司佳鑫 呂曉春 馬一鳴 安洪亮

摘要：回火焊道焊接技術(shù)是一種修復(fù)技術(shù)，通過(guò)后續(xù)焊道的熱循環(huán)對(duì)前焊道形成的熱影響區(qū)或焊縫金屬進(jìn)行回火，從而免除焊后熱處理。結(jié)合國(guó)內(nèi)外同行對(duì)回火焊道焊接技術(shù)的理論研究和實(shí)踐應(yīng)用，在介紹其基本原理及對(duì)焊接接頭力學(xué)性能和殘余應(yīng)力影響的基礎(chǔ)上，簡(jiǎn)述了回火焊道工藝的制定、優(yōu)化和評(píng)定的進(jìn)展，分析和總結(jié)了其在異種金屬連接中的應(yīng)用，并對(duì)未來(lái)的研究方向進(jìn)行展望。

關(guān)鍵詞：回火焊道;焊接修復(fù);熱影響區(qū);力學(xué)性能

中圖分類號(hào)：TG 455

Abstract：Temper bead welding technique（TBWT）is a repaired technique?which can be treated by tempering the heat-affected zone or previously deposited weld metal by using subsequent beads affect to avoid the post weld heat treatment. The related researches and applications at home and abroad are reviewed in this paper. The research status of welding procedure qualification and optimization of TBWT are commented based on a brief introduction of TBWT and its influence on mechanical properties and residual stress of repaired joint. Furthermore，the applications of TBWT in welding of dissimilar materials are discussed and its future work is put forward.

Key words：temper bead;welding repair technique;heat-affected zone;mechanical property

0?前言

核電、石油和化工等領(lǐng)域的壓力容器在高溫、高壓、腐蝕或中子輻照的惡劣環(huán)境中服役，使得部件常在設(shè)計(jì)壽命前失效，常見(jiàn)缺欠類型為裂紋、腐蝕、沖刷和變形[1]。為確保壓力容器的安全運(yùn)行，當(dāng)部件存在缺陷時(shí)，需要采用新的部件替代或?qū)ζ溥M(jìn)行焊接修復(fù)。若采用新部件替代，經(jīng)濟(jì)成本高，且可能無(wú)備用部件，需向廠商訂貨，增加停機(jī)時(shí)間;采用焊接修復(fù)，會(huì)使得熱影響區(qū)硬度升高、韌性下降同時(shí)形成殘余應(yīng)力，難以滿足使用要求。焊后熱處理可有效改善修復(fù)區(qū)域的力學(xué)性能，但需要花費(fèi)大量的時(shí)間和經(jīng)費(fèi)，對(duì)于承受載荷或壁厚較薄的部件可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失強(qiáng)或變形[2]。此外，對(duì)于核電中常用的低合金鋼和不銹鋼異種接頭，焊后熱處理更有可能加劇接頭成分不均勻性[3]。

采用回火焊道焊接技術(shù)修復(fù)受損部件，利用其改善力學(xué)性能和無(wú)需焊后熱處理的特點(diǎn)，并盡可能在修復(fù)區(qū)域形成壓應(yīng)力或較低應(yīng)力狀態(tài)，同時(shí)可增加壁厚提高結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。此項(xiàng)技術(shù)已被寫入ASME和RCC-M規(guī)范中，并在實(shí)踐中取得一定應(yīng)用。文中結(jié)合國(guó)內(nèi)外相關(guān)報(bào)道，對(duì)回火焊道焊接技術(shù)的研究和應(yīng)用現(xiàn)狀進(jìn)行總結(jié)分析，在此基礎(chǔ)上展望未來(lái)的發(fā)展趨勢(shì)。

1?回火焊道焊接技術(shù)簡(jiǎn)介

可替代焊后熱處理的焊接修復(fù)技術(shù)于20世紀(jì)80年代初得到發(fā)展，在此之前被稱為半焊道技術(shù)，由于難以確定對(duì)前一層焊縫的打磨量，隨后經(jīng)過(guò)改進(jìn)發(fā)展為回火焊道焊接技術(shù)，主要包括六層回火焊道技術(shù)、一致層焊接技術(shù)和可控熔覆技術(shù)[4]。

