葉片激光三維熔覆與釬焊合金片工藝質量的比較研究

姚建華， 潘世明， 楊龍興， 董 剛

(1.浙江工業(yè)大學 激光加工技術工程研究中心，杭州 310014；2.杭州博華激光技術有限公司，杭州 310019； 3.青島捷能汽輪機集團股份有限公司，山東青島 266042； 4.無錫陽工機械制造有限公司，江蘇無錫 214177)

葉片激光三維熔覆與釬焊合金片工藝質量的比較研究

姚建華1,2， 潘世明3， 楊龍興4， 董 剛1

(1.浙江工業(yè)大學 激光加工技術工程研究中心，杭州 310014；2.杭州博華激光技術有限公司，杭州 310019； 3.青島捷能汽輪機集團股份有限公司，山東青島 266042； 4.無錫陽工機械制造有限公司，江蘇無錫 214177)

為克服釬焊合金片與基體結合不牢固的缺點，采用半導體激光器在汽輪機葉片進汽邊熔覆專用鈷基合金.對比了激光熔覆和釬焊合金片葉片的斷面組織結構、顯微硬度分布以及激光熔覆層和釬焊Stellite合金片與基體之間的結合強度.結果表明：激光熔覆層與基體呈冶金結合，在拉伸試驗中結合區(qū)沒有斷開，其平均抗拉強度達699 MPa，熔覆層組織均勻無缺陷，從熔覆層到基體硬度呈階梯式分布；而釬焊試樣釬焊層有氣孔，厚薄不均勻，從合金片到基體硬度差異較大，拉伸試樣最小抗拉強度僅為206 MPa；激光熔覆層與葉片基體的結合強度至少為釬焊Stellite合金片工藝的3倍以上.

激光三維熔覆； 汽輪機葉片； 釬焊； 結合強度； 抗拉強度

由于末級動葉片工作在濕蒸汽區(qū)，蒸汽在運行中易凝結成小水滴，在運轉過程中，小水滴高速沖擊葉片末端并發(fā)生爆破，長期受此沖擊爆破力作用，葉片末端將產(chǎn)生疲勞裂紋[1].大功率凝汽式汽輪機末級的排汽濕度一般高達9%～14%，末級葉片輪周速度達到300 m/s以上.汽流中攜帶有大量的水滴，在很高的輪周速度和沖擊爆破力作用下，葉片頂部進汽邊容易產(chǎn)生水蝕而失效，葉片抗水蝕能力的高低直接影響汽輪機的工作效率和安全運行[2].

防水蝕的方法有很多，歸納起來有2個方面：一是從設計上改進葉片的型線，以減少水滴的形成或盡量減小水滴的幾何尺寸；二是減緩末級葉片的水蝕速度，這是目前普遍采用的方法[3].一般采取的措施是在葉片進汽邊的上部背弧側進行表面強化處理，如局部高頻淬硬、電火花強化、氮化、噴涂、焊硬質合金和激光強化處理等[4].最常用的工藝是在葉片進汽邊水蝕最嚴重的部位釬焊一層Stellite合金片，但這種方法存在著合金片與基體結合不牢、易早期脫落、焊層形狀與葉片形狀吻合不好以及釬焊質量不穩(wěn)定等缺點[5].

近年來，國內外已將激光熔覆技術應用于葉片的保護.在汽輪機末級葉片進汽邊熔覆鈷基合金以提高其抗水蝕能力，處理成功的葉片已裝機運行，這表明激光熔覆技術可在汽輪機末級葉片的生產(chǎn)中推廣應用[6].此外，激光熔覆層與葉片基體之間能夠形成良好的冶金結合，結合強度高，不易脫落[7]，基體熱變形和熱效應都比較小[8].但是，有關激光熔覆涂層與葉片之間結合強度的研究至今未見報道.因此，筆者通過拉伸測試比較了激光熔覆涂層和釬焊合金片與基體葉片之間的結合強度，為實際應用提供關鍵理論依據(jù)和性能測試數(shù)據(jù).

1 試驗材料和試驗方法

1.1 試驗材料

本試驗所用葉片材料均為調質態(tài)2Cr13低碳馬氏體不銹鋼，其成分見表1.激光熔覆拉伸試樣基體采用與葉片相同的材料制備，激光熔覆層材料采用實驗室自制的抗氣蝕專用鈷基合金材料.釬焊合金片拉伸試樣釬焊的合金層截取自常用的Stellite合金片，成分見表2，連接板材料為與葉片相同材料的2Cr13低碳馬氏體不銹鋼，釬料為銀銅鋅釬料.

