建立，導致平衡盤與平衡板出現(xiàn)瞬態(tài)碰磨，這是造成平衡盤司太立堆焊合金裂紋顯現(xiàn)于磨損表面的直接原因。

3.2 平衡盤司太立合金堆焊工藝分析

3.2.1 司太立合金堆焊工藝介紹

平衡盤的堆焊材料是司太立合金(Setllite12)ECoCr-B屬于CO-Cr-W-C系列合金。特點是合金元素含量少，含碳量較高，產(chǎn)品硬度高，耐磨性優(yōu)良，高溫抗氧化性強。平衡盤的基體材料是雙相不銹鋼2507，在固態(tài)下狀態(tài)下由奧氏體和鐵素體組成，具有屈服強度高，韌性好，疲勞強度高和耐腐蝕等優(yōu)點。由于雙相不銹鋼的不含碳，對焊接要求較高，控制不當時容易產(chǎn)生冷裂紋。

雙相不銹鋼2507作為堆焊的基材與Setllite12合金屬于異種金屬焊接。兩種合金主要化學成分如表4所示。

表4 Stellite12與2507主要化學成分Table 4 Main chemical constituents of Stellite 12 and 2507 %

根據(jù)咨詢廠家，目前在平衡盤上堆焊司太立合金的焊接工藝步驟如圖8所示。

圖8 平衡盤司太立堆焊工藝簡圖Fig.8 Welding process diagram of balance plate steli

3.2.2 堆焊工藝合理性分析

(1)Stellite12合金易氧化，堆焊前應打磨平衡盤的堆焊面，然后用丙酮清洗劑除去焊接區(qū)域里的油脂、鐵銹等雜質(zhì)，提高堆焊面的質(zhì)量。因此該步驟滿足要求。

(2)使用乙炔焰預熱平衡盤，升溫速度小于60 ℃/h，超過300 ℃后，可以適當降低溫速度，升溫到370 ℃左右，使用保溫棉對平衡盤進行保溫2 h，即可進行堆焊施工。該步驟預熱升溫速率偏低，造成平衡盤內(nèi)外部溫差大，增加氫的擴散，使司太立合金堆焊層容易產(chǎn)生冷裂紋。另，由于目前的加熱方式不均勻，也未明確使用保溫措施，這會使熔焊區(qū)存在擴散，同時造成堆焊層抗氧化性能下降，因此該步驟不滿足要求。

(3)焊接過程將溫度控制在350～370 ℃后，施焊結束后，繼續(xù)加溫至400 ℃，自然環(huán)境冷卻溫度。該步驟考慮到到司太合金導熱性能差的問題，增加的熱處理工藝基本可以保證堆焊層熱應力的釋放，防止焊接熱應力裂紋的產(chǎn)生，因此該步驟滿足要求。

(4)堆焊面加工后，對堆焊面進行無損檢查，如果發(fā)現(xiàn)細孔或者開裂現(xiàn)象，應當進行修補。該步驟對發(fā)現(xiàn)缺陷的修復工藝規(guī)定不夠細化，因此不滿足要求。

3.2.3 本章總結

通過分析平衡盤與司太立合金堆焊層的異種金屬焊接工藝，發(fā)現(xiàn)焊接工藝中，對平衡盤預熱步驟中存在不足，導致施焊過程增加氫的擴散，使司太立合金層出現(xiàn)冷裂紋，因此這是司太力合金堆焊層裂紋產(chǎn)生的根本原因。

冷裂紋可能出現(xiàn)在工件焊接過程中，也可能在冷卻后延續(xù)一段時間出現(xiàn)，所以在焊接完成后難以檢測發(fā)現(xiàn)。

3.3 平衡盤司太立合金堆焊層機加工工藝分析

3.3.1 司太立合金堆焊層機加工工藝介紹

國產(chǎn)汽動泵的平衡盤和平衡板均堆焊有司太立合金層，合金層先堆焊至5 cm，然后加工至3 mm。由于切削量不大，設備廠家采用先用陶瓷刀(氧化鋁陶瓷)加工1.5 cm左右，然后使用磨床對加工面進行打磨拋光0.5 mm，保證堆焊層的厚度在(3±0.1)mm，表面粗度粗糙度要求為≤Ra1.6。

設備廠家反饋，由于司太立合金硬度較高，機加工過程主要的問題是：(1)加工面存在裂紋，成品合格率較低；(2)刀具使用壽命短(平均使用時間只有5～10 min)，經(jīng)常出現(xiàn)刀刃崩裂的現(xiàn)象。

