補(bǔ)焊修復(fù)12Cr12Mo鋼葉片表層復(fù)合噴丸后的殘余應(yīng)力

朱文龍，姜傳海

(上海交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200240)

0 引 言

12Cr12Mo鋼屬于馬氏體不銹鋼，經(jīng)調(diào)質(zhì)處理后能夠獲得較高的強(qiáng)度和良好的塑韌性，是燃?xì)廨啓C(jī)葉片的主要原材料[1]。作為G50燃?xì)廨啓C(jī)中的關(guān)鍵零部件，12Cr12Mo鋼葉片在使用過(guò)程中長(zhǎng)期受到強(qiáng)沖擊和循環(huán)應(yīng)力作用而極易產(chǎn)生裂紋等缺陷，進(jìn)而發(fā)生破損。在破損不嚴(yán)重的情況下，可以通過(guò)對(duì)破損區(qū)域進(jìn)行補(bǔ)焊修復(fù)來(lái)延長(zhǎng)葉片的使用壽命，但補(bǔ)焊修復(fù)過(guò)程中容易產(chǎn)生殘余應(yīng)力[2-3]。焊接殘余應(yīng)力主要由于焊接過(guò)程中熔池金屬和周圍基體熱脹冷縮變形不同而產(chǎn)生。焊縫熔合區(qū)域主要表現(xiàn)為殘余拉應(yīng)力，高水平殘余拉應(yīng)力不僅明顯影響到零部件的疲勞強(qiáng)度和抗應(yīng)力腐蝕能力，還會(huì)導(dǎo)致零部件發(fā)生變形和開裂失效，是補(bǔ)焊修復(fù)過(guò)程中產(chǎn)生的不利因素，必須加以控制與消除，這也一直是機(jī)械制造行業(yè)中高度關(guān)注的問(wèn)題。

噴丸處理即通過(guò)高速運(yùn)動(dòng)的彈丸流反復(fù)擊打零件表面，使零件表層發(fā)生明顯的塑性變形并形成一定深度的強(qiáng)化層。噴丸引起的材料表層變化主要表現(xiàn)在3個(gè)方面[4]，即引入殘余壓應(yīng)力場(chǎng)、細(xì)化組織結(jié)構(gòu)以及改變表面粗糙度，其中殘余壓應(yīng)力場(chǎng)的引入和組織結(jié)構(gòu)的細(xì)化分別視為力學(xué)強(qiáng)化因素和組織結(jié)構(gòu)強(qiáng)化因素，通過(guò)優(yōu)化噴丸工藝參數(shù)還可以避免表面粗糙度過(guò)大帶來(lái)的不利影響。噴丸引入的殘余壓應(yīng)力對(duì)于材料疲勞性能、耐腐蝕性能的提升均可起到明顯效果[5-8]。噴丸設(shè)備、彈丸介質(zhì)及噴丸工藝參數(shù)為噴丸強(qiáng)化三要素，通過(guò)三者的合理搭配可以實(shí)現(xiàn)最佳強(qiáng)化效果。目前噴丸強(qiáng)化技術(shù)在歐美發(fā)達(dá)國(guó)家已經(jīng)得到比較廣泛的應(yīng)用，在國(guó)內(nèi)制造領(lǐng)域中，噴丸強(qiáng)化通用性研究較多，但有關(guān)具體零部件較為細(xì)致的研究較少，導(dǎo)致噴丸強(qiáng)化的應(yīng)用相對(duì)受限。隨著我國(guó)機(jī)械制造行業(yè)與國(guó)際接軌，噴丸強(qiáng)化技術(shù)在越來(lái)越多的零部件表面處理中得到[9-10]，并呈現(xiàn)出良好的發(fā)展前景。但是目前未見有關(guān)噴丸強(qiáng)化處理對(duì)12Cr12Mo鋼補(bǔ)焊修復(fù)葉片殘余應(yīng)力影響的報(bào)道。為此，作者對(duì)12Cr12Mo馬氏體不銹鋼補(bǔ)焊修復(fù)葉片進(jìn)行復(fù)合噴丸處理，研究了葉片表面和截面的殘余應(yīng)力、噴丸形變組織以及截面顯微硬度，以期為提高補(bǔ)焊修補(bǔ)葉片的綜合性能、延長(zhǎng)其使用壽命提供一定的試驗(yàn)參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為G50燃?xì)廨啓C(jī)第17級(jí)靜葉柵葉片，葉片基體和補(bǔ)焊材料均為12Cr12Mo鋼，化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為11.50～13.00Cr，0.30～0.60Ni，0.30～0.60Mo，0.30～0.50Mn，0.10～0.15C，余Fe。燃?xì)廨啓C(jī)葉片的主要制造加工過(guò)程為設(shè)計(jì)定型、鍛造、冷加工、調(diào)質(zhì)熱處理、表面噴丸處理，補(bǔ)焊區(qū)采用氬弧焊，葉片的外觀如圖1所示，受切應(yīng)力影響，主要補(bǔ)焊區(qū)域位于葉片邊緣位置，葉片表面存在大量銹蝕、磨損區(qū)和劃痕。噴丸強(qiáng)度[11-12]和噴丸覆蓋率[13-14]是噴丸工藝的2個(gè)最重要的參數(shù)。采用氣動(dòng)式噴丸機(jī)對(duì)該葉片進(jìn)行復(fù)合噴丸處理：第一道工藝采用陶瓷丸，噴丸強(qiáng)度為0.18 mm(A氏試片)，彈丸直徑為0.2 mm；第二道工藝采用玻璃丸，噴丸強(qiáng)度為0.18 mm(N氏試片)，彈丸直徑為0.1 mm。兩道工藝的噴丸覆蓋率均高于120%。其中，陶瓷丸噴丸處理可以在葉片表面產(chǎn)生一定深度的強(qiáng)化層，玻璃丸噴丸處理則可以進(jìn)一步優(yōu)化噴丸表面殘余壓應(yīng)力分布，并盡可能地降低噴丸表面粗糙度[15-16]。