依據(jù)ASME第Ⅸ卷給出的定義，回火焊道可以理解為一個(gè)放置在合適位置的焊道，使其對(duì)形成的熱影響區(qū)及焊縫金屬的組織和力學(xué)性能進(jìn)行改善，如圖1a所示[5]，利用第二層焊道的熱循環(huán)對(duì)第一層焊道在母材上形成的粗晶區(qū)進(jìn)行回火，從而避免使用焊后熱處理?；鼗鸷傅篮附蛹夹g(shù)僅適用于熱處理能夠使組織發(fā)生轉(zhuǎn)變的鋼，如碳鋼和低合金鋼，而對(duì)奧氏體不銹鋼、鋁、銅、鎳和鈦合金等材料不適用?；鼗鸷傅拦に嚨膶?shí)現(xiàn)及回火效果受熱輸入和焊道位置的影響，這些因素均能夠改變后續(xù)焊道的熱循環(huán)條件。一般來(lái)說(shuō)，當(dāng)后層焊道熱輸入較大時(shí)，能夠使母材粗晶區(qū)的馬氏體組織回火更加充分，同時(shí)也能夠提高熔覆效率[6]。焊道位置主要指同一層內(nèi)焊道的搭接量和不同層之間的焊趾距離S（圖1b）[5]。搭接量影響著同一層內(nèi)的回火作用和焊縫成形，搭接量過(guò)大回火更加充分，但焊縫容易形成瘤狀，反之，搭接量太小易導(dǎo)致焊道間出現(xiàn)凹坑，處于40%～60%范圍時(shí)有利于實(shí)現(xiàn)回火焊道工藝[7]。焊趾距離S影響著后層焊道對(duì)前層焊道焊趾位置淬硬組織的回火作用，S過(guò)大時(shí)，淬硬組織回火不充分，

S過(guò)小時(shí)，容易形成新的淬硬組織[8]。此外，回火焊道工藝還受熔覆順序、母材中非金屬夾雜物和保護(hù)氣類型等因素的影響，實(shí)際操作時(shí)應(yīng)嚴(yán)格按照焊接工藝規(guī)程實(shí)施。

2?回火焊道對(duì)接頭力學(xué)性能和殘余應(yīng)力的影響

應(yīng)用回火焊道焊接技術(shù)可避免使用焊后熱處理，極大地降低修復(fù)成本?；鼗鸷傅缹?duì)焊接接頭力學(xué)性能具有多大程度的改善作用，是否優(yōu)于傳統(tǒng)多層多道焊工藝，甚至優(yōu)于焊后熱處理，這引起學(xué)者的廣泛關(guān)注。

受損部件修復(fù)后，焊接接頭的力學(xué)性能直接體現(xiàn)修復(fù)效果，并決定著回火焊道工藝能否通過(guò)工藝評(píng)定。A. S. Aloraier 等人[9-10]對(duì)低碳鋼的研究表明，回火焊道工藝施焊后焊接接頭的拉伸性能與焊后熱處理相當(dāng)，熱影響區(qū)的沖擊韌性在-20 ℃至室溫條件下甚至更高，盡管硬度略高于焊后熱處理，但仍處于可接受水平;兩種工藝的焊縫和熱影響區(qū)顯微組織十分相似，而焊后熱處理能夠顯著降低殘余應(yīng)力，回火焊道修復(fù)后部件的局部殘余應(yīng)力仍不低于屈服強(qiáng)度。