3.3.2 加工工藝合理性分析

根據(jù)上述現(xiàn)象，原因分析如下：

高速加工司太立合金的切削溫度達到700～1 000 ℃，陶瓷刀在紅硬性高于1 000 ℃，滿足在高溫下切削司太立合金焊層的要求。

司太立合金堆焊后，表面容易收縮，造成加工面表面不平整、組織間有微氣孔及夾雜的缺陷。因陶瓷刀抗拉強度較差，在切削這樣的斷續(xù)表面過程中刀具對加工面的往復沖擊大，容易在加工面上形成振蕩，頻繁撞擊加工面后產(chǎn)生微裂紋或是使原有裂紋進行擴展[4]。

陶瓷刀的抗彎強度僅為普通合金刀具的70%左右，適用在高速小余量連續(xù)切削的場合，因此在加工過程中容易出現(xiàn)崩刃現(xiàn)象。

3.3.3 本章總結

加工司太立合金的刀具選用不合理，抗拉強度低，在切削斷續(xù)工作面時，刀具時往復沖擊大，頻繁撞擊加工面，可能造成原有裂紋的擴展，因此判斷這是司太立合金堆焊層裂紋產(chǎn)生的促成原因。

4 降低平衡盤司太立合金層堆焊層產(chǎn)生裂紋的措施

4.1 平衡盤裂紋對設備影響分析

根據(jù)上文對平衡盤司太立合金裂紋深度的測量，最深深度約為0.2 mm，而司太立合金層的厚度為(3±0.1)mm。對司太立合金表面硬度測量值為HRC(洛氏)36.5～37.5，雖然比未氧化部位略有下降，但滿足使用要求。判斷該裂紋對司太立合金層的強度影響在可接受范圍內(nèi)。

以3ASG004PO為例，當前平衡盤與平衡板的間隙為0.60 mm(圖紙要求范圍0.56～0.82 mm)，3號泵從調(diào)試到302大修供運行了3年，經(jīng)過與設備的出廠數(shù)據(jù)比較，平衡盤間隙值基本沒有變化，根據(jù)在這期間3號泵各項參數(shù)穩(wěn)定的情況判斷，平焊盤司太力合金堆焊層的裂紋對設備運行影響不大。

4.2 平衡盤碰磨改進分析

根據(jù)上文分析，平衡盤司太立合金堆焊層裂紋的直接原因是汽動泵啟動瞬間因軸向力無法平衡，而導致平衡盤與平衡板產(chǎn)生碰磨引起的。那么從現(xiàn)場情況出發(fā)，減少汽動泵的啟動次數(shù)，可以直接減少平衡盤的碰磨次數(shù)，從而延長平衡盤的使用時間。

表5 汽動泵年啟動次數(shù)分析Table 5 Analysis of annual starting times of steam driven pump

經(jīng)過調(diào)研，該核電廠汽動泵執(zhí)行定期試驗的項目和頻度與同行電廠基本一致，唯獨超速試驗頻度是R1，而方家山核電是R3，海南核電是R5。同時，超速試驗要求操作人員要需要有熟練的操作技能和經(jīng)驗，否則一次成功的概率較低。

國產(chǎn)汽動泵超速試驗是通過手動開大調(diào)閥開度而增加進氣量，從而提高轉速，達到驗證超速的目的。整個過程泵組的葉輪存在很高的汽蝕風險，對設備壽命有一定的損壞。綜上，通過延長汽動泵超速試驗頻度減少汽動泵的啟動次數(shù)是可行的。

目前該核電通過以下方式優(yōu)化汽動泵執(zhí)行超速試驗：

(1)擴大超速試驗的超速范圍標準，設計院和廠家已經(jīng)發(fā)函認可。這可大幅度提高超速試驗的合格率。預計年啟動次數(shù)從27次/年降低到24次/年。

(2)已經(jīng)向國家安全局提請報告，從技術角度分析，增加汽動泵超速試驗的頻度為3R。優(yōu)化后預計年啟動次數(shù)從27次/年降低到19次/年。

(3)超速試驗頻度優(yōu)化之前，增加平衡盤的定期檢查項目，檢查周期為R2。

4.3 平衡盤司太立合金堆焊工藝改進分析

根據(jù)上節(jié)分析,對司太立合金層的堆焊工藝進行如下改進：

(1)優(yōu)化堆焊準備工作，使用帶智能溫控的履帶式加熱器，這樣溫度更容易控制，工件加熱面也更加均勻，滿足加熱面積不能小于堆焊寬度的4倍的要求。另外，為達到保溫要求，平衡盤需包裹在硅酸鋁保溫棉內(nèi)，厚度不小于50 mm[5]。

