國產(chǎn)汽動(dòng)泵平衡盤司太立合金堆焊層裂紋原因分析及改進(jìn)

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(dòng)泵功能

某百萬千瓦核電廠3號(hào)、4號(hào)機(jī)組輔助給水汽動(dòng)泵為國內(nèi)廠家首次自主設(shè)計(jì)研發(fā)，采用汽機(jī)與水泵一體化，共用同一根軸、一個(gè)殼體的設(shè)計(jì)形式，由汽輪機(jī)驅(qū)動(dòng)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(jí)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(jī)側(cè))的形式。

圖1 汽動(dòng)泵結(jié)構(gòu)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(gòu)成的。由于兩個(gè)間隙的存在而引起泄漏，使平衡盤兩側(cè)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(dòng)泵平衡盤示意圖Fig.2 Schematic diagram of balance plate of steam driven pumpP2為末級(jí)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(dāng)泵在工作過程中，由于工況的變化，軸向力也會(huì)相應(yīng)的變化。當(dāng)軸向力大于平衡盤上的平衡力時(shí)，轉(zhuǎn)子向右移動(dòng)，軸向間隙減小，相當(dāng)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(yīng)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(shí)，達(dá)到力平衡。但是由于慣性，移動(dòng)的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不會(huì)立即停止，要靠慣性繼續(xù)移動(dòng)稍許后才能停止，此時(shí)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(yùn)動(dòng)。可見平衡盤的工作是動(dòng)態(tài)平衡的過程[1]。

從設(shè)計(jì)上考慮，平衡盤是允許承受短時(shí)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(hào)機(jī)組在302大修過程中，發(fā)現(xiàn)兩臺(tái)汽動(dòng)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(dòng)泵屬于核安全專設(shè)設(shè)備，為保證其在下一個(gè)循環(huán)周期內(nèi)可穩(wěn)定運(yùn)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(fù)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(dòng)泵平衡盤司太立合金堆焊層使用的合金焊條牌號(hào)為ECoCr-B，執(zhí)行AWS 15.13-2000標(biāo)準(zhǔn)。對(duì)平衡盤出現(xiàn)PT裂紋的區(qū)域進(jìn)行編號(hào)1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)。這三個(gè)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(shí)Fig.4 Reality of cracks in surfacing layer

切取1號(hào)區(qū)域式樣，經(jīng)過清洗后形貌見圖5，從圖中可見在對(duì)應(yīng)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(cè)量，黑色條帶寬度約為4.7 mm，放大后進(jìn)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(xué)成分及硬度檢測(cè)

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

表1 化學(xué)成分分析表Table 1 Chemical composition analysis table %

表2 硬度分析測(cè)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(duì)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(duì)黑色條帶區(qū)域及正常區(qū)域取樣進(jìn)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(jié)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(duì)比表

根據(jù)上表結(jié)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(xué)顯微鏡下對(duì)裂紋的剖面形態(tài)進(jìn)行觀察，經(jīng)測(cè)量多條裂紋，最深的裂紋深度a=0.2 mm(位置如圖7所示)。進(jìn)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(shí)表面存在一層灰色氧化層與能譜分析結(jié)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(jié)

通過對(duì)汽動(dòng)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(kuò)展到表面。

因此對(duì)裂紋產(chǎn)生的可能原因分析如下：

平衡盤尺寸設(shè)計(jì)不合理，對(duì)轉(zhuǎn)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(dǎo)致堆焊層產(chǎn)生冷裂紋，同時(shí)抗氧化性能下降。

平衡盤堆焊層的機(jī)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(kuò)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(zhuǎn)子受力計(jì)算

汽動(dòng)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(dòng)量改變引起的軸向力F2兩部分。

根據(jù)測(cè)量，首級(jí)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(jí)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(jī)葉輪的勢(shì)揚(yáng)程,m;

Ht——葉輪理論揚(yáng)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(jí)葉輪水力效率，根據(jù)廠家設(shè)計(jì)說明書，ηh=0.85。

首級(jí)葉輪理論揚(yáng)程，根據(jù)廠家設(shè)計(jì)說明書，Ht=595.3 m。

首級(jí)葉輪出口圓周速度：

U2=πnD2/60=3.14×8 000×0.219/60

=91.69 m/s

首級(jí)葉輪勢(shì)揚(yáng)程：

=595.3×(1-595.3×9.8/2×91.692)