修復(fù)過(guò)程一般均在高拘束度和快速冷卻的條件下進(jìn)行，因此導(dǎo)致了較高的殘余應(yīng)力。J. Price等人[11]測(cè)量了分別以回火焊道工藝和傳統(tǒng)多層多道焊工藝施焊25 mm厚碳鋼Y形對(duì)接接頭的殘余應(yīng)力，結(jié)果表明，兩種工藝的最大縱向殘余應(yīng)力甚至超過(guò)單軸屈服強(qiáng)度，最大橫向殘余應(yīng)力分別達(dá)到屈服強(qiáng)度的60%和40%，因此，J. Price認(rèn)為當(dāng)殘余應(yīng)力成為主要考慮因素時(shí)，使用去應(yīng)力焊后熱處理仍然十分必要。F. Gommez 等人[12]利用數(shù)值模擬研究了回火焊道工藝對(duì)連接管道時(shí)殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，與焊后熱處理比較，回火焊道熱影響區(qū)的環(huán)向殘余應(yīng)力仍然較高。X. Shi等人[13]對(duì)低合金鋼的研究表明，對(duì)于對(duì)接接頭，回火焊道工藝可使橫向殘余應(yīng)力成為主應(yīng)力，同時(shí)能夠有效降低熱影響區(qū)的縱向殘余應(yīng)力;T形接頭中，回火焊道可顯著降低焊縫處的橫向和縱向殘余應(yīng)力。

顯然，回火焊道具有改善接頭力學(xué)性能的能力，并滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求，但改善殘余應(yīng)力的能力十分有限。為進(jìn)一步比較兩種工藝的回火程度，F(xiàn). Gommez 等人[12]利用數(shù)值模擬計(jì)算了管道連接時(shí)回火相的比例及分布，結(jié)果表明，回火焊道堆焊后熱影響區(qū)組織為回火馬氏體，比例較傳統(tǒng)工藝更多，對(duì)傳統(tǒng)工藝進(jìn)行焊后熱處理后，回火相比例增多至略高于回火焊道水平，分布更均勻，并且貝氏體也受到了回火作用，但未對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。Miroslaw Lomozik等人[14]通過(guò)TEM等分析測(cè)試方法，研究了分別以回火焊道工藝和傳統(tǒng)工藝配合去應(yīng)力退火工藝施焊后粗晶區(qū)的組織、晶粒尺寸和碳化物形貌，結(jié)果表明，粗晶區(qū)組織均為回火馬氏體，回火焊道施焊后粗晶區(qū)亞晶尺寸更小，位錯(cuò)密度更高，約為（2.42±0.98）×1014 m-2，去應(yīng)力退火處理后粗晶區(qū)析出更細(xì)小彌散的M23C6型碳化物。

可見(jiàn)，雖然回火焊道焊接技術(shù)提供的回火效果弱于焊后熱處理，但當(dāng)殘余應(yīng)力不是主要考慮因素時(shí)，回火焊道焊接技術(shù)可替代焊后熱處理。

3?工藝的制定、優(yōu)化和評(píng)定

3.1?制定和優(yōu)化工藝

制定回火焊道工藝需要確定力學(xué)性能薄弱的待回火區(qū)域位置、能夠改善性能的回火區(qū)域位置以及焊道幾何尺寸，以判斷后續(xù)焊道的回火區(qū)域能否完全覆蓋前焊道的待回火區(qū)域。

劉京[15]通過(guò)光學(xué)顯微鏡測(cè)量焊道尺寸，由顯微硬度確定熱影響區(qū)各分區(qū)位置，同時(shí)建立了確定最優(yōu)搭接量模型和單道焊余高的修正模型，制定了激光修復(fù)P20模具鋼的回火焊道工藝。秦建[16]通過(guò)光學(xué)顯微鏡測(cè)量了焊道和熱影響區(qū)各分區(qū)的尺寸并確定位置，由焊接熱模擬試驗(yàn)確定了待回火區(qū)和回火區(qū)的溫度范圍，并結(jié)合厚大焊件溫度場(chǎng)計(jì)算解析式，提出了GTAW方法修復(fù)核電用SA508-3鋼的回火焊道工藝窗口。通過(guò)物理試驗(yàn)制定回火焊道工藝，一方面需要進(jìn)行大量力學(xué)性能試驗(yàn)和金相組織分析，導(dǎo)致周期較長(zhǎng);另一方面，性能薄弱的粗晶區(qū)尺寸一般較小，光學(xué)顯微鏡較難分辨粗晶區(qū)與細(xì)晶區(qū)或熔合線的界限，增加了試驗(yàn)難度。因此，研究人員開(kāi)始采用數(shù)值模擬的方法。

