王海濤 王國珍 軒福貞 涂善東 劉長軍

（華東理工大學(xué)機械與動力工程學(xué)院 承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室 上海 200237）

核電52M鎳基合金異種金屬焊接接頭的局部斷裂行為

王海濤 王國珍 軒福貞 涂善東 劉長軍

（華東理工大學(xué)機械與動力工程學(xué)院 承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室 上海 200237）

異種金屬焊接接頭是核電系統(tǒng)內(nèi)部易損部件，為保證其安全使用，需要對其進行準確的完整性分析。為了理解含缺陷異種金屬焊接接頭的斷裂表現(xiàn)，確定現(xiàn)有程序?qū)Ξ惙N金屬接頭評定的適用性。本文對鎳基合金52M異種金屬接頭不同位置裂紋的三點彎曲試樣進行了斷裂試驗。發(fā)現(xiàn)試樣的裂紋擴展阻力及路徑不同，且裂紋路徑總是向低屈服強度材料側(cè)偏轉(zhuǎn)。得出裂紋路徑的偏轉(zhuǎn)主要由裂尖材料強度失配控制，而非韌性失配控制。對于擴展路徑有偏斜的裂紋，其J-R阻力曲線反映的是沿裂紋擴展區(qū)材料的表觀斷裂阻力，而非初始裂紋尖端區(qū)材料的本質(zhì)斷裂阻力。在不考慮焊接熱影響區(qū)、界面區(qū)及內(nèi)部影響區(qū)斷裂阻力的情況下，采用現(xiàn)有程序去評定含缺陷異種金屬接頭，將產(chǎn)生非保守或過于保守的評定結(jié)果，且在多數(shù)情況下，得到非保守的評價結(jié)果。

異種金屬焊接接頭，J-R阻力曲線，裂紋擴展路徑，完整性評定

異種金屬焊接接頭是壓水堆核電站一回路系統(tǒng)中容易產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕裂紋(SCC)的易損部件，保證該接頭的完整性對于保證一回路系統(tǒng)壓力邊界的完整性具有重要意義。研究和理解異種金屬接頭中裂紋的起裂及擴展行為，對于進行準確的接頭完整性評定及安全設(shè)計是至關(guān)重要的[1]。對此，國內(nèi)外已進行了一些研究。然而，這些研究主要是針對實驗室模擬焊接的異種金屬接頭試板[2]，且主要的焊接材料是傳統(tǒng)的抗腐蝕性能較差的Alloy 82/182鎳基合金，并僅對接頭中有限的幾個裂紋位置進行了實驗和分析研究。對新建核電廠中使用的更抗腐蝕的Alloy 52M鎳基合金異種金屬接頭的局部斷裂行為還缺乏系統(tǒng)的研究和理解。

此外，在現(xiàn)有的焊接接頭結(jié)構(gòu)完整性評定的標準中，將焊接接頭一般簡化為由母材和焊縫兩種材料組成，并通過等效材料的概念將均質(zhì)材料的缺陷評定路線用于焊接接頭[3]。這種簡化未考慮熔合區(qū)、焊接熱影響區(qū)及不同材料界面區(qū)組織與力學(xué)性能的強烈不均勻性對接頭局部損傷和斷裂行為的影響，由此對評定結(jié)果帶來的影響也還未得到深入的研究和認識。

本文對建造AP1000核設(shè)備的新型52M鎳基合金異種金屬焊接接頭的局部斷裂行為進行了系統(tǒng)的實驗研究。測得了包括熔合區(qū)、焊接熱影響區(qū)及不同材料界面區(qū)13個位置處的J-R裂紋擴展阻力曲線及裂紋擴展路徑，分析了接頭中裂紋位置和局部強度失配對J-R阻力曲線、裂紋擴展路徑及完整性評定的影響。

1 斷裂實驗

本文研究的焊接接頭取自新型52M鎳基合金安全端異種金屬焊接接頭，其結(jié)構(gòu)及材料如圖1所示。管嘴(Nozzle)和安全端管(safe end pipe)分別由鐵素體低合金鋼(A508)及奧氏體材料(316L)制造。焊接接頭的制造采用在管嘴上堆焊52M鎳基合金，然后再用52M鎳基合金焊材與安全端管連接起來。在此，分別將堆焊層材料和焊縫金屬材料記為52Mb和52Mw。異種金屬焊接接頭的四種材料的化學(xué)成分在表1中給出。圖1(b)中的不銹鋼堆焊層(cladding)是保護管嘴內(nèi)表面及局部焊接接頭的耐蝕堆焊層。