=388.75 m

首級(jí)葉輪前后蓋板壓力差產(chǎn)生的軸向力：

=3 992.8 kg

次級(jí)葉輪水力效率，根據(jù)廠家設(shè)計(jì)說明書，ηh=0.85

次級(jí)葉輪理論揚(yáng)程，根據(jù)廠家設(shè)計(jì)說明書，Ht=728.3 m

次級(jí)葉輪出口圓周速度：

U2=πnD2/60=3.14×8 000×0.254/60

=106.34 m/s

次級(jí)葉輪勢(shì)揚(yáng)程：

Hp=Ht(1-Htg/2U22)

=728.2×(1-728.2×9.8/2×106.342)

=498.42 m。

同理，次級(jí)葉輪前后蓋板壓力差產(chǎn)生的軸向力:

=9 380.1 kg

(2)單級(jí)葉輪液體動(dòng)量改變引起的軸向力F2[2]

(2)

式中:F2——葉輪液體動(dòng)量改變引起的軸向力(動(dòng)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(jìn)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(jì)算，首級(jí)葉輪液體動(dòng)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(jì)算，次級(jí)葉輪液體動(dòng)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(jí)葉輪的總軸向力F

對(duì)于多級(jí)泵，總軸向力等于作用在每一級(jí)葉輪的軸向力之和，即:

F=∑(F1+F2)因此，作用在兩級(jí)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(jì)算

平衡盤尺寸設(shè)計(jì)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(jī)構(gòu)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(jī)構(gòu)壓差ΔP1的計(jì)算:

ΔP1=P3-P6

(4)

式中：P3——末級(jí)葉輪后泵腔中經(jīng)過徑向間隙進(jìn)口處的壓力;

P6——平衡盤后中央水勢(shì)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(jìn)口處的壓力,kg/cm2;

P2——次級(jí)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(shè)計(jì)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(jí)葉輪出口處的液體壓力,kg/cm2;

P0——首級(jí)葉輪進(jìn)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(jí)葉輪的揚(yáng)程,m;

HP2——次級(jí)葉輪的勢(shì)揚(yáng)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(jì)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(zhuǎn)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(shè)計(jì)手冊(cè)》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(shè)計(jì)是合適的，在泵組額定工況下能夠完全可以平衡泵轉(zhuǎn)子所產(chǎn)生的軸向力。

3.1.3 本章總結(jié)

根據(jù)上述理論計(jì)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(dòng)初期，當(dāng)末級(jí)葉輪后的腔室未充滿液體時(shí)，轉(zhuǎn)子葉輪受到液體動(dòng)量改變引起軸向力是指向汽輪機(jī)側(cè)的，轉(zhuǎn)子向汽輪機(jī)側(cè)移動(dòng)，由推力軸承承受軸向力。當(dāng)末級(jí)葉輪腔體充滿介質(zhì)后，葉輪的受力指向泵的入口，轉(zhuǎn)子立刻被拉回，向泵入口方向移動(dòng)。由于慣性平衡盤會(huì)繼續(xù)移動(dòng)，與平衡板產(chǎn)生瞬態(tài)碰磨，此時(shí)因平衡盤后的壓力低于其前部，轉(zhuǎn)子又向汽輪機(jī)側(cè)移動(dòng)，進(jìn)而建立一個(gè)動(dòng)態(tài)平衡。根據(jù)平衡盤的工作原理，這種碰磨總會(huì)發(fā)生在泵的啟動(dòng)初期的瞬間，是無法避免的。

綜上，汽動(dòng)泵平衡盤的尺寸設(shè)計(jì)參數(shù)滿足額定流量下軸向力的平衡要求，但啟動(dòng)初期由于平衡力未完全建立，導(dǎo)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(diǎn)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(qiáng)。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(qiáng)度高，韌性好，疲勞強(qiáng)度高和耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)。由于雙相不銹鋼的不含碳，對(duì)焊接要求較高，控制不當(dāng)時(shí)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(xué)成分如表4所示。