表1 2Cr13鋼的化學成分

表2 Stellite合金的化學成分

1.2 試驗方法

1.2.1 試驗設備

本試驗采用半導體柔性光纖耦合激光器，輸出波長為900～1 030 nm，最高輸出功率為2 kW；運動裝置采用6自由度機器人.根據(jù)葉片形狀編程，熔覆位置為葉片進汽邊圓弧處從圓弧邊緣往內寬12 mm、長115 mm的區(qū)域.葉片處理區(qū)域清理完畢后，采用同步送粉激光熔覆工藝方法在氬氣保護下進行激光熔覆.試樣處理完畢后，在處理區(qū)取樣，測定其組織和力學性能.采用4XC光學顯微鏡檢測其金相顯微組織；采用HMV 1T型顯微硬度計測定其表面和截面顯微硬度.經(jīng)優(yōu)化，選定的激光功率密度為18～22 W/mm2，掃描速度為6～10 mm/s.拉伸試樣均在WEW型微機液壓萬能試驗機上進行拉伸測試.

1.2.2 激光熔覆拉伸試樣設計

為測試激光熔覆層與基體之間的結合強度，使試樣的抗拉強度能真實地反映熔覆層與基體之間的結合強度，必須設計出合理的拉伸試樣.選取尺寸為145 mm×47 mm×13 mm的矩形2Cr13低碳馬氏體不銹鋼板材為基體，在基體寬面中心處垂直于長度方向線切割出下底寬度為2 mm、上底寬度為6 mm、高為4 mm的梯形槽，梯形槽長度與板材寬度一致，見圖1(a).采用2 mm激光光斑、同軸送粉的激光熔覆方式，在經(jīng)表面清洗處理的梯形槽底部首先熔覆一道，然后偏轉熔覆頭角度，使光路始終保持與熔覆表面垂直，再在梯形槽的2個側面分別熔覆2道，提高熔覆層1 mm后再重復上述過程，直至整個梯形槽充滿熔覆層，梯形開槽處回復到原有尺寸為止.將熔覆后的試樣放入烘箱中保溫4 h以去除應力.將熔覆好的矩形試塊根據(jù)國標GB/T 228.1—2010 《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》制備出標準的拉伸試樣(圖1(b))，并保證熔覆層與基體的結合面處于拉伸斷面上.

(a) 梯形槽開槽位置及尺寸

(b) 拉伸試樣尺寸

1.2.3 釬焊拉伸試樣設計

圖2給出了釬焊Stellite合金片拉伸試樣的零件圖.為了測試釬焊合金片與葉片之間的結合力，將試樣做成T形拉伸試樣，圖2(a)為整個零件圖，圖2(b)為T形頭部局部放大圖.連接板與葉片材料相同，Stellite合金片釬焊于連接板的一端，釬焊方式和工藝與在葉片上釬焊完全一樣，以保證其結合力一致.釬焊拉伸試樣與抓持端照片見圖3.圖3左側為T形試樣抓持部件，可循環(huán)使用.

(a)

(b)

圖3 釬焊Stellite合金片拉伸試樣

2 試驗結果與分析

2.1 葉片宏觀形貌

圖4給出了激光熔覆和釬焊合金片葉片的宏觀形貌.圖4(a)為釬焊Stellite合金片的葉片打磨后的宏觀形貌，從圖4(a)中可以清晰地看出鑲嵌合金片的輪廓，在其輪廓處可以看出釬焊層的存在.圖4(b)為激光熔覆后葉片的宏觀形貌，從圖4(b)中可以看出，熔覆層無裂紋、氣孔存在，且與基體結合良好.激光熔覆層經(jīng)磨床加工后與基體渾然一體，幾乎沒有清晰的分界線，呈現(xiàn)良好的無中間層的冶金結合.圖5為激光熔覆層著色滲透探傷后的葉片照片.從圖5也可以看出，熔覆后的涂層無裂紋顯示.

(a) 釬焊Stellite合金片

(b) 激光三維熔覆

圖5 葉片的著色探傷

2.2 葉片斷面形貌

圖6(a)為釬焊Stellite合金片葉片的局部橫斷面形貌.從圖6(a)可以看出，Stellite合金片與葉片之間有一層釬焊層，且厚薄不均勻，有氣孔存在.并且實際釬焊過程中，由于釬焊的不致密性，不可避免地會產(chǎn)生一些缺陷.造成釬焊不致密的原因有2方面：一是由于間隙內部金屬表面不可能絕對平齊，且表面清潔度有所差異，加之液態(tài)釬劑和釬料與金屬表面的物理化學作用影響，使得其在填縫時常以不整齊的前沿向前推進，形成小包圍現(xiàn)象，導致各種不致密性缺陷；另一方面，由于熔化釬料在釬縫外圍流動的速度常常大于其在間隙內部的填縫速度，可能會造成釬料對間隙內部的氣體或釬劑的大包圍現(xiàn)象，使得釬縫中形成大塊的氣孔和夾渣等缺陷，這些都會降低Stellite合金片和葉片之間的結合強度.另外，有文獻[9]報道葉片在釬焊Stellite合金的過程中還會產(chǎn)生微區(qū)貧鉻的焊接缺陷.這個焊接缺陷在水蒸氣介質中無法抵御高溫氧化和其他形式的破壞，造成焊接缺陷處出現(xiàn)碳、氧和氯的有害元素富集，進而形成點狀小坑.