斷裂試驗采用三點彎曲試樣，取樣方式、裂紋位置及試樣尺寸如圖2所示。其中crack 1和crack 13分別位于A508及316L均質(zhì)材料中，其他裂紋則位于焊接接頭的堆焊層/焊縫中心(crack 5,9)、熱影響區(qū)(crack 2,6,12)、熔合線(crack 3,7,11)及內(nèi)部影響區(qū)(crack 4,8,10)。斷裂試驗在Instron試驗機上進行，采用ASTM E1820-08a[4]標準A.15中的歸一法程序進行測試，且每個裂紋位置測試一個三點彎曲試樣。試驗過程中，通過試驗機輔助測量裝置測試得到試樣的單調(diào)加載載荷–線位移曲線。試驗完成后，將試樣從中間切開，切割圖如圖3所示。一半試樣用于測量初始裂紋長度及最終擴展長度。另一半試樣經(jīng)拋光腐蝕后用于裂紋擴展路徑的掃描電鏡觀察。根據(jù)加載試樣的載荷–線位移曲線，斷裂試樣的初始裂紋長度0a和最終裂紋長度fa，采用歸一法即可得到裂紋試樣的擴展阻力曲線(J-R阻力曲線)。歸一法首先根據(jù)一定量的標稱載荷和標稱塑性位移數(shù)對按照公式(1)擬合出載荷與塑性位移函數(shù)：

之后在初始裂紋長度a0和最終裂紋長度af之間補充一些裂紋長度ai，根據(jù)得到的塑性位移函數(shù)(1)遞推得到對應(yīng)裂紋長度ai的載荷位移數(shù)對(Pi， vi)。然后根據(jù)ASTM E1820-08a阻力曲線法公式(A1.7)和(A1.8)得到與裂紋長度ai相對應(yīng)的裂紋尖端Ji積分。最后將裂紋長度ai與初始裂紋長度a0做差得到裂紋擴展長度Δai，聯(lián)立裂紋尖端驅(qū)動力Ji即得到裂紋試樣的J-R阻力曲線。

圖1 異種金屬焊接接頭結(jié)構(gòu)(a)和材料(b)Fig.1 The structure of dissimilar metal welded joint(a) and material(b).

圖2 三點彎曲試樣取樣及裂紋位置(a)和試樣尺寸(b)Fig.2 Extraction of three-point bend specimen and crack positions(a) and specimen size(b).

圖3 斷裂試驗后試樣切割圖Fig.3 Schematic diagram for sectioning the tested specimen.

2 實驗結(jié)果

2.1異種金屬焊接接頭的J-R阻力曲線

為便于分析，本文按照焊接接頭材料來分區(qū)表征J-R阻力曲線。對于界面裂紋，將其J-R阻力曲線分別歸于相鄰材料區(qū)域。接頭不同位置裂紋的J-R阻力曲線在圖4給出。對于A508區(qū)域裂紋(Fig.4(a))，crack 1和crack 2的J-R阻力曲線大致相當(dāng)，crack 3的J-R阻力曲線則小于crack 1。對于52Mb區(qū)域(Fig.4(b))，crack 3的J-R阻力曲線在此區(qū)依然最低，而52Mb中心區(qū)域crack 5則具有最高的J-R阻力曲線。其他裂紋試樣的J-R阻力曲線介于crack 3和crack 5的J-R阻力曲線之間。對于52Mw區(qū)域(Fig.4(c))，52Mw中心區(qū)域crack 9試樣的J-R阻力曲線最低，而crack 7試樣的J-R阻力曲線則最高。其他裂紋試樣的J-R阻力曲線介于二者之間。對于316L區(qū)域(Fig.4(d))，crack 13具有高的J-R阻力曲線，crack 11則具有最低的J-R阻力曲線，316L熱影響區(qū)crack 11的J-R阻力曲線則介于crack 13和crack 11的J-R阻力曲線之間。由此可見，不同位置裂紋的試樣具有顯著不同的局部斷裂阻力。

圖4 異種金屬焊接接頭的J-R阻力曲線 (a) A508區(qū)域；(b) 52Mb區(qū)域；(c) 52Mw區(qū)域；(d) 316L區(qū)域Fig.4 J-resistance curves for the dissimilar metal welded joint for A508 region(a), 52Mb region(b), 52Mw region(c) and 316L region(d).

