摘 要:某球閥與閥桿鉸接旋轉(zhuǎn)運動處發(fā)生明顯變形,導致該處表面的火焰噴涂涂層發(fā)生大面 積脫落。采用宏觀觀察、化學成分分析、掃描電鏡及能譜分析等方法對涂層脫落的原因進行分析, 結(jié)果表明:閥桿通過鉸接帶動球閥旋轉(zhuǎn),球閥在旋轉(zhuǎn)過程中進行高頻次、周期性的運動,交變應力導 致球閥基體發(fā)生蠕變變形,變形后的基體使脆性的火焰噴涂涂層碎裂及大面積脫落。 

關鍵詞:球閥;閥桿;扭轉(zhuǎn)力;疲勞應力;火焰噴涂 

中圖分類號:TB31;TG115.2 文獻標志碼:B 文章編號:1001-4012(2023)06-0055-04

電力行業(yè)用球形閥門對管道內(nèi)介質(zhì)的流量控 制、開啟和閉合起到至關重要的作用,可以實現(xiàn)介質(zhì) 的流通和截止[1]。在機構(gòu)運動過程中,球閥和閥座 長期密封旋轉(zhuǎn),導致二者間存在長時、高頻的滑動摩 擦作用,并發(fā)生減薄、磨損、變形等現(xiàn)象,嚴重影響球 閥對介質(zhì)的調(diào)節(jié)控制[2]。球閥外表面和閥座內(nèi)表面 的硬質(zhì)涂層表面改性至關重要,火焰噴涂方式是通 過機械結(jié)合作用,最大限度地提升表面的硬度和耐 磨性[3]。某火電廠球閥與閥桿旋轉(zhuǎn)鉸接處發(fā)生變形 和涂層脫落,該球閥基體材料為12Cr1MoV 低合金 鋼。球閥直徑為43mm,圓形孔直徑為22mm,矩 形鉸接處尺寸為25mm×17mm(長度×寬度),火 焰噴涂涂層材料為 NiCr-Cr3C2。

筆者采用一系列理化檢驗方法對涂層脫落的原 因進行分析,以防止該類事故再次發(fā)生。 

1 理化檢驗 

1.1 宏觀觀察 

閥桿通過矩形鉸接與球閥形成聯(lián)動,帶動球閥 在環(huán)形閥墊上旋轉(zhuǎn)[4]。高頻率、長時間的鉸接和旋 轉(zhuǎn)導致閥桿和球閥接觸處均發(fā)生較明顯的變形,閥 桿矩形端頭發(fā)生嚴重磨損,球閥矩形凹槽內(nèi)部產(chǎn)生 嚴重擠壓凹坑。同時,鉸接處覆蓋于球閥表層的硬 質(zhì)涂層發(fā)生碎裂和脫落現(xiàn)象。涂層脫落的球閥、閥桿和閥墊宏觀形貌如圖1所示。由圖1可知:球閥 表面涂層發(fā)生較嚴重的碎裂現(xiàn)象,碎裂區(qū)域主要集 中在矩形凹槽長邊附近。凹槽內(nèi)部與閥桿鉸接處發(fā) 生嚴重變形。碎裂的涂層尖角較為鮮明,呈崩斷脆 性開裂形貌。同時,由于矩形凹槽內(nèi)不存在因變形 而碎裂的涂層,可確認該球閥的加工工藝為先進行 火焰噴涂,再進行矩形槽機械加工[5]。

1.2 化學成分分析 

采用直讀光譜儀對球閥基體進行化學成分分 析,結(jié)果如表1所示,由表1可知:球閥基體的化學 成分符合GB/T3077—2015《合金結(jié)構(gòu)鋼》的要求。