A. S. Aloraier 等人[17]和M. Asadi 等人[18]對(duì)藥芯焊絲回火焊道工藝堆焊低碳鋼的過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分別計(jì)算了溫度場(chǎng)、組織分布和硬度分布，驗(yàn)證了回火焊道工藝可減小熱影響區(qū)硬度和尺寸的特點(diǎn);隨后通過(guò)焊接接頭硬度分布驗(yàn)證模型，表明除二次熱循環(huán)的臨界區(qū)外，整體吻合良好;最后依據(jù)模型研究了熱輸入、焊接電流和焊接速度對(duì)硬度的影響規(guī)律，實(shí)現(xiàn)了更高效地制定和優(yōu)化工藝。L.Yu等人[19-20]針對(duì)GTAW回火焊道工藝堆焊A533B鋼的過(guò)程，建立了預(yù)測(cè)焊后母材熱影響區(qū)硬度和韌性分布的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)，利用三層徑向基神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)，以熱循環(huán)峰值溫度、冷卻速度、熱循環(huán)溫度參數(shù)TCTP、實(shí)測(cè)硬度和實(shí)測(cè)韌性作為樣本，訓(xùn)練神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)確定權(quán)重;圖2為預(yù)測(cè)值和實(shí)測(cè)值的比較[19-20]，表明神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)具有一定的預(yù)測(cè)能力;隨后，借助有限元計(jì)算的熱循環(huán)曲線作為輸入，同樣可實(shí)現(xiàn)對(duì)熱影響區(qū)硬度和韌性的預(yù)測(cè)，并通過(guò)了實(shí)測(cè)驗(yàn)證。近期，L. Yu等人[21]針對(duì)常用的激光回火焊道焊接技術(shù)，建立了預(yù)測(cè)硬度的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)，并取得滿意成果。H.Murakami等人[22]針對(duì)回火焊道工藝在低合金鋼上堆焊鎳基熔覆層的過(guò)程，計(jì)算了溫度場(chǎng)和焊道形狀，通過(guò)驗(yàn)證模型表明，除熔深以外焊道表面形狀和溫度場(chǎng)均與實(shí)測(cè)值較接近，可借助模型進(jìn)一步預(yù)測(cè)熱影響區(qū)的組織、硬度和殘余應(yīng)力。

此外，F(xiàn).Gommez等人[12]和X.Ficquet等人[23]分別針對(duì)管道連接和熔覆層堆焊過(guò)程，建立了計(jì)算焊接接頭殘余應(yīng)力的模型，通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證表明，可依賴模型進(jìn)行回火焊道工藝優(yōu)化和評(píng)估焊接接頭可靠性。

利用數(shù)值模擬的方法制定和優(yōu)化回火焊道工藝，其過(guò)程首先計(jì)算焊接溫度場(chǎng)，在此基礎(chǔ)上對(duì)焊道形狀、組織、硬度和殘余應(yīng)力分布進(jìn)行模擬，使得在進(jìn)行物理試驗(yàn)前對(duì)修復(fù)后焊接接頭的性能進(jìn)行預(yù)測(cè)。應(yīng)當(dāng)注意，預(yù)測(cè)焊后性能的前提是確保模型具有一定的可靠性。