表4 Stellite12與2507主要化學(xué)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(yīng)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(yù)熱平衡盤，升溫速度小于60 ℃/h，超過300 ℃后，可以適當(dāng)降低溫速度，升溫到370 ℃左右，使用保溫棉對(duì)平衡盤進(jìn)行保溫2 h，即可進(jìn)行堆焊施工。該步驟預(yù)熱升溫速率偏低，造成平衡盤內(nèi)外部溫差大，增加氫的擴(kuò)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(huì)使熔焊區(qū)存在擴(kuò)散，同時(shí)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(jié)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(dǎo)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(yīng)力的釋放，防止焊接熱應(yīng)力裂紋的產(chǎn)生，因此該步驟滿足要求。

(4)堆焊面加工后，對(duì)堆焊面進(jìn)行無損檢查，如果發(fā)現(xiàn)細(xì)孔或者開裂現(xiàn)象，應(yīng)當(dāng)進(jìn)行修補(bǔ)。該步驟對(duì)發(fā)現(xiàn)缺陷的修復(fù)工藝規(guī)定不夠細(xì)化，因此不滿足要求。

3.2.3 本章總結(jié)

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(duì)平衡盤預(yù)熱步驟中存在不足，導(dǎo)致施焊過程增加氫的擴(kuò)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(shí)間出現(xiàn)，所以在焊接完成后難以檢測(cè)發(fā)現(xiàn)。

3.3 平衡盤司太立合金堆焊層機(jī)加工工藝分析

3.3.1 司太立合金堆焊層機(jī)加工工藝介紹

國產(chǎn)汽動(dòng)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(shè)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(duì)加工面進(jìn)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(shè)備廠家反饋，由于司太立合金硬度較高，機(jī)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(shí)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(dá)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(qiáng)度較差，在切削這樣的斷續(xù)表面過程中刀具對(duì)加工面的往復(fù)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(jìn)行擴(kuò)展[4]。

陶瓷刀的抗彎強(qiáng)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(jié)

加工司太立合金的刀具選用不合理，抗拉強(qiáng)度低，在切削斷續(xù)工作面時(shí)，刀具時(shí)往復(fù)沖擊大，頻繁撞擊加工面，可能造成原有裂紋的擴(kuò)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(duì)設(shè)備影響分析

根據(jù)上文對(duì)平衡盤司太立合金裂紋深度的測(cè)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(duì)司太立合金表面硬度測(cè)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(duì)司太立合金層的強(qiáng)度影響在可接受范圍內(nèi)。

以3ASG004PO為例，當(dāng)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(hào)泵從調(diào)試到302大修供運(yùn)行了3年，經(jīng)過與設(shè)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(hào)泵各項(xiàng)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(duì)設(shè)備運(yùn)行影響不大。

4.2 平衡盤碰磨改進(jìn)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(dòng)泵啟動(dòng)瞬間因軸向力無法平衡，而導(dǎo)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(dòng)泵的啟動(dòng)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(shí)間。

表5 汽動(dòng)泵年啟動(dòng)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(dòng)泵執(zhí)行定期試驗(yàn)的項(xiàng)目和頻度與同行電廠基本一致，唯獨(dú)超速試驗(yàn)頻度是R1，而方家山核電是R3，海南核電是R5。同時(shí)，超速試驗(yàn)要求操作人員要需要有熟練的操作技能和經(jīng)驗(yàn)，否則一次成功的概率較低。

國產(chǎn)汽動(dòng)泵超速試驗(yàn)是通過手動(dòng)開大調(diào)閥開度而增加進(jìn)氣量，從而提高轉(zhuǎn)速，達(dá)到驗(yàn)證超速的目的。整個(gè)過程泵組的葉輪存在很高的汽蝕風(fēng)險(xiǎn)，對(duì)設(shè)備壽命有一定的損壞。綜上，通過延長汽動(dòng)泵超速試驗(yàn)頻度減少汽動(dòng)泵的啟動(dòng)次數(shù)是可行的。