圖1 復(fù)合噴丸前12Cr12Mo鋼葉片的外觀Fig.1 Appearance of 12Cr12Mo steel blade before shot peening

按照ASTM E915-2010、EN15305-2008以及GB/T 7704-2017，利用Proto-LXRD型X射線應(yīng)力分析儀測(cè)試噴丸前后葉片的殘余應(yīng)力，測(cè)試點(diǎn)位置見圖1，其中1～4點(diǎn)位于補(bǔ)焊區(qū)(焊縫)，5～8點(diǎn)位于熱影響區(qū)，9～10點(diǎn)位于葉片母材。采用同傾固定ψ法測(cè)試Fe(211)衍射晶面，管電壓為30 kV，管電流為20 mA，采用鉻靶，Kα射線，V濾波片，準(zhǔn)直管直徑為1 mm，雙512通道位敏探測(cè)器，對(duì)應(yīng)衍射角2θ范圍均為20°，ψ角為±45°，用Pearson函數(shù)定峰。利用X射線應(yīng)力分析儀結(jié)合電化學(xué)剝層技術(shù)測(cè)試葉片不同部位殘余應(yīng)力隨深度的變化和噴丸層的X射線衍射半高寬沿深度的分布，使用Proto-8818型電解拋光機(jī)和電解液(飽和NaCl溶液)進(jìn)行電化學(xué)腐蝕，工作電壓為15 V，工作電流為2 A，用數(shù)顯千分尺確定腐蝕深度(距表面的距離)。采用DHV-1000型顯微硬度計(jì)測(cè)定葉片不同部位的顯微硬度，載荷為0.5 N，保載時(shí)間為15 s，在同一位置測(cè)量3點(diǎn)取平均值。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 表面形貌及殘余應(yīng)力

由圖2可知，經(jīng)復(fù)合噴丸處理后葉片表面光亮整潔，銹蝕、磨損、劃痕形貌消失，表面質(zhì)量大幅提升。由表1可知：噴丸前葉片補(bǔ)焊區(qū)表面存在殘余拉應(yīng)力，應(yīng)力分布范圍在35～224 MPa，符合典型焊接殘余應(yīng)力特征；遠(yuǎn)離補(bǔ)焊區(qū)葉片表面，即母材表面的殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，應(yīng)力分布范圍在-476～-405 MPa，由于葉片最后一道加工工藝為表面噴丸處理，該殘余壓應(yīng)力分布范圍處于噴丸殘余應(yīng)力水平，說(shuō)明補(bǔ)焊過(guò)程對(duì)遠(yuǎn)離補(bǔ)焊區(qū)母材的殘余應(yīng)力影響不大；熱影響區(qū)殘余應(yīng)力在-388～-307 MPa范圍，其殘余壓應(yīng)力明顯低于母材，說(shuō)明在補(bǔ)焊修復(fù)過(guò)程中，該區(qū)域的噴丸殘余壓應(yīng)力因焊接溫度升高而發(fā)生了明顯的松弛現(xiàn)象。經(jīng)復(fù)合噴丸處理后，葉片表面整體表現(xiàn)為高水平的殘余壓應(yīng)力。補(bǔ)焊區(qū)噴丸表面的殘余應(yīng)力分布范圍為-937～-884 MPa，葉片遠(yuǎn)離補(bǔ)焊區(qū)母材噴丸表面的殘余應(yīng)力分布范圍為-768～-716 MPa，熱影響區(qū)噴丸表面的殘余應(yīng)力分布范圍為-716～-648 MPa。與噴丸前相比，葉片補(bǔ)焊區(qū)表面殘余拉應(yīng)力消失，出現(xiàn)了較高水平的殘余壓應(yīng)力場(chǎng)，且母材和熱影響區(qū)殘余壓應(yīng)力水平均得到大幅提高，能夠?qū)θ~片表面起到良好的強(qiáng)化效果。

圖2 復(fù)合噴丸后12Cr12Mo鋼葉片的外觀Fig.2 Appearance of 12Cr12Mo steel blade after shot peening