3.2?工藝評(píng)定

評(píng)定回火焊道工藝時(shí)，若不進(jìn)行沖擊韌性試驗(yàn)，2004版ASME標(biāo)準(zhǔn)第Ⅸ卷中增加了顯微硬度試驗(yàn)，而ISO和歐洲等標(biāo)準(zhǔn)則將最大顯微硬度作為評(píng)定指標(biāo)。S.L.Mccracken等人[24-25]認(rèn)為以最大顯微硬度作為評(píng)定指標(biāo)不合理，研究表明，在相同熱影響區(qū)硬度水平條件下，由于熱影響區(qū)組織不同，韌性可在較大范圍內(nèi)變化，如圖3所示[24]，SA-533鋼和SA-508鋼分別在-31 ℃和22 ℃的韌性和顯微硬度的關(guān)系;假設(shè)在回火馬氏體組織具有最優(yōu)沖擊韌性的條件下，S.L.Mccracken提出了一種基于熱影響區(qū)硬度的評(píng)定方法，施焊第一層后，測(cè)量熱影響區(qū)硬度，用峰值硬度與通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算值比較，判斷熱影響區(qū)是否主要由馬氏體組成，再施焊回火層，再次測(cè)量熱影響區(qū)硬度，取峰值硬度并與焊后熱處理熱影響區(qū)比較，判斷是否得到具有良好沖擊韌性的回火馬氏體，實(shí)現(xiàn)了僅依據(jù)熱影響區(qū)硬度評(píng)定回火焊道工藝。

4?回火焊道在異種材料連接中的應(yīng)用

考慮到制造成本和使用要求，在核級(jí)壓力容器中，低合金鋼與不銹鋼異種材料接頭使用廣泛。一般異種材料焊接接頭在兩種情況下應(yīng)用[26]：①低合金鋼管嘴與不銹鋼管道安全端的連接;②在低合金鋼內(nèi)表面熔覆耐蝕層，如圖4所示。然而，異種材料接頭中存在焊縫成分不均勻和線膨脹系數(shù)差異大等不足，使其成為核級(jí)設(shè)備運(yùn)行過(guò)程中易于失效的部位之一?？紤]到實(shí)際修復(fù)時(shí)焊后熱處理難以實(shí)施，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)回火焊道工藝在低合金鋼和不銹鋼異種材料連接中的應(yīng)用進(jìn)行了研究。

4.1?理論研究

對(duì)于異種材料焊接接頭，回火焊道焊接技術(shù)對(duì)修復(fù)區(qū)域力學(xué)性能的影響規(guī)律仍值得重視。朱平等人[27]經(jīng)研究表明，在低合金鋼上以回火焊道工藝堆焊鎳基合金，可使得堆焊層熱影響區(qū)中的板條組織得到回火，硬度降低至320 HV10以下，沖擊韌性提高27%，驗(yàn)證了回火焊道替代焊后熱處理的可行性。葉義海等人[28]指出在低合金鋼上以回火焊道工藝堆焊鎳基合金時(shí)，隨著堆焊層的增加，熱影響區(qū)的淬火馬氏體逐漸得到回火，最終完全轉(zhuǎn)變?yōu)榛鼗鸾M織，為異種接頭回火焊道修復(fù)技術(shù)奠定了基礎(chǔ)。

在低合金鋼與不銹鋼連接時(shí)，因成分不均勻在熔合線靠近焊縫側(cè)易形成淬硬組織，W.C.Chung等人[3]在低合金鋼表面熔覆鎳基不銹鋼時(shí)發(fā)現(xiàn)，與焊后熱處理比較回火焊道工藝可有效減小焊縫位置馬氏體帶的寬度。應(yīng)力腐蝕是壓力容器失效的主要原因之一，受損部件修復(fù)后，焊接接頭的殘余應(yīng)力狀態(tài)值得關(guān)注。M.A.Boring等人[29]針對(duì)內(nèi)徑2 280 mm壁厚12 mm的低合金鋼管道應(yīng)力腐蝕修復(fù)問(wèn)題，選用Inconel-182焊條進(jìn)行SMAW回火焊道工藝修復(fù)，通過(guò)測(cè)量焊后熱影響區(qū)的顯微硬度評(píng)定工藝，表明回火焊道可有效降低熱影響區(qū)硬度，同時(shí)建立有限元模型分析了焊道尺寸、焊接方向和冷卻條件對(duì)內(nèi)壁殘余應(yīng)力狀態(tài)的影響。隨后的研究表明，修復(fù)后的管道可服役到下一次停機(jī)檢修并被新部件替代[30]。

