随动热锤辅助水轮机关键过流部件电弧增材再制造强塑协同调控

Strength-ductility Synergy Control of Key Overflow Components of Hydro- turbines by Follow-up Hot-hammering-assisted Wire Arc Additive Remanufacturing

摘要

水轮机关键过流部件电弧增材再制造易产生粗晶和高水平残余应力，严重影响其力学性能，引入随动热锤工艺辅助制备薄型修复层可提高强度，却易损失塑性。针对该问题，提出随动热锤辅助单道多层增材实现强塑协同的构想，基于最优随动热锤参数制备单道多层增材层，采用光学显微镜、X射线衍射仪及力学性能测试，研究了随动热锤对增材层组织力学性能的影响规律，并揭示其作用机理。结果表明，随动热锤作用下单道多层增材工艺可使增材层强度、塑性得到同步提高，轧制方向屈服强度和抗拉强度与对照组相比分别提高约18.7%和13.5%，延伸率与对照组基本持平；法向屈服强度和抗拉强度分别提高约15.2%和9.1%，延伸率提高约14.9%。增材层强塑协同调控机制为：通过反复高温变形和奥氏体再结晶实现晶粒细化和均匀化；通过单道多层增材对先变形层进行循环回火热处理，有效消减变形层内高密度位错。

Abstract

The wire arc additive remanufacturing of key over-flow components of hydroturbines was prone to the formation of coarse grains and high residual stress， severely compromising the mechanical properties of the repaire layers. The introduction of the follow-up hot-hammering-assisted（FH） processes in the preparation of thin repair layers might significantly enhance strength but tended to reduce ductility. To address the problems， a strategy of FH-assisted single-pass multi-layer additive manufacturing was proposed to achieve the synergy control of strength and ductility in additive layers. Based on the optimal FH processing parameters， the single-pass multi-layer additive layers were prepared， followed by opticl microscope， X-ray diffraction and mechanical property testing. The effects of the FH processes on microstructure and mechanical properties of the additive layers were studied， and the underlying mechanism was revealed. The results indicate that under the FH processes during single-pass multi-layer additive manufacturing， the additive layers achieve simultaneous improvements in strength and ductility. In the rolling direction， the yield strength and tensile strength increase by approximately 18.7% and 13.5% respectively， while the elongation is basically the same compared with the as-deposited group. In the normal direction， the yield strength and tensile strength increase by approximately 15.2% and 9.1% respectively， with the elongation being improved by 14.9%. The mechanism of synergy control of strength and ductility in additive layers is as follows： the grain refinement and homogenization are achieved through repeated high-temperature deformation and austenite recrystallization. Moreover， the high-density dislocations within the deformed layers are effectively reduced by the cyclic tempering heat treatment of single-pass multi-layer additive manufacturing.

Graphical abstract

关键词

水轮机关键过流部件 / 电弧增材制造 / 再制造 / 随动热锤 / 强塑协同调控

Key words

key over-flow components of hydroturbine / wire arc additive manufacturing / remanufacturing / follow-up hot-hammering / strength-ductility synergy control

Author summay

熊晓晨，男，1989年生，博士、讲师。研究方向为水电机械设备修复与再制造。E-mail：[e-mail]

邓少华^*（通信作者），男，1988年生，博士、讲师。研究方向为智能传感技术。E-mail：[e-mail]。

0 引言

大型水轮机是我国关键的能源动力装备，国之重器。因长期在高压冲击及腐蚀磨损等极端环境下服役，水轮机过流部件极易发生气蚀、磨损、断裂等不同形式的失效，造成巨大的经济损失^［1-2］。工程中水轮机关键过流部件失效后通常采用在线修复再制造的方式（即坑内修复）来延寿减损^［3-4］，而过流部件实施检修的效率和修复后的服役性能是决定其最终经济损失的主要因素。

相较于激光增材修复，采用电弧增材的方式对大型水轮机关键过流部件进行修复再制造具有更高的效率^［3，5］，保障了过流部件修复的高效性。然而，电弧增材快热熔化急冷凝固短时剧烈的传热传质特性^［4，6］，导致修复焊道熔池温度梯度过大，极易形成尺寸粗大的柱状晶^［7-8］，特别是对于水轮机类大型结构件，修复焊道可视为处于半无限热边界条件下，熔池底部传热系数极大，导致熔池内不同区位温度分布差异大，柱状晶尺寸增大，长度方向可高达数毫米^［4，9］。此外，因电弧增材在大热量输入下具有短时强非平衡熔凝相变的冶金本质，水轮机过流部件电弧增材修复层及热影响区会在热应力、组织应力以及基体强约束机械应力共同作用下产生高水平的残余应力^［10-11］，特别是有害的拉应力，容易发生变形与开裂^［12］，或形成高应力脆硬区。上述粗晶和高水平残余拉应力共同导致水轮机关键过流部件电弧增材再制造存在强度、硬度、塑性、韧性等力学性能不足的问题，无法满足水轮机关键过流部件高性能再制造的实际需求。