1.3 掃描電鏡(SEM)分析 

將球閥置于掃描電鏡下觀察,結(jié)果如圖2所示。 圖2a)為閥桿和球閥的鉸接處,閥桿高頻次旋轉(zhuǎn)作 用導致該處形成尖角狀凹坑[6],旋轉(zhuǎn)形成的應力導 致基體發(fā)生明顯組織畸變和表層氧化層碎裂;圖 2b)為旋轉(zhuǎn)力輸入的應力點區(qū)域,應力輸入點附近 涂層已全部發(fā)生脫落,存在較明顯的發(fā)散條紋,條紋 間夾角約為30°,是應力以點的形式輸入基材并在 基體內(nèi)擴散的典型形貌,應力在接觸點處已經(jīng)發(fā)散 狀擴散至基體內(nèi)部[7];圖2c)為閥桿與球閥旋轉(zhuǎn)鉸 接處的形貌,由于閥桿的旋轉(zhuǎn)作用,閥桿逐漸與球閥 間形成間隙,隨著間隙的增大,接續(xù)的高頻次旋轉(zhuǎn)會 使二者間產(chǎn)生位移,從而使球閥邊緣產(chǎn)生明顯的金 屬流變和劃傷形貌;圖2d)為凹槽邊緣的殘留涂層 形貌,該殘留涂層為先進行火焰噴涂,后機械加工凹 槽所致,在邊緣處形成沒有支撐且極易脫落的棱狀涂層[8];火焰噴涂涂層沿著發(fā)散狀應力擴散方向開 裂,涂層與基體發(fā)生剝離,應力擴展使涂層發(fā)生顯著 脆性開裂[見圖2e)],裂紋擴展方向的反向延長線 焦點即為應力輸入點[9];涂層和基體間存在較明顯 圖2 涂層脫落球閥的SEM 形貌 的未熔合,是火焰噴涂機械結(jié)合的典型特征[見圖 2f)];涂層在循環(huán)疲勞應力的作用下,發(fā)生波紋狀剝 離,在基體表層有部分涂層殘留[見圖2g),2h)],同 時,在涂層完全脫落區(qū)域,能夠觀察到顆粒狀的層間 球狀脆化相;碎裂涂層的斷口呈明顯的解理特征[見 圖2i)],內(nèi)部尖角狀組織明顯,為高溫運行狀態(tài)下的 表層析出,是涂層脆性開裂的典型形貌[10];運行后 球閥基體和涂層間析出球狀碳化物,碳化物密集分 布于基材表層,觀察到的碳化物最大直徑約為10 μm,平均直徑約為6.2μm,析出相平均間距約為 18.7μm,與涂層厚度接近,阻隔了涂層和基體間的結(jié)合力[見圖2j)]。 

1.4 能譜分析 

對球閥表面原始涂層區(qū)域、開裂涂層區(qū)域和脫 落后的基材區(qū)域分別進行能譜分析,結(jié)果如圖3所 示,涂層表層中 Ni元素的質(zhì)量分數(shù)為10%,Cr元 素的質(zhì)量分數(shù)為25%~40%,Fe元素的質(zhì)量分數(shù) 為0~5%,碎裂涂層中間區(qū)域的成分與完整涂層表 層基本一致,為高強度且耐腐蝕的高鉻鎳涂層[11]。 球閥基材中 Ni的質(zhì)量分數(shù)為0~2%,Cr元素的質(zhì) 量分數(shù) 為 10% ~15% ,Fe元 素 的 質(zhì) 量 分 數(shù) 為 20%~30%,說明球閥基材中基本不含 Ni元素,為 鐵基材料。

涂層與基材的化學成分差別較大,表明該火焰 噴涂涂層與球閥基材之間基本沒有元素遷移,即沒 有與基材發(fā)生液態(tài)金屬互相滲透,屬于機械結(jié)合而 非冶金結(jié)合[12]。涂層和基材間析出的球狀析出成 分為Fe元素和 C元素,為高溫運行狀態(tài)下析出的 層間碳化物[13]。

由此可見,基材材料為Ni元素含量較低的非奧 氏體不銹鋼,火焰噴涂涂層為Cr、Ni元素含量較高 的硬質(zhì)合金,該合金具有較大脆性。閥桿高頻次的 運動導致球閥在應力作用下出現(xiàn)開裂和剝離[14]。

2 綜合分析 

綜合上 述 分 析 可 得,球 閥 基 材 為 低 合 金 鋼 12Cr1MoV,火焰噴涂涂層為高 Cr、Ni元素含量的 NiCr-Cr3C2 硬質(zhì)合金[15]。同時,二者為機械結(jié)合狀 態(tài),涂層和基材屬于2個獨立部分,并沒有基材金屬 和涂層金屬互熔過程導致的元素流動現(xiàn)象,因此二 者結(jié)合強度也相較于冶金結(jié)合存在很大差距[16]。

該球閥在機械加工前進行了整球火焰噴涂,噴 涂完成后進行矩形槽加工。根據(jù) GB/T3077— 2015,基材12Cr1MoV鋼的硬度不大于179HBW, 抗變形能力較低。在閥桿高頻次往復運動的交變應 力作用下,閥桿與球閥鉸接面產(chǎn)生循環(huán)應力,因此球 閥矩形槽內(nèi)發(fā)生明顯變形[17-18]。在交變應力的循 環(huán)作用下,表面涂層形成疲勞源,并失穩(wěn)擴展,為球 閥表面涂層碎裂的直接原因[18]。

NiCr-Cr3C2 涂層屬于脆性金屬基陶瓷涂層,為 金屬基陶瓷復合材料,其經(jīng)熱噴涂與基體機械結(jié)合, 機械結(jié)合強度約為90MPa,與等離子噴焊和激光熔 覆等冶金結(jié)合形式的表面改性強度相差較大[19]。 經(jīng)交變應力作用后,涂層容易發(fā)生剝離、脫落等現(xiàn) 象[20-21]。同時,球閥在約480℃的高溫水環(huán)境中運 行,12Cr1MoV鋼基材與 NiCr-Cr3C2 涂層間析出以 M23C6 和 M7C3 為主的含碳球狀相,導致基材和涂 層間結(jié)合不緊密,加劇了剝離效應[22]。

