杜 寧 霍樹斌 陳 燕 郭 梟 韓 波 張嘉慶

(1.哈電集團(tuán)(秦皇島)重型裝備有限公司，河北 秦皇島 066206； 2.哈爾濱威爾焊接有限責(zé)任公司，哈爾濱 150080；3.廈門大學(xué)嘉慶學(xué)院，福建 廈門 363105)

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核電用EQNiCr-3焊帶熔敷金屬拉伸性能分析

杜 寧1霍樹斌2陳 燕2郭 梟2韓 波2張嘉慶3

(1.哈電集團(tuán)(秦皇島)重型裝備有限公司，河北 秦皇島 066206； 2.哈爾濱威爾焊接有限責(zé)任公司，哈爾濱 150080；3.廈門大學(xué)嘉慶學(xué)院，福建 廈門 363105)

用于核電反應(yīng)堆蒸汽發(fā)生器管板一次側(cè)堆焊的EQNiCr-3，時有強(qiáng)度和斷后伸長率不滿足技術(shù)要求的情況。通過對不同狀態(tài)下核電用EQNiCr-3熔敷金屬室溫拉伸不合格斷口顯微組織及原因進(jìn)行分析。發(fā)現(xiàn)沿晶開裂是熔敷金屬塑性不好的主要原因，同時以Nb為主的第二相物質(zhì)的不均勻分布可能也是引起脆性的重要因素。

沿晶斷口 能譜分析 第二相物質(zhì)

0 序 言

核電用EQNiCr-3焊帶主要用于反應(yīng)堆蒸汽發(fā)生器管板一次側(cè)堆焊，其中恰?，擟2蒸汽發(fā)生器使用的鎳基焊帶是SMC公司的產(chǎn)品，焊帶牌號為INCONEL Weldstrip 82、尺寸為60 mm×0.5 mm，焊劑牌號為INCOFLUX ESS2，電渣型焊劑。焊材在回廠復(fù)驗過程中發(fā)現(xiàn)熔敷金屬的焊態(tài)室溫拉伸試驗數(shù)據(jù)不合格，抗拉強(qiáng)度和斷后伸長率都沒滿足技術(shù)條件的要求?？紤]到實際產(chǎn)品中鎳基合金的堆焊層都是在熱處理態(tài)使用，經(jīng)過與設(shè)計院技術(shù)交流，同意進(jìn)行不同時長的熱處理試驗，最終保證在產(chǎn)品的最小熱處理時間下熔敷金屬的力學(xué)性能滿足技術(shù)條件的要求[1-3]。

1 試驗材料及方法

試驗用焊帶及熔敷金屬化學(xué)成分見表1。

試驗試板采用SA508-III的低合金鋼鍛件，尺寸為500 mm×500 mm×80 mm，焊接電流為1 025～1 050 A，

表1 試驗用焊帶及熔敷金屬化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

電弧電壓為24～25 V，焊接速度為180 mm/min，焊帶伸出長度為30 mm，堆焊第一層預(yù)熱溫度為173 ℃，其余各層層間溫度為90～188 ℃。

為研究不同試樣狀態(tài)下熔敷金屬的室溫拉伸性能，試驗設(shè)置了5種不同的方案，見表2。

表2 試驗方案

2 試驗結(jié)果和分析

不同狀態(tài)下熔敷金屬的室溫力學(xué)性能見表3。結(jié)果表明，提高焊劑的烘干溫度和增加后熱處理對于熔敷金屬室溫抗拉強(qiáng)度影響不大。隨著熱處理保溫時間的增加，抗拉強(qiáng)度和斷后伸長率都有所增加，其中保溫5 h的試驗結(jié)果滿足技術(shù)要求。

表3 熔敷金屬拉伸性能

為了分析具體的原因，對各拉伸試樣的斷口進(jìn)行了分析。其中圖1a～1c分別為方案1～3的斷口典型形貌，圖1d為方案4拉伸試樣表面裂紋斷口典型形貌，圖1e為方案5試樣斷口典型形貌，圖2a～2c為方案3～方案5試樣沿晶斷口形貌，表4～表6為方案3～方案5試樣斷口第二相成分。

圖1 試樣斷口形貌

圖2 斷口第二相成分

結(jié)果表明，圖1e為韌窩斷口的典型形貌，為塑性斷裂。圖1a～1c均為沿晶開裂，斷口表面較光滑、塑性不好，斷口上分布著不同形態(tài)的物質(zhì)，且有些可能是第二相脫離后留下的孔洞，說明枝晶間存在較多的第二相物質(zhì)。

對于方案4，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度都合格，只是斷后伸長率不合格，對其拉伸試樣側(cè)面裂紋處斷口進(jìn)行分析。典型形貌如圖1d所示，斷口表面較光滑，塑性不好，說明沿晶開裂是此處開裂的主要原因。方案1～方案4試驗斷口形貌沿晶的形貌有差異，有的較平坦、有的較光滑；枝晶間存在的韌窩但數(shù)量、長短和寬窄不同。

為了確定第二相物質(zhì)的組成，分別進(jìn)行了韌窩斷口和沿晶斷口上第二相物質(zhì)的能譜分析。表4為方案3的沿晶斷口上的第二相物質(zhì)的能譜分析結(jié)果，表5為方案4的沿晶斷口上的第二相物質(zhì)的能譜分析結(jié)果，表6為韌窩斷口的第二相物質(zhì)的能譜分析結(jié)果。能譜分析的結(jié)果表明，這些物質(zhì)基本上是Nb的第二相，或以Nb為主的第二相物質(zhì)，其形態(tài)各異、數(shù)量差別也很大。其中表6中Nb的第二項物質(zhì)呈彌散分布，表4和表5中Nb的第二項物質(zhì)呈不均勻分布。

表4 方案3試樣斷口第二相成分(%)

表5 方案4試樣斷口第二相成分(%)

表6 方案5試樣斷口第二相成分(%)

3 結(jié) 論

(1)拉伸試樣斷口存在兩種形貌，韌窩和沿晶斷口。試驗斷口都不同程度地存在柱狀晶形態(tài)的沿晶斷口，這種斷口的表面塑性變形較小，屬于脆性斷口?？梢酝茢?，大量存在的沿晶斷口是造成試樣斷后伸長率低的主要原因。

(2)沿晶斷口存在大量含Nb第二相物質(zhì)，形態(tài)不同，其不均勻分布可能是引起脆性的重要原因。

[1] 冶 軍.美國高溫鎳基合金[M].北京：科學(xué)出版社，1978：202-219.

[2] 徐洪海.壓水堆核電站主設(shè)備材料和焊接[M] .上海：上海科學(xué)技術(shù)文獻(xiàn)出版社，2008：227-269

[3] 機(jī)械工程材料性能數(shù)據(jù)手冊編委會. 機(jī)械工程材料性能數(shù)據(jù)手冊[M] .北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1995：492-650.

2017-02-07

TG407

杜 寧，1974年出生，碩士，高級工程師。主要從事核電和壓力容器焊接技術(shù)方面的工作，已發(fā)表論文10多篇。