针对上述问题，笔者提出了一种随动热锤辅助水轮机关键过流部件电弧增材再制造工艺方案（以下简称“随动热锤”）^{［1， 4］}，在电弧增材制备修复层的过程中，通过驱动小型轻载工业机器人手臂运载微型锤头近距离跟随焊道熔池，在高温下对修复焊道进行锤击变形，利用高温塑性变形来改善增材层晶粒粗大和高水平残余拉应力的问题，进而提高修复层力学性能。在前期研究中，笔者以常用的水轮机修复材料耐腐蚀性能优异的0Cr13Ni5Mo马氏体不锈钢为焊材，采用优化的随动热锤工艺制备了层数为4、厚度约为7 mm的薄型修复层，并通过力学测试确定了该工艺通过形变强化和细晶强化对修复层强度和硬度的有效提升作用，然而，因高温锤击塑性变形会产生一定程度的加工硬化，引入了高密度的位错，修复层塑性韧性出现较大幅度下降^［4］。研究表明，工程中水轮机关键过流部件发生气蚀、磨蚀和局部断裂等失效对应的主要失效机制是电化学腐蚀和微射流（高速液流中负压空泡周期性溃灭所形成）交变冲击作用下的疲劳剥蚀，以及电化学腐蚀和泥沙碎石异物高速冲刷作用下的摩擦磨损^［13-14］。因此，从宏观性能需求出发，实现水轮机关键过流部件高性能再制造一方面需要修复层具有优异的耐腐蚀性能（可通过选用耐腐蚀性能优异的焊材来满足^［12］），而更为重要的是要求修复层具有优异的强韧性，以提高其抗疲劳和耐磨损破坏的能力^［15-16］。因此，上述采用随动热锤辅助制备薄型修复层的方式无法从真正意义上实现水轮机关键过流部件高性能修复再制造。研究表明，多层增材过程中，处于不同时空坐标下的增材层所经历的热过程完全不同^［17-18］，因此，当采用随动热锤工艺辅助制备单道多层增材层时，前一阶段通过高温锤击变形引入到增材层内的高密度位错会随着下一阶段增材层数的增加呈逐渐下降趋势（因受多层增材自热处理作用），结合热塑性变形对增材层晶粒的细化作用，通过随动热锤辅助单道多层增材的方式，有望通过晶粒细化和自退/回火热处理消减高密度位错，实现增材层强度和塑性协同调控。

本文针对采用随动热锤工艺辅助大型水轮机关键过流部件电弧增材再制造存在强塑权衡的问题，提出了通过随动热锤辅助单道多层增材制备强度、塑性同步提升的修复层的构想，在采用最优随动热锤工艺参数辅助单道多层增材制备厚型修复层的基础上，利用光学显微镜（OM）、X射线衍射仪（XRD）等材料表征方法和力学性能测试实验，研究了随动热锤对单道多层增材层微观组织和宏观力学性能的影响规律，并揭示其作用机理。

1 实验

1.1 材料

实验所用焊材为0Cr13Ni5Mo超低碳马氏体不锈钢焊丝，直径为1.2 mm，化学组分见表1。该焊材为水轮机关键过流部件常用修复焊材。实验用基板为0Cr13Ni5Mo钢板，几何尺寸为300 mm×200 mm×20 mm。前期JMatPro软件计算结果表明，0Cr13Ni5Mo钢奥氏体化温度约为705 ℃，奥氏体再结晶温度约为923 ℃，奥氏体向高温铁素体转化的温度约为1310 ℃^［4］。

1.2 工艺原理

采用随动热锤工艺辅助制备0Cr13Ni5Mo单道多层增材层，其工艺原理如图1所示，其中T、ρ、f、v_t、v_h和ε分别代表锤击温度、锤击密度、锤击频率、锤头平动速度、锤击速度和锤击变形量。

1.3 制样过程

采用前期优化所得随动热锤工艺参数^［4］（表2）制备随动热锤组和未锤击组单道多层增材试块若干。其中，代表性试块如图2所示，增材层厚度约为50 mm，因其制备过程为等厚度多道多层增材过程，故其制备过程中宏微观演化规律可代表水轮机过流部件厚型修复层对应规律。此外，制备时每层焊层需使用风枪冷却至接近室温后再进行下一层增材，以确保每层焊层增材时锤击介入的温度和产生的变形量是相近的，即温度略高于奥氏体再结晶温度，变形量约为40%。