表1 復(fù)合噴丸前后葉片表面不同位置的殘余應(yīng)力

由圖3可以看出，復(fù)合噴丸后葉片表面補(bǔ)焊區(qū)殘余壓應(yīng)力最大，熱影響區(qū)次之，母材最小。3個(gè)區(qū)域殘余壓應(yīng)力的作用深度均在200 μm左右，隨距表面距離的增加，殘余壓應(yīng)力均先增大后減小，其中補(bǔ)焊區(qū)殘余壓應(yīng)力的減小速率最大，母材殘余壓應(yīng)力的減小速率最小，熱影響區(qū)介于二者之間。補(bǔ)焊使得原噴丸表面的應(yīng)力場(chǎng)完全破壞，而母材原噴丸表面的應(yīng)力場(chǎng)仍然存在，復(fù)合噴丸處理相當(dāng)于在原有噴丸處理的基礎(chǔ)上再次進(jìn)行了噴丸強(qiáng)化，因此殘余壓應(yīng)力的減小速率最小。

圖3 復(fù)合噴丸后葉片不同區(qū)域殘余應(yīng)力的截面分布曲線Fig.3 Residual stress section distribution curves of differentareas of blade after composite shot peening

2.2 顯微組織變形程度

X射線衍射半高寬可以間接表征材料的噴丸變形組織，衍射半高寬越大，噴丸后組織的變形越明顯，晶粒越細(xì)小。由圖4可知：復(fù)合噴丸后葉片各個(gè)區(qū)域的X射線衍射半高寬都隨距表面距離的增加而減小，說(shuō)明噴丸后組織變形程度隨距離表面距離增加而減小，當(dāng)距表面距離達(dá)100 μm后減小速率變緩，說(shuō)明此時(shí)組織已經(jīng)接近基體未變形組織；補(bǔ)焊區(qū)表面衍射半高寬最大，為5.04°，距表面200 μm處為3.84°，明顯高于熱影響區(qū)(表面為4.09°，距表面200 μm處為2.53°)和基體(表面為3.66°，距表面200 μm處為2.29°)，說(shuō)明補(bǔ)焊區(qū)的噴丸組織變形最明顯，組織最細(xì)小，這主要是因?yàn)檠a(bǔ)焊時(shí)焊縫較小，焊接環(huán)境溫度較低，焊縫處冷卻速率快，補(bǔ)焊區(qū)出現(xiàn)淬火現(xiàn)象，晶粒得到細(xì)化，經(jīng)噴丸處理后其組織更加細(xì)小。

圖4 復(fù)合噴丸后葉片不同區(qū)域的X射線衍射半高寬的截面分布曲線Fig.4 X-ray half-height width section distribution curves ofdifferent areas of blade after composite shot peening

2.3 顯微硬度

由圖5可知，復(fù)合噴丸后葉片表層各個(gè)區(qū)域的顯微硬度均隨距表面距離的增加而降低，葉片表面各區(qū)域顯微硬度相對(duì)葉片內(nèi)部均有很大的提升，且顯微硬度的提高能覆蓋到距葉片表面100 μm的區(qū)域。顯微硬度的變化趨勢(shì)與X射線衍射半高寬的變化趨勢(shì)相一致。葉片表面補(bǔ)焊區(qū)的顯微硬度高于母材和熱影響區(qū)。材料硬度是一個(gè)綜合性指標(biāo)，受多種因素的影響，復(fù)合噴丸處理后的殘余壓應(yīng)力和形變細(xì)化組織等會(huì)直接影響材料表層的顯微硬度，通常噴丸殘余壓應(yīng)力越大，組織細(xì)化越明顯，噴丸表層的顯微硬度越高。

圖5 復(fù)合噴丸后葉片不同區(qū)域顯微硬度的截面分布曲線Fig.5 Microhardness section distribution curves of differentareas of blade after composite shot peening

3 結(jié) 論

(1) 復(fù)合噴丸后12Cr12Mo鋼葉片表面引入較高水平的殘余壓應(yīng)力場(chǎng)，其中補(bǔ)焊區(qū)殘余應(yīng)力的變化最明顯，引入殘余壓應(yīng)力最大，由復(fù)合噴丸前的35～224 MPa范圍拉應(yīng)力變?yōu)?937～-884 MPa范圍壓應(yīng)力。葉片表層補(bǔ)焊區(qū)、熱影響區(qū)和母材的殘余壓應(yīng)力的影響深度均在200 μm左右，且隨距表面距離的增加，殘余壓應(yīng)力均先增大后減小，其中補(bǔ)焊區(qū)殘余壓應(yīng)力的減小速率最大。

(2) 復(fù)合噴丸后，葉片表層的X射線衍射半高寬隨距表面距離的增加而減小，補(bǔ)焊區(qū)表層的X射線衍射半高寬均高于熱影響區(qū)和母材，說(shuō)明隨距表面距離的增加組織變形程度減小，且補(bǔ)焊區(qū)組織變形最明顯，組織最細(xì)小。葉片表層的顯微硬度隨距表面距離的增加而降低，補(bǔ)焊區(qū)表面的顯微硬度為621 HV，高于熱影響區(qū)的482 HV和母材的431 HV。