(2)焊接溫度控制優(yōu)化：平衡盤預熱初始升溫速度提升至小于100 ℃/h，這樣可以保證平衡盤由外向內(nèi)受熱均勻，超過300 ℃后，可以降55 ℃/h，升溫到370 ℃左右時，即可進行堆焊施工。同時焊接過程要嚴密監(jiān)視平衡盤溫度，當溫度降低至350 ℃，必須停止施工，繼續(xù)加溫至350～370 ℃后，如此周而復始，施焊結束后，再繼續(xù)加溫至400 ℃，保溫2 h后，覆蓋保溫層，自然冷卻至環(huán)境溫度，確保焊接熱應力得到釋放[6]。

(3)細化焊后檢查：堆焊面加工后，如果發(fā)現(xiàn)細孔或者開裂現(xiàn)象，應當進行修補。對較小的收縮細紋進行修復時，需先將焊件進行局部預熱，再在需要修補的地方，采用氬弧焊前絲修復，修補過程中，應當避免原有堆焊的司太立金屬過多熔化，降低稀釋率。如果修補氣孔缺陷，則需要除去原有堆焊層，重新堆焊。如修補裂紋缺陷，則將裂紋附近的堆焊層車削或研磨，預熱焊件后，再進行修補。

4.4 平衡盤司太立合金堆焊層加工工藝改進分析

根據(jù)上節(jié)分析，準備從以下兩個方面改進司太立合金堆焊層的機加工工藝。

(1)更換加工刀具：由于陶瓷刀的硬度高韌性差，設備廠家準備采用一種加入了纖維狀合金組織陶瓷刀具，晶須增韌陶瓷刀，其組織中網(wǎng)狀結構使其抗彎強度和抗沖擊韌性顯著提高，切削性能還可保持陶瓷刀硬度，因此特別適用于司太立合金表面的加工需要。經(jīng)過廠家試驗，該刀具切削過程平滑流暢，刀具振蕩小，平均使用壽命為20 min以上，刀具壽命提升一倍多[7]。

(2)細化加工工藝：將加工工藝優(yōu)化為粗車—精車—打磨，粗車切削深度控制在1.0 mm以內(nèi)，使用晶須增韌陶瓷刀。精車切削深度控制在使用0.7 mm以內(nèi)，使用帶復合涂層的超細晶體合金鋼刀具，同時降低切削速度至6 m/min[8]，以得到良好的加工表面，減少堆焊層裂紋的產(chǎn)生，最后使用磨床對加工面進行打磨拋光，深度控制在0.3 mm以內(nèi)。

5 平衡盤司太立合金堆焊層工藝優(yōu)化驗證

設備廠家通過優(yōu)化平衡盤的預熱、保溫、堆焊過程中的控溫措施，細化加工工藝，選用強度和韌性合適的道具，提高了堆焊和加工質(zhì)量。

新工藝制造的平衡盤經(jīng)51次(相當于機組正常運行時2個換料周期的啟動次數(shù))啟停試驗驗證，平衡盤司太立合金堆焊層未發(fā)現(xiàn)有裂紋顯示(試驗次數(shù)見表6，出廠試驗結果見圖9)。初步說明優(yōu)化工藝后，司太立合金堆焊層抗裂紋產(chǎn)生和擴展能力有了顯著提升。后續(xù)需要持續(xù)關注設備在機組上的運行情況。

表6 新工藝平衡盤出廠試驗啟動次數(shù)統(tǒng)計Table 6 Statistics of startup times of balance plate in factory test of new process

圖9 新工藝平衡盤解體驗證情況Fig.9 Disassembly and verification of new process balance plate

6 結論

根據(jù)本文論述，汽動泵平衡盤司太立合金堆焊層產(chǎn)生裂紋的根本原因是：堆焊工藝預熱溫度控制不合理，部件預熱不均勻，導致堆焊過程中產(chǎn)生冷裂紋，同時堆焊層抗沖擊性能也隨之下降；機加工過程中選用的抗彎強度較低的刀具與堆焊層產(chǎn)生往復沖擊，造成堆焊層組織內(nèi)部裂紋初步擴展；加上頻繁啟泵造成平衡盤與平衡板的瞬態(tài)碰磨，最終造成裂紋顯示于平衡盤的磨損表面上。

針對已分析的根本原因，采取制定有效改進措施，包括：優(yōu)化平衡盤熱處理及機加工工藝，有效顯著提升了司太立合金抗裂紋產(chǎn)生及擴展能力。配合上定期試驗頻度降低，可大幅提升了汽動泵運行可靠性，同時為“華龍一號”國產(chǎn)汽動泵優(yōu)化改進提供了的工程參考。