按图3所示位置线切割金相试样，其中ND（法向）-TD（横向）面为观察面，打磨抛光后，采用温度约为80 ℃的高锰酸钾硫酸水溶液进行腐蚀，以显现其原奥氏体晶界，腐蚀时间为25～35 s。

按图3所示位置和方向线切割拉伸试样，其中ND和RD（轧制方向）两方向各6个，打磨抛光后，以0.002 s^-1的应变速率进行室温拉伸试验，拉伸试验执行GB/T 228.1—2010室温拉伸试验国家标准。

2 结果与讨论

2.1 微观组织

图4所示为未锤击组和随动热锤组单道多层增材试块在光学显微镜下原奥氏体晶粒的分布情况。未锤击组，即沉积态，如图4a所示，增材层熔合界面及附近区域以尺寸粗大的柱状晶为主，柱状晶垂直于熔合界面呈近平行向前生长，沿长度方向尺寸高达毫米级。此外，靠近熔合界面的上下区域柱状晶尺寸存在一定的不均匀性，界面以下柱状晶尺寸明显比界面以上更为粗大。图4c所示为未锤击组增材层层内区域，整体上其原奥氏体晶粒分布规律与前者相同，以尺寸粗大的柱状晶为主，同时，柱状晶形态和尺寸也存在一定的不均匀性。对未锤击组试作整体晶粒度评级，约为-3~0级。相反，如图4b所示，经特征工艺处理得到的随动热锤组，增材层熔合界面及附近区域，除右侧靠近熔合界面的局部区域分布着少量小尺寸的柱状晶外，大部分区域以尺寸细小的等轴晶为主。同时，如图4d所示，特征工艺下制备的各增材层层内及层间区域晶粒分布规律具有相似性，均得到了尺寸细小的等轴晶，且晶粒的尺寸和形态分布相对均匀，对随动热锤组试样做整体晶粒度评级，约为8~10级。

未锤击组增材层内和两增材层熔合界面及附近区域形成粗大柱状晶，究其原因主要是和发生固液相变的熔池具有高温度梯度和低过冷度有关。同时，两相邻增材层熔合界面上下区域形成的柱状晶在尺寸上具有较大差异，这主要和柱状晶发展所处的阶段不同有关，熔合线以上区域的柱状晶处于形成初期还未得到发展，因此尺寸较小，而熔合线以下区域的柱状晶处于柱状晶发展末期，因而尺寸更加粗大。而随动热锤组增材层内和两增材层熔合界面及附近区域均得到了尺寸细小的等轴晶，且分布相对均匀。分析上述现象形成原因为：在略高于奥氏体再结晶温度进行锤击变形的增材层，首先会通过不完全再结晶实现奥氏体晶粒初步细化，随后，因存在一定数量后续增材层沉积产生的热处理和对应随动热锤工艺的作用，晶粒初步细化的增材层会发生反复变形和奥氏体再结晶，并随着后续增材层数的不断增加逐步完成奥氏体再结晶，因此，最终得到了细化程度高且分布均匀的奥氏体晶粒。

2.2 力学性能

图5为随动热锤组和未锤击组单道多层增材试块RD和ND方向拉伸性能分布直方图，图6为两实验组对应的典型拉伸曲线。整体上，随动热锤工艺对单道多层增材层强度的影响与前期研究中对薄型修复层的结果相似^［4］，相较于未锤击组，随动热锤组两个方向的屈服强度和抗拉强度均得到一定幅度的提升。RD方向，即沉积方向，屈服强度平均值由685.8 MPa增大至813.7 MPa，增大128.1 MPa，提升幅度约18.7%，抗拉强度平均值由992.9 MPa增大至1127.4 MPa，增大134.5 MPa，提升幅度约13.5%；ND方向，即增材层堆积方向，屈服强度平均值由688.2 MPa增大至792.9 MPa，增大104.7 MPa，提升幅度约15.2%，抗拉强度平均值由1003.1 MPa增大至1094.8 MPa，增大91.7 MPa，提升幅度约9.1%。然而，随动热锤工艺对其延伸率的影响却与薄型修复层存在较大差异，随动热锤工艺辅助制备的薄型修复层，RD方向延伸率相较于对照组出现一定幅度的下降（遵循塑性变形提高强度而损失延展性的规律）^［4］，而本试验随动热锤工艺辅助制备的单道多层增材层RD方向延伸率与对照组呈基本持平略有下降的趋势，由20.5%降至19.4%，同时，值得注意的是ND方向，即增材层堆积方向，延伸率不仅未出现下降，反而得到一定幅度的提高，由14.1%增大至16.2%，提升幅度约14.9%。