3 結(jié)語 

(1)建議對球閥先進行凹槽的機械加工,再進 行火焰噴涂,使噴涂涂層能夠覆蓋凹槽內(nèi)部,保證球 閥和閥桿旋轉(zhuǎn)受力點處的硬度和抗變形能力。 

(2)對球閥進行凹槽機械加工后,根據(jù)球閥的 變形點確定受力區(qū)域,在鉸接面的受力區(qū)域進行硬 質(zhì)合金的內(nèi)孔激光熔覆改性,以確保鉸接處的硬度 和抗變形能力。

參考文獻: 

[1] 鹿海洋.多角度沖擊下Cr3C2-kNiCr改性涂層的沖蝕 磨損特性及機理研究[D].濟南:山東大學,2022. 

[2] 孫勇,孫健豪,唐洪奎,等.熱噴涂用Inconel718粉末 制備及涂層性能研究[J].金屬加工(熱加工),2022 (7):58-61. 

[3] 易新林.超音速火焰噴涂Cr3C2/Fe復合涂層的組織 結(jié)構(gòu)及其性能研究 [D].馬鞍山:安徽工業(yè)大學, 2021. 

[4] 國俊豐,夏春陽.熱噴涂TiC-NiCr涂層的磨損行為及 機理[J].有色金屬工程,2021,11(10):48-53. 

[5] 章友誼.超音速火焰噴涂 Cr3C2-NiCr涂層和 WC10Co-4Cr涂層的組織與性能[J].材料保護,2020,53 (7):100-104,136. 

[6] 丁翔,程旭東,丁彰雄,等.超音速火焰噴涂微納米 WC-CoCr涂層的性能與空蝕行為[J].中國有色金屬 學報,2017,27(8):1679-1686. 

[7] KANE K A.Theeffectofbondcoatingsurface modification on the performance of atmospheric plasmaspraythermalbarriercoatings[J].Surfaceand CoatingsTechnology,2019,378:125042. 

[8] VERESCHAKAA,GRIGORIEVS,CHIGAREVA, etal.Developmentofamodelofcrackpropagationin multilayer hard coatings under conditions of stochasticforceimpact[J].Materials,2021,14(2): 260. 

[9] 黃瑞,劉湘江,黃宗澤.R18CrNi8鋼制滲碳針閥體失 效分析[J].寶鋼技術(shù),2021(2):43-47. 

[10] ZHENGBINGQI.Effectofsputteringpoweronthe chemicalcomposition,microstructureandmechanical propertiesofCrNxhardcoatingsdepositedbyreactive magnetronsputtering[J].Vacuum,2017,145:136- 143. 

[11] 王坤,姜鶴明,金克雨,等.球閥表面熱噴涂鎳基合金 強化層耐磨性的研究[J].四川冶金,2022,44(2):23- 27,59. 

[12] 黃宇生,柏洪武,邱曉來,等.超音速火焰噴涂Cr3C2- NiCr涂層性能及其在金屬硬密封球閥上的應用[J]. 材料保護,2020,53(9):50-55. 

[13] 陳彥,杭麗娜,張程,等.鈦材球閥閥球及閥座表面硬 化處理的研究[J].化工機械,2018,45(5):533-537. 

[14] 車鵬程,邵文柱,程義,等.瞬時過熱對高鉻鎳奧氏體 鋼斷裂和析出相形變的影響機理[J].金屬熱處理, 2021,46(5):235-242. 

[15] 盧艷東,田洪志.超級雙相不銹鋼球閥腐蝕泄漏預防 措施[J].發(fā)電設備,2021,35(3):177-184. 

[16] 夏雯,劉淑鳳,杜風貞,等.天然氣管道用直通球閥的 開裂原因分析[J].理化檢驗(物理分冊),2017,53 (11):818-821.

[17] 黃美林,吳懷敏,王忠淵,等.高溫高壓耐磨球閥的研 制[J].閥門,2020(6):13-16. 

[18] 李俊,呂東,張曉忠,等.金屬密封球閥的密封性能機 理解析[J].閥門,2022(2):123-127. 

[19] 曹海.耐磨球閥在煤直接液化工藝的應用及失效分析 [J].化工管理,2021(26):178-179,182. 

[20] 李憲爽.某亞臨界機組鍋爐末級過熱器泄漏原因分析 [J].理化檢驗(物理分冊),2019,55(1):56-58. 

[21] 張成,陸平,張清雙,等.金屬密封球閥密封面硬化技 術(shù)的選擇[J].通用機械,2015(5):87-88. 

[22] 郝小虎,趙煒,李建國,等.長輸管道閥門內(nèi)漏失效分 析和控制措施[J].全面腐蝕控制,2020,34(7):117- 119. 

<文章來源 > 材料與測試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 59卷 > 6期 (pp:55-58)>