圖6(b)為激光熔覆專用合金涂層的葉片局部斷面照片.從圖6(b)可以看出，激光熔覆層與葉片之間結合良好，結合面從微觀上看呈現(xiàn)微小的波浪狀，熔覆層與葉片之間已經(jīng)完全熔合在一起.激光熔覆過程中試樣表面一定厚度的基體和粉末同時熔化，在表面形成熔池，只要控制好工藝參數(shù)就能保證熔池中的氣體和雜質上浮從熔池中溢出，而不是保留在凝固后的組織中.因此，激光熔覆層和基體之間的結合處無氣孔缺陷，為冶金級結合.

(a) 釬焊

(b) 激光熔覆

2.3 斷面微觀組織與硬度

2.3.1 激光熔覆和釬焊試樣橫斷面顯微組織

圖7給出了激光熔覆和釬焊試樣橫斷面的顯微組織圖像.由圖7(a)可知，激光熔覆層組織細小均勻，無氣孔、夾雜等缺陷，且上側為熔覆層，下側為基體(淬硬區(qū)).熔覆層和基體的界面為一條光滑平整的平面晶帶，說明二者之間呈良好的冶金結合.圖7(b)中上側為合金片，下側為釬焊層，從圖7(b)可以看出，Stellite合金片與釬焊層沒有形成像激光熔覆層與基體那樣光滑的冶金結合帶.由于釬焊Stellite合金片利用的是熔點比母材熔點低的焊料，在低于母材熔點、高于釬料熔點的溫度下，利用液態(tài)釬料在母材表面潤濕、鋪展，在母材間隙中填縫，與母材相互溶解與擴散，實現(xiàn)零件間的連接.釬焊時母材不熔化，僅釬料熔化.因此，釬焊的Stellite合金片和釬焊層、釬焊層和葉片間的結合強度應該低于激光熔覆層和葉片之間的結合強度.

(a) 激光熔覆層

(b) 釬焊Stellite合金片

2.3.2 激光熔覆和釬焊試樣橫斷面顯微硬度

圖8為葉片激光熔覆和釬焊試樣橫截面的顯微硬度分布曲線.從圖8(a)可以看出，激光熔覆層平均硬度約為634HV0.2(相當于56HRC)，遠高于基體(未處理區(qū))的硬度285HV0.2，從熔覆層表面到基體，顯微硬度逐漸降低，但是在整個熔覆層中顯微硬度波動不大，這說明熔覆層組織比較均勻；從熔覆層到基體的硬度逐漸降低，呈現(xiàn)明顯的階梯式分布，分別對應于熔覆層、淬火區(qū)和基體.圖8(b)為釬焊Stellite合金片試樣從基體中任意一點開始到釬焊Stellite合金片表面的硬度分布曲線.從圖8(b)可以看出，釬焊Stellite合金片的硬度在400～480 HV0.2，比激光熔覆層硬度低，釬焊層的硬度僅為120HV0.2左右，且從合金片到釬焊層硬度變化比較大，沒有過渡區(qū).當葉片在運行過程中由于應力造成彎曲、振動時，這種硬度的突變會造成變形量的差異，致使釬焊的Stellite合金片從葉片上脫落下來.

(a) 激光熔覆

(b) 釬焊

2.4 激光熔覆與釬焊試樣結合面抗拉強度

圖9為激光熔覆拉伸試樣的拉伸力-伸長量曲線圖.從圖9可以看出，試樣在拉伸過程中存在明顯的塑性變形，其斷裂不在熔覆層與基體結合處，熔覆層與基體結合部位在拉伸試樣中部寬4 mm的區(qū)域內，而試樣斷裂處偏向于一端.這說明激光熔覆層與基體之間的結合強度大于基體的抗拉強度.由于熔覆層晶粒細小、組織致密、強度高，因此頸縮斷裂不易發(fā)生在熔覆層.圖10為釬焊試樣的拉伸力-伸長量曲線圖.從圖10可以看出，拉伸試樣幾乎沒有收縮變形，均為脆斷，而且試樣斷裂在釬焊層.