目前該核電通過以下方式優(yōu)化汽動(dòng)泵執(zhí)行超速試驗(yàn)：

(1)擴(kuò)大超速試驗(yàn)的超速范圍標(biāo)準(zhǔn)，設(shè)計(jì)院和廠家已經(jīng)發(fā)函認(rèn)可。這可大幅度提高超速試驗(yàn)的合格率。預(yù)計(jì)年啟動(dòng)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(qǐng)報(bào)告，從技術(shù)角度分析，增加汽動(dòng)泵超速試驗(yàn)的頻度為3R。優(yōu)化后預(yù)計(jì)年啟動(dòng)次數(shù)從27次/年降低到19次/年。

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

4.3 平衡盤司太立合金堆焊工藝改進(jìn)分析

根據(jù)上節(jié)分析,對(duì)司太立合金層的堆焊工藝進(jìn)行如下改進(jìn)：

(1)優(yōu)化堆焊準(zhǔn)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(dá)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(yù)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(shí)，即可進(jìn)行堆焊施工。同時(shí)焊接過程要嚴(yán)密監(jiān)視平衡盤溫度，當(dāng)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(fù)始，施焊結(jié)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(yīng)力得到釋放[6]。

(3)細(xì)化焊后檢查：堆焊面加工后，如果發(fā)現(xiàn)細(xì)孔或者開裂現(xiàn)象，應(yīng)當(dāng)進(jìn)行修補(bǔ)。對(duì)較小的收縮細(xì)紋進(jìn)行修復(fù)時(shí)，需先將焊件進(jìn)行局部預(yù)熱，再在需要修補(bǔ)的地方，采用氬弧焊前絲修復(fù)，修補(bǔ)過程中，應(yīng)當(dāng)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(bǔ)氣孔缺陷，則需要除去原有堆焊層，重新堆焊。如修補(bǔ)裂紋缺陷，則將裂紋附近的堆焊層車削或研磨，預(yù)熱焊件后，再進(jìn)行修補(bǔ)。

4.4 平衡盤司太立合金堆焊層加工工藝改進(jìn)分析

根據(jù)上節(jié)分析，準(zhǔn)備從以下兩個(gè)方面改進(jìn)司太立合金堆焊層的機(jī)加工工藝。

(1)更換加工刀具：由于陶瓷刀的硬度高韌性差，設(shè)備廠家準(zhǔn)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(jié)構(gòu)使其抗彎強(qiáng)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(yàn)，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(xì)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(fù)合涂層的超細(xì)晶體合金鋼刀具，同時(shí)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(duì)加工面進(jìn)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(yàn)證

設(shè)備廠家通過優(yōu)化平衡盤的預(yù)熱、保溫、堆焊過程中的控溫措施，細(xì)化加工工藝，選用強(qiáng)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(dāng)于機(jī)組正常運(yùn)行時(shí)2個(gè)換料周期的啟動(dòng)次數(shù))啟停試驗(yàn)驗(yàn)證，平衡盤司太立合金堆焊層未發(fā)現(xiàn)有裂紋顯示(試驗(yàn)次數(shù)見表6，出廠試驗(yàn)結(jié)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(kuò)展能力有了顯著提升。后續(xù)需要持續(xù)關(guān)注設(shè)備在機(jī)組上的運(yùn)行情況。

表6 新工藝平衡盤出廠試驗(yàn)啟動(dòng)次數(shù)統(tǒng)計(jì)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(yàn)證情況Fig.9 Disassembly and verification of new process balance plate

6 結(jié)論

根據(jù)本文論述，汽動(dòng)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(yù)熱溫度控制不合理，部件預(yù)熱不均勻，導(dǎo)致堆焊過程中產(chǎn)生冷裂紋，同時(shí)堆焊層抗沖擊性能也隨之下降；機(jī)加工過程中選用的抗彎強(qiáng)度較低的刀具與堆焊層產(chǎn)生往復(fù)沖擊，造成堆焊層組織內(nèi)部裂紋初步擴(kuò)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(duì)已分析的根本原因，采取制定有效改進(jìn)措施，包括：優(yōu)化平衡盤熱處理及機(jī)加工工藝，有效顯著提升了司太立合金抗裂紋產(chǎn)生及擴(kuò)展能力。配合上定期試驗(yàn)頻度降低，可大幅提升了汽動(dòng)泵運(yùn)行可靠性，同時(shí)為“華龍一號(hào)”國產(chǎn)汽動(dòng)泵優(yōu)化改進(jìn)提供了的工程參考。