制定焊接修復(fù)工藝時(shí)，也應(yīng)當(dāng)考慮服役環(huán)境的影響。由于空間限制或流體流動(dòng)等，難以滿足RSE-M規(guī)范中對(duì)預(yù)熱溫度的要求，M.Consonni等人[31]以核電中常用的低合金鋼和鎳基熔覆層為研究對(duì)象，通過(guò)插銷試驗(yàn)評(píng)估冷裂紋敏感性，結(jié)果表明最低預(yù)熱溫度應(yīng)為75 ℃，否則低合金鋼側(cè)易產(chǎn)生冷裂紋。此外，考慮到核電站一次回路的輻射作用，待修復(fù)部件所受輻照水平對(duì)修復(fù)質(zhì)量的影響值得重視。K.Nakata等人[32]針對(duì)耐蝕層接頭的修復(fù)問(wèn)題，研究了受損部位中子輻照水平和熱輸入大小對(duì)回火焊道工藝修復(fù)質(zhì)量的影響，結(jié)果表明，當(dāng)受損部位位于熔覆焊縫時(shí)，為避免氦氣孔和裂紋缺陷，同種材料的He原子濃度不超過(guò)12.9×10-6時(shí)，可通過(guò)熱輸入為250 J/mm的TIG焊修復(fù)，不銹鋼耐蝕層的He原子濃度不超過(guò)1.1×10-6時(shí)，可通過(guò)熱輸入為60 J/mm的激光焊接方法修復(fù)，鎳基堆焊層的He原子濃度僅超過(guò)0.1×10-6時(shí)，修復(fù)后即產(chǎn)生缺陷，顯然，異種材料接頭對(duì)中子輻照更加敏感。

4.2?實(shí)踐應(yīng)用

文獻(xiàn)[33]整理了美國(guó)電力研究協(xié)會(huì)于20世紀(jì)80年代修復(fù)壓水堆核電站安全端接頭的實(shí)例，缺陷主要為應(yīng)力腐蝕引起的裂紋，修復(fù)位置包括低合金鋼熔覆層、鎳基焊縫和安全端熱影響區(qū)，文獻(xiàn)[34]介紹了該機(jī)構(gòu)近期的修復(fù)案例，均表明修復(fù)后的部件能夠服役直至被新部件替代。國(guó)內(nèi)起步較晚，吳彥奇[35]針對(duì)蒸汽發(fā)生器封口焊管孔熔損的問(wèn)題，綜合考慮后，擬采用回火焊道工藝修復(fù)，制定了一套包含缺陷去除、回火焊道修復(fù)和無(wú)損檢測(cè)的完整工藝規(guī)程，經(jīng)過(guò)檢測(cè)表明修復(fù)后部件滿足技術(shù)要求。

可見(jiàn)，回火焊道焊接技術(shù)能夠改善異種材料修復(fù)區(qū)域的力學(xué)性能，但需要注意淬硬組織和殘余應(yīng)力對(duì)接頭質(zhì)量的影響，此外還應(yīng)當(dāng)考慮受損部件的服役環(huán)境。

5?結(jié)論

（1）當(dāng)前研究充分證實(shí)了回火焊道焊接技術(shù)能夠改善接頭的力學(xué)性能并滿足標(biāo)準(zhǔn)的要求，但是，其對(duì)殘余應(yīng)力的影響仍存在分歧，而殘余應(yīng)力的分布和大小對(duì)應(yīng)力腐蝕和疲勞失效尤其重要。因此，應(yīng)當(dāng)更深入研究回火焊道技術(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的影響規(guī)律。

（2）通過(guò)物理試驗(yàn)制定和優(yōu)化回火焊道工藝，具有周期長(zhǎng)和試驗(yàn)難度大的特點(diǎn)，借助數(shù)值模擬則更加高效，但要求模型具有一定的可靠性。因此，應(yīng)更深入研究回火焊道工藝修復(fù)過(guò)程中的熱傳導(dǎo)、熔池流動(dòng)和相變等理論。