2.2異種金屬焊接接頭的局部裂紋擴展路徑

圖5給出了典型位置裂紋的擴展路徑。由于crack 1、5、6、7、9及13的裂紋擴展路徑基本沿著初始裂紋面向前發(fā)展，僅在圖5(a)和(e)中分別給出了crack 1和5的典型擴展路徑。對于crack 2、3、4、8、10、11及12，裂紋在擴展中都偏離了初始裂紋面，分別向不同方向傾斜擴展，詳細裂紋擴展情況見圖5所示。

3 討論

3.1裂紋位置對J-R阻力曲線及裂紋擴展路徑的影響

由圖4及5可以看出，不同位置的裂紋具有不同的J-R阻力曲線及裂紋擴展路徑。本文作者曾通過數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，接頭局部區(qū)強度失配影響裂紋尖端前的三軸應(yīng)力及塑性應(yīng)變分布，高三軸應(yīng)力及高塑性應(yīng)變分布于裂紋尖端低強度的材料一側(cè)，使裂紋在強度低的材料一側(cè)先行起裂，并進一步擴展[5]。為了詳細表征核電異種金屬焊接接頭的力學(xué)性能，作者曾通過拉伸小試樣測定了焊接接頭的強度及硬化指數(shù)分布[6]，如圖6所示。由于試樣拉伸力學(xué)性能擬合為Ramberg-Osgood關(guān)系，因此，圖6(b)中低的硬化指數(shù)表示高的加工硬化能力。由圖6可知，該異種金屬焊接接頭存在強烈的力學(xué)性能不均勻，這對裂紋J-R阻力曲線及裂紋擴展路徑產(chǎn)生影響。

圖5 裂紋擴展路徑(a) crack 1；(b) crack 2；(c) crack 3；(d) crack 4；(e) crack 5；(f) crack 8；(g) crack 10；(h) crack 11；(i) crack 12Fig.5 The crack growth paths. (a) crack 1; (b) crack 2; (c) crack 3; (d) crack 4; (e) crack 5; (f) crack 8; (g) crack 10; (h) crack 11; (i) crack 12

對于crack 1，由于裂紋尖端兩側(cè)材料強度相同，因此伴隨著試樣加載，裂紋尖端高三軸應(yīng)力及塑性應(yīng)變對稱分布，這使得裂紋沿著初始裂紋面向前擴展。此時試樣的J-R阻力曲線反應(yīng)的是裂紋尖端材料本質(zhì)的裂紋擴展阻力。對于crack 3，如圖6(a)示，裂紋兩側(cè)呈現(xiàn)強度失配狀態(tài)。由于低強度的52Mb側(cè)對裂紋尖端塑性變形的拘束小于A508側(cè)，因此，在加載過程中，裂紋尖端前的高三軸應(yīng)力及塑性應(yīng)變主要發(fā)生在52Mb一側(cè)，結(jié)果使得裂紋向52Mb一側(cè)擴展。由于裂紋傾斜擴展，試樣的J-R阻力曲線表征的是沿裂紋擴展路徑區(qū)域材料的斷裂阻力。由于強度失配引起的局部材料拘束促使了crack 3向低強度，但是高韌性的52Mb一側(cè)擴展，相應(yīng)的J-R阻力曲線低。對于crack 2(圖6(a))，裂紋兩側(cè)材料一邊為低強度，一邊是高強度，這使得裂紋也向低強度方向擴展，當(dāng)裂紋擴展到低強區(qū)域的低點后，裂紋尖端相對兩側(cè)材料又呈低配狀態(tài)，此時裂紋擴展又基本沿著低點裂紋面向前擴展，綜合得到圖4(a)的J-R阻力曲線和圖5(b)的裂紋擴展路徑。crack 2和crack 3的這些擴展行為說明，裂紋擴展路徑和局部斷裂阻力主要由強度失配而不是韌性失配所控制。

對于crack 5，如圖6(a)示，由于其距兩側(cè)界面區(qū)域較遠，界面材料拘束對裂紋尖端應(yīng)力/應(yīng)變場的影響不大，這使得裂紋基本沿著初始裂紋面向前擴展。此時測得的J-R阻力曲線反映了裂紋尖端區(qū)域材料的本質(zhì)斷裂阻力，主要由52Mb的材料組織決定。對于crack 9，裂紋兩側(cè)材料強度相對較高(圖6(a))，在加載過程中，裂紋尖端塑性區(qū)被兩側(cè)材料拘束，這使得裂尖區(qū)易于形成高的應(yīng)力/應(yīng)變水平，從而促進裂紋起裂，并近似沿著裂紋面向前擴展，測得的J-R阻力曲線較低。對于其他位置裂紋的J-R阻力曲線及裂紋擴展路徑，用上述強度失配分析，可得出類似的結(jié)果。

圖6 安全端焊接接頭的強度分布圖(a)和硬化指數(shù)分布圖(b)Fig.6 The distributions of strength and crack positions across the dissimilar metal welded joint(a) and the distribution of hardening exponent across the dissimilar metal welded joint(b).