上述采用随动热锤工艺辅助单道多层增材打破了塑性变形强度塑性相互制约的矛盾，得到了强度塑性同时提高的增材层，分析其形成原因如下：一方面，如图4b和图4d所示，通过高温下反复锤击变形和奥氏体再结晶，得到了晶粒尺寸大幅减小的细晶组织，通过细晶强化提高强度，并通过细晶促使位错运动分散，减小晶间应力集中，降低裂纹形成风险，提高了断裂前塑性^［19］；另一方面，采用单道多层增材方式，可利用后续增材层沉积时的热影响对前面先变形的增材层进行回火热处理，这样可以有效消减先增材层内因锤击塑性变形引入的高密度位错，降低增材层塑性的损失。

为进一步验证上述推论，如图3所示，分别切取等尺寸随动热锤组和未锤击组XRD试样，打磨抛光后进行扫描，利用XRD衍射图谱和数值处理方法计算获得随动热锤组和未锤击组单道多层增材试块对应的位错密度。图7a为随动热锤组和未锤击组XRD衍射图谱，两者均有三处衍射峰，对应α（110）、α（200）和α（211）三晶面，对应的衍射角分别为44.6°、64.6°和82.3°。图谱中未观测到奥氏体对应的特征峰，表明两试验组残余奥氏体含量均很少。进一步对比两试验组三特征峰之间差异，随动热锤之后，衍射峰宽度有增大的趋势，如图7b~图7d所示。

根据测试理论^［20］，XRD试样平均位错密度{\rho }_{\mathrm{d}}和平均微应变\overline{e}存在以下关系：

{\rho }_{\mathrm{d}}=\frac{\mathrm{14.4}{\overline{e}}^{\mathrm{2}}}{b^{\mathrm{2}}}

其中，b为伯氏矢量的模，对于体心立方晶胞，值为0.286 nm。而平均微应变则和XRD衍射峰半峰宽存在以下关系：

\frac{\beta (\mathrm{2}\theta )\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\theta }{\lambda }=\frac{K}{\overline{d}}+\frac{\mathrm{4}\overline{e}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\theta }{\lambda }

其中，θ为半衍射角；β（2θ）为衍射峰半峰宽；λ为衍射波长，取值0.154 06 nm；K为布拉格常数，对于立方晶系，取值0.89；\overline{d}为平均晶粒尺寸。因此，两试验组对应的微应变可基于三组特征峰半峰宽数据进行线性拟合求得，分别为-1.48×{\mathrm{10}}^{-\mathrm{3}}和-1.57×{\mathrm{10}}^{-\mathrm{3}}，最后根据式（1）计算求得未锤击组对应的位错密度为3.87×10¹⁴ m{}^{-\mathrm{2}}，随动热锤组位错密度为4.35×10¹⁴ m{}^{-\mathrm{2}}（为取样区域位错密度，可作为试样整体位错近似值，但非准确值），数值上，两者差异并不显著，同时，前期研究中相同随动热锤工艺下制备薄型修复层对应的位错密度为7.5×10¹⁴ m{}^{-\mathrm{2}}^［4］。对比分析确定，采用单道多层的增材方式，通过一定数量后续增材层循环热处理作用，确实大幅度降低了随动热锤工艺引入到增材层内的高密度位错，这对增材层塑性的提高起到了积极的作用。

3 结论

采用提出的随动热锤工艺（平面锤头，锤击温度略高于奥氏体再结晶温度，变形量约40%），以单道多层增材的方式制备0Cr13Ni5Mo马氏体不锈钢增材层，沉积方向屈服强度提高约18.7%，抗拉强度提高约13.5%，延伸率与对照组基本持平，呈略微下降趋势；增材层堆积方向屈服强度提高约15.2%，抗拉强度提高约9.1%，延伸率提高约14.9%，实现了增材层强度与塑性的协同调控，突破了塑性变形辅助电弧增材强度、塑性相互制约的限制。随动热锤辅助单道多层增材制备0Cr13Ni5Mo马氏体不锈钢增材层，实现其强塑协同调控的机制包含两方面：一是通过高温下反复变形和奥氏体再结晶实现了增材层晶粒大幅度细化和均匀化；二是通过单道多层增材的方式，利用后续增材层沉积时的热影响对先变形增材层进行回火热处理，有效消减了先增材层内因锤击塑性变形产生的高密度位错。

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基金资助

湖北省自然科学基金(2024AFB266)

水电机械设备设计与维护湖北省重点实验室基金(2023KJX06)

三峡大学科研启动基金(2024RCKJ004)