圖9 激光熔覆試樣的拉伸力-伸長量曲線

圖10 釬焊試樣的拉伸力-伸長量曲線

表3為經(jīng)過換算的激光熔覆和釬焊試樣結合面抗拉強度值，每種工藝取3個試樣做測試，最后取平均值.在基體熱處理狀態(tài)相同的情況下，激光熔覆試樣抗拉強度均達到或超過了基體2Cr13不銹鋼的抗拉強度，而且數(shù)值比較均勻，平均抗拉強度為699 MPa.從斷裂方式來看，拉伸試樣斷裂在非激光熔覆處，因此可以推斷激光熔覆層與基體的結合強度高于激光熔覆層的平均抗拉強度.釬焊試樣的抗拉強度受釬焊工藝穩(wěn)定性的影響，測試強度數(shù)值起伏較大，其平均抗拉強度為234 MPa，最小抗拉強度為206 MPa.因此，激光熔覆層與葉片基體的結合強度至少為釬焊Stellite合金工藝的3倍.

表3 激光熔覆和釬焊試樣結合面抗拉強度

Tab.3 Tensile strength of bonding area between laser cladding/alloy brazing layer and substrate MPa

3 結 論

(1) 激光熔覆鈷基合金層為典型的鑄態(tài)組織形貌，熔覆層組織細小均勻，無氣孔、夾雜等缺陷，熔覆層和基體之間呈良好的冶金結合.而采用釬焊Stellite合金工藝時，葉片與釬料之間僅靠表面相互溶解擴散，形成很薄的合金層相互嵌合在一起，釬焊層厚薄不均勻，有氣孔存在，直接影響其結合強度.

(2) 葉片激光熔覆鈷基合金層平均硬度為634 HV0.2，明顯高于基體(未處理區(qū))的硬度285 HV0.2，且硬度呈階梯式分布.釬焊合金片的硬度為400～480HV0.2，釬焊層的硬度僅為120HV0.2左右，低于基體硬度，且從合金片到釬焊層硬度變化較大，沒有過渡區(qū).

(3) 激光熔覆層與基體之間的結合力遠大于釬焊合金片與基體之間的結合力，在拉伸試驗中結合處斷裂在母材.激光熔覆層的平均抗拉強度為699 MPa，高于基體2Cr13不銹鋼的抗拉強度；而釬焊試樣平均抗拉強度為234 MPa，最小抗拉強度為206 MPa.激光熔覆層與葉片之間的結合力至少為釬焊Stellite合金工藝的3倍以上.

(4) 與釬焊合金片工藝相比，激光熔覆技術具有較大的優(yōu)勢.激光熔覆替代釬焊工藝顯著增加了合金與葉片基體的結合強度和可靠性.該工藝技術已應用于多臺機組，從2010年裝機至今相關機組運行平穩(wěn).

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Comparative Study of Strengthened Layer on Blade Surface by 3D Laser Cladding and Alloy Sheet Brazing

YAOJianhua1,2,PANShiming3,YANGLongxing4,DONGGang1

(1.Research Center of Laser Processing Technology and Engineering, Zhejiang University of Technology, br />Hangzhou 310014, China; 2. Hangzhou Bohua Laser Technology Co., Ltd., Hangzhou 310019, China;3.Qingdao Jieneng Steam Turbine Group Co., Ltd., Qingdao 266042, Shandong Province, China;4.Wuxi Yanggong Machinery Manufacture Co., Ltd., Wuxi 214177, Jiangsu Province, China)

To overcome the weakness of poor adhesion between stellite alloy layer and substrate during brazing process, diode laser was adopt to clad the special cobalt-based alloy on the inlet edge of turbine blade. The cross-sectional structure, micro-hardness distribution and bonding strength of inlet edge respectively reinforced by stellite alloy brazing and laser cladding were studied. Results show that metallurgical bonding is achieved between laser cladding layer and substrate, and the bonding area does not break in the tensile test due to an average tensile strength is 699 MPa; the laser cladding layer has a homogeneous structure without any defects, and the micro-hardness shows a gradient distribution from cladding layer to the substrate. Whereas in the brazing specimen, gas pores are found in the brazing layer, which is uneven in thickness, different in hardness from brazing layer to substrate, with a minimum tensile strength of only 206 MPa. The bonding strength between laser cladding layer and substrate is at least twice higher than that between alloy brazing layer and substrate.

3D laser cladding; turbine blade; brazing; bonding strength; tensile strength

1674-7607(2014)12-0997-06

TK266

A

470.30

2013-12-02

2014-03-25

國家國際科技合作資助項目(2011DFR71030)；浙江省公益技術研究工業(yè)資助項目(2014C31122)

姚建華(1965-)，男，浙江余杭人，教授，博士生導師，主要從事激光加工方面的研究.電話(Tel.):0571-88320383； E-mail：laser@zjut.edu.cn.