（3）對(duì)于異種材料連接，存在接頭成分不均勻和線膨脹系數(shù)差異大等不足，若能夠深入理解回火焊道焊接技術(shù)對(duì)焊接接頭不均勻性的影響，將有效提高修復(fù)質(zhì)量。

（4）為促進(jìn)此項(xiàng)技術(shù)的實(shí)際應(yīng)用，應(yīng)當(dāng)加快國(guó)外先進(jìn)工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)的引進(jìn)和吸收，結(jié)合國(guó)內(nèi)技術(shù)特點(diǎn)與設(shè)備要求制定國(guó)內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)。

參考文獻(xiàn)

[1]?史耀武?張新平?雷永平. 嚴(yán)酷條件下的焊接技術(shù)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社?2000：122-217.

[2] 呂曉春?秦建?杜兵，等. 回火焊道焊接技術(shù)的研究進(jìn)展[J]. 焊接?2014（7）：16-21.

[3] Chung W C?Tsay L W?Chen C. A study of temper bead technique on A508 steel welds[J]. Advanced Materials Research?2011?295-297：1938-1942.

[4] Sutton B. Welding and repair technology center：shielded metal arc temper bead welding：3002005536[R]. Electric Power Research Institute?Palo Alto?CA：2015.

[5] Sperko W J . Exploring temper bead welding[J]. Welding Journal?2005?84（7）：37-40.

[6] Ling K H?Fuh Y K?Kuo T C?et al. Effect of welding sequence of a multi-pass temper bead in gas-shielded flux-cored arc welding process：hardness?microstructure?and impact toughness analysis[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology?2015?81（5-8）：1033-1046.

[7] 秦建，李世乾，張匯文，等.SA508-3鋼回火焊道技術(shù)焊道搭接量的分析[J].焊接，2017（3）：48-51.

[8] Meszaros K ?Vrolyk C ?Pepin J ?et al. The effects of temper bead welding technique on weld integrity for in-service welding of carbon steels[C]. International Pipeline Conference?Calgary?Canada?2012.

[9] Aloraier A S?Joshi S?Price J W H?et al. Material properties characterization of low carbon steel using TBW and PWHT techniques in smooth-contoured and U-shaped geometries[J]. International Journal of Pressure Vessels & Piping?2013?111-112（6）：269-278.

[10] Aloraier A S?Joshi S?Price J W H?et al. Hardness?microstructure?and residual stresses in low carbon steel welding with post-weld heat treatment and temper bead welding[J]. Metallurgical & Materials Transactions A?2014?45（4）：2030-2037.

[11] Price J?Finlayson T R?Rogge R B?et al. Comparison of neutron diffraction measurements of residual stress of steel butt welds with current fitness for-purpose assessments[J]. Journal of Pressure Vessel Technology?2010?132（5）：383-395.

[12] Gommez F?Robin V?Pont D?et al. Numerical modelling of repair welding using a temper bead process：application to dissimilar metal welds[C]. ASME 2011 Pressure Vessels and Piping Conference?Baltimore?USA?2011：1531-1538.

[13] Shi X?Zhang Y L?Zhao J P?et al. Evaluation of welding residual stress based on temper bead welding technique[J]. Advanced Materials Research?2012?418-420：1208-1212.

[14] Miroslaw Lomozik?Anna Zielińska-Lipiec. HAZ microstructure in joints made of X13CrMoCoVNbNB9-2-1 （PB2）steel welded with and without post-weld heat treatment[J]. Metalurgija?2016?55（3）：469-472.

[15] 劉京. P20模具鋼的雙層回火激光熔覆修復(fù)技術(shù)研究[D].上海：上海交通大學(xué)?2013.

[16] 秦建. 核電用SA508-3鋼回火焊道焊接技術(shù)的研究[D].北京：機(jī)械科學(xué)研究總院?2014.

[17] Aloraier A S?Joshi S?Asadi M?et al. Microstructural and hardness modeling：effect of multiple bead deposition in temper bead welding technique[J]. International Journal of Energy & Technology?2010?2（16）：1-11.