綜合圖4、圖5和圖6及上述分析，可以發(fā)現(xiàn)裂紋一般向低強度材料一側(cè)擴展、而并不總是向低韌性材料一側(cè)擴展。說明裂紋擴展路徑和局部斷裂阻力主要由強度失配而不是韌性失配所控制。材料的本質(zhì)斷裂阻力主要由其微觀組織和拉伸力學(xué)性能決定，只有在裂紋擴展路徑基本不受強度失配的影響，裂紋沿初始裂紋面擴展時才可以測到。

3.2異種金屬焊接接頭結(jié)構(gòu)完整性評定分析

在目前的結(jié)構(gòu)完整性評定標準中，將異種金屬焊接接頭通常簡化為由4種材料連接而成(A508+Alloy 52Mb+Alloy 52Mw+316L)，未考慮熔合區(qū)、焊接熱影響區(qū)及不同材料界面區(qū)組織與力學(xué)性能的強烈不均勻性對接頭局部損傷和斷裂行為的影響。對于熔合區(qū)、熱影響區(qū)及材料界面區(qū)的裂紋通常用母材(A508，316L)或焊縫(Alloy 52Mb，Alloy 52Mw)的材料性能和阻力曲線評定。如對于A508區(qū)域的裂紋，如用均質(zhì)母材A508的J-R阻力曲線(crack 1)去評定熱影響區(qū)裂紋(crack 2)及界面裂紋(crack 3)時，將會得到非保守的評定結(jié)果。這是由于crack 1的J-R阻力曲線略高于crack 2，并顯著高于crack 3。采用crack 1的J-R阻力曲線去評定crack 3的安全性時，結(jié)果的非保守性(危險)更大。對于52Mb區(qū)域的裂紋，由于52Mb中心裂紋(crack 5)試樣的J-R阻力曲線高于本區(qū)域局部的4條裂紋對應(yīng)的J-R阻力曲線。因此，用crack 5的J-R阻力曲線評價本區(qū)域局部熔合區(qū)或熱影響區(qū)裂紋時，將會得到非保守的結(jié)果。對于52Mw區(qū)域的裂紋，由于52Mw中心裂紋(crack 9)的裂紋擴展阻力曲線低于該區(qū)域4條熔合區(qū)、熱影響區(qū)內(nèi)裂紋的J-R阻力曲線，因此，用crack 9評價此區(qū)域熔合區(qū)或熱影響區(qū)內(nèi)裂紋的安全性時，將得到保守的結(jié)果。由于crack 10 和crack 9的J-R阻力曲線大體相當(dāng)，因此，用crack 9的J-R阻力曲線去評價crack 10時，基本是合理的。對于此區(qū)域內(nèi)的其他裂紋，用crack 9的J-R阻力曲線去評價，保守程度將較大。對于316L區(qū)域內(nèi)的裂紋，316L均質(zhì)試樣的J-R阻力曲線高于該區(qū)域內(nèi)熔合區(qū)、熱影響區(qū)的J-R阻力曲線。因此，在該區(qū)域，用316L均質(zhì)材料的J-R阻力曲線去評定熔合區(qū)、熱影響區(qū)裂紋時，會產(chǎn)生非保守的結(jié)果。

綜上可知，不考慮熔合區(qū)、熱影響區(qū)及材料界面區(qū)影響的簡化的焊接接頭結(jié)構(gòu)完整性評價方法，并不適合于評定復(fù)雜的核電異種金屬焊接接頭不同位置裂紋的安全性。這是因為接頭中局部力學(xué)性能的不均勻及其引起的強度失配，影響裂紋的擴展阻力和路徑，基于宏觀斷裂力學(xué)的簡化方法無法準確獲得裂尖斷裂力學(xué)參數(shù)及局部材料和裂紋擴展阻力性能。因此，對于復(fù)雜的核電異種金屬焊接接頭結(jié)構(gòu)的完整性評定，需要測得并考慮接頭局部各區(qū)域的局部力學(xué)和斷裂性能，發(fā)展基于局部損傷斷裂模型的新的評定方法。