[18] Asadi M?Bayley C?Goldak J. Optimizing temper bead welding by computational weld mechanics and design of experiment matrix[J]. Journal of Pressure Vessel Technology Transactions of the ASME?2013?135（3）：031401-1-10.

[19] Yu L?Nakabayashi Y?Sasa M?et al. Neural network prediction of hardness in HAZ of temper bead welding using the proposed thermal cycle tempering parameter （TCTP）[J]. ISIJ International?2011?51（9）：1506-1515.

[20] Yu L?Sasa M?Ohnishi K?et al. Neural network based toughness prediction in HAZ of low alloy steel produced by temper bead welding repair technology[J]. Science and Technology of Welding and Joining?2013?18（2）：120-134.

[21] Yu L?Saida K?Hirano S?et al. Application of neural network-based hardness prediction method to HAZ of A533B steel produced by laser temper bead welding[J]. Welding in the World?2017?61（3）：483-498.

[22] Murakami H?Okano S?Kameyama M?et al. Numerical model of multi-pass repair process by temper bead welding[J]. Quarterly Journal of the Japan Welding Society?2013?31（4）：143-147.

[23] Ficquet X ?Robin V ?Kingston E ?et al. Residual stress measurements and modelling for temper bead qualification[C]. ASME Pressure Vessels & Piping Conference?Paris?France?2013.

[24] Mccracken S L?Smith R E?Barborak D. Validity of hardness criteria to demonstrate acceptable temper bead HAZ impact properties for nuclear power applications[C]. ASME 2013 Pressure Vessels and Piping Conference?Paris?France?2013.

[25] Mccracken S L?Sutton B. Qualification of temper bead welding by an alternative hardness testing approach[C]. ASME 2015 Pressure Vessels and Piping Conference?Boston?USA?2015.

[26] 鄭東宏?王志強(qiáng)?王勇，等. 壓水堆核級(jí)承壓容器缺陷返修技術(shù)[J]. 壓力容器?2014?31（3）：62-69.

[27] 朱平?趙建倉(cāng)?王淦剛，等. 回火焊道對(duì)核電低合金鋼表面鎳基堆焊層熱影響區(qū)性能的影響[J]. 中國(guó)表面工程?2014?27（1）：87-92.

[28] 葉義海?羅緒珍?王建，等. 低合金鋼自動(dòng)回火焊接過(guò)程中熱影響區(qū)組織轉(zhuǎn)變[J]. 電焊機(jī)?2018?48（1）：57-62.

[29] Boring M A?Yang Y P. Development of a dissimilar temper bead welding procedure for an amine tower repair[C].ASME 2008 Pressure Vessels and Piping Conference?Chicago?USA?2008：401-410.

[30] Mohr W C?Boring M A?Yang Y P. An analysis of a completed temper bead weld repair performed on an amine tower[C].ASME 2010 Pressure Vessels and Piping Division/K-PVP Conference?Bellevue?USA?2010：111-119.

[31] Consonni M?Verdon C. Machine GTAW ambient temperature temper bead technique for Ni-based weld overlay repairs of nuclear components：assessment of hydrogen cracking by implant test[C]. International Conference on Nuclear Engineering?Shanghai?China?2017.

[32] Nakata K?Ozawa M?Kamo K. Temper-bead repair welding of neutron-irradiated reactor （pressure）vessels by low-heat-input TIG and YAG laser welding[J]. Welding International?2007?21（7）：482-495.

[33] Fimdlan P E. Repair and replacement applications center：product report：TR-112720[R]. Electric Power Research Institute?Palo Alto?USA：1999.

[34] Chapman N. Welding and repair technology center：selected success stories：3002002645[R]. ?Electric Power Research Institute?Palo Alto?USA：2014.

[35] 吳彥奇. 核電蒸汽發(fā)生器封口焊管孔熔損返修應(yīng)用研究[D].廣州：華南理工大學(xué)，2015.