4 結(jié)論

(1) 異種金屬焊接接頭存在較大的力學(xué)性能不均勻，接頭不同位置的裂紋附近存在不同的材料性能失配，使得裂紋擴展路徑產(chǎn)生偏移。裂紋總是向局部低強度材料區(qū)擴展，裂紋路徑的偏移主要是由強度失配控制，而非韌性失配控制。強度失配程度越大，裂紋路徑偏移程度越大。

(2) 局部強度失配影響裂紋的擴展阻力。無強度失配試樣得到的J-R阻力曲線反映裂紋尖端材料的真實擴展阻力。局部強度失配試樣測得的J-R阻力曲線反映的是沿裂紋擴展路徑區(qū)材料的表觀斷裂阻力，而非原始裂紋尖端局部材料的本質(zhì)斷裂阻力。

(3) 按目前現(xiàn)有的簡化的焊接接頭結(jié)構(gòu)完整性評定方法，在不考慮熔合區(qū)、熱影響區(qū)及材料界面區(qū)的局部力學(xué)與斷裂性能時，多數(shù)情況下的評定，將得到非保守(不安全)的評價結(jié)果。因此，對于復(fù)雜的核電異種金屬焊接接頭的完整性評定，需要測得并考慮接頭局部各區(qū)域的局部力學(xué)和斷裂性能，發(fā)展基于局部損傷斷裂模型的新的評定方法。

1 Kocak M. 63rdAnnual Assembly & International Conference of the International Institute of Welding, Structural Integrity of welded structures: Process-Property-Performance (3P) Relationship[C], Istanbul, Turkey, 2010

2 Schwalbe K H, Cornec A, Lidbury D. Fracture mechanics analysis of the BIMET welded pipe tests[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2004, 81: 251-277

3 R6, Assessment of the integrity of structures containing defects, Procedure R6-Revision 4[S]. Gloucester, Nuclear Electric Ltd, 2007

4 ASTM E1820-08a. Standard test method for measurement of fracture toughness[S]. Philadelphia, American Society for Testing and Materials, 2008

5 Wang H T, Wang G Z, Xuan F Z, et al. Numerical investigation of ductile crack growth behavior in a dissimilar metal welded joint[J]. Nuclear Engineering and Design, 2011, 241: 3234-3243

6 Wang H T, Wang G Z, Xuan F Z, et al. Local mechanical properties and microstructure of Alloy 52M dissimilar metal welded joint between A508 ferritic steel and 316L stainless Steel[J]. Advance Matererial Research, 2012, 509: 103-110

Local fracture behavior in an Alloy 52M dissimilar metal welded joint in nuclear power plants

WANG Haitao WANG Guozhen XUAN Fuzhen TU Shandong LIU Changjun
(MOE key laboratory of Pressurized System and Safety, School of Mechanical and Power Engineering, East China University of Science and Technology, Shanghai 200237, China)

Background: Dissimilar metal welded joints (DMWJs) were indicated to be vulnerable components in the primary systems, an accurate structural integrity assessment for such DMWJ is needed. Purpose: Understand the fracture performance of the welded joint containing defects, determine if appropriate to assess the defects in the weld joint with the present codes. Methods: The fracture tests of the initial crack located in the different positions of Alloy 52M DMWJ specimens were carried out by using single-edge notched bend (SENB) method. Results: Different crack resistance and crack propagation path were obtained for the SENB specimens, and the cracks always deviate to the materials with lower strength. Conclusions: The crack path deviation is mainly controlled by strength mismatch, rather than toughness mismatch. The J-resistance curves with larger crack path deviation only reflect the apparent fracture resistance along the crack growth region, rather than the intrinsic fracture resistance of the initial crack-tip region material. Without considering the local fracture resistance properties of heat affected zone (HAZ), interface region and internal affected region (IAZ), following present assessment codes will unavoidably produce non-conservative or excessive conservative assessment results. In most cases, the assessment results will be potentially non-conservative.

Dissimilar metal welded joint, J-resistance curve, Crack growth path, Integrity assessment

TL48

10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040628

國家自然科學(xué)基金項目(51075149)、國家863項目(2009AA04Z409，2012AA040103)及中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助

王海濤, 男，1981年出生，現(xiàn)為華東理工大學(xué)機械與動力工程學(xué)院在讀博士研究生，主要從事幾何與材料復(fù)合拘束下的核電焊接接頭

的結(jié)構(gòu)完整性研究

王國珍，gzwang@ecust.edu.cn

2012-09-24，

2012-12-09

CLC TL48