鄒小平，沈天闊，樂學(xué)來，郭寶超

1.中廣核工程有限公司，廣東 深圳 518124 2.上海第一機(jī)床廠有限公司，上海 201308

0 前言

在壓水堆核電站一回路系統(tǒng)中，設(shè)備的運(yùn)行環(huán)境十分復(fù)雜苛刻，對(duì)焊接質(zhì)量有著較高的要求?？刂瓢趄?qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)是核反應(yīng)堆控制和保護(hù)系統(tǒng)的伺服機(jī)構(gòu)，它是反應(yīng)堆本體中唯一的動(dòng)設(shè)備，其安全性和可靠性直接影響到反應(yīng)堆的安全與運(yùn)動(dòng)，其焊接質(zhì)量直接決定著核反應(yīng)堆的服役安全性，如何提高控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)中焊接接頭的綜合性能成為核工業(yè)領(lǐng)域的一個(gè)重要研究方向［1-3］。

核反應(yīng)堆控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)用不銹鋼主要為12Cr13和304L。12Cr13為馬氏體不銹鋼，約含0.1%碳和13%鉻，焊接工藝性能較差，焊后近縫區(qū)會(huì)形成粗大的馬氏體硬化區(qū)且導(dǎo)熱性較差，淬硬傾向和過熱傾向較大，一般通過選用高鉻、鎳元素的焊接材料，控制預(yù)熱溫度與焊后冷卻速度，焊后熱處理等方式來控制焊接接頭的性能。304L不銹鋼碳含量小于0.03%，是超低碳奧氏體不銹鋼，具有良好的力學(xué)性能，且避免了在較高溫度于晶界形成鉻的碳化物造成的晶間腐蝕現(xiàn)象，在壓水堆一回路的堆內(nèi)構(gòu)件、控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)等設(shè)備的制造中得到了大量的應(yīng)用。劉國亮［4］等針對(duì)焊后熱處理難以同時(shí)改善焊縫區(qū)及HAZ性能的難題，采用電子束焊接，通過兩步法焊后熱處理制度（臨界時(shí)效680℃/4 h和臨界回火600℃/4 h），使430鐵素體不銹鋼的焊接熱影響區(qū)硬度降低到一個(gè)最優(yōu)值，實(shí)現(xiàn)了430與316L奧氏體不銹鋼異相焊接。馮毅［5］等采用CMT焊接304/430異種不銹鋼，以較低熱輸入解決430一側(cè)熔合區(qū)晶粒組織粗大問題，焊縫金相組織為奧氏體+鐵素體，304一側(cè)的熔合區(qū)組織形態(tài)與母材差別不大，而430側(cè)熔合線很明顯，焊接接頭抗拉強(qiáng)度高于母材。李友誼［6］等研究了馬氏體沉淀硬化不銹鋼與奧氏體不銹鋼焊接工藝，指出在選擇焊接材料時(shí)要兼顧兩種母材各自的物理性能，耐腐蝕性最好優(yōu)于兩側(cè)母材的，采用焊條電弧焊“小電流、短電弧、快速、多層多道焊”的軟規(guī)范工藝參數(shù)可以減小稀釋率。針對(duì)雙相不銹鋼焊接，國內(nèi)外學(xué)者開展了一些研究工作，Ni含量對(duì)雙相不銹鋼焊縫組織調(diào)控有重要作用［7-8］，適當(dāng)增加熱輸入有助于提高焊縫中的奧氏體含量［9-10］。馮家瑋［11］研究了含氮奧氏體不銹鋼的焊接工藝，獲得了優(yōu)質(zhì)的焊接接頭。李子晗［12］研究了搭接間隙對(duì)不銹鋼焊縫成形的影響規(guī)律。

12Cr13與304L不銹鋼焊接時(shí)，12Cr13馬氏體鋼側(cè)的碳勢(shì)高，會(huì)導(dǎo)致304L不銹鋼側(cè)增碳，降低304L側(cè)焊接接頭耐蝕性能，可有效阻斷因碳遷移引起的接頭質(zhì)量下降。文中通過在12Cr13鋼母材上先堆焊鎳基合金焊絲ERNiCrFe-7A隔離層后熱處理，再用ERNiCrFe-7A將其與304L鋼母材以坡口對(duì)接形式進(jìn)行焊接，并分析焊接工藝和熱處理制度對(duì)熔敷金屬組織和焊接接頭力學(xué)性能的影響。

1 試驗(yàn)材料

1.1 母材

試驗(yàn)用母材為退火態(tài)12Cr13馬氏體不銹鋼和304L超低碳奧氏體不銹鋼，其化學(xué)成分及力學(xué)性能分別如表1、表2所示。試板尺寸600 mm×150 mm×20 mm和600 mm×150 mm×9 mm。

表1 12Cr13和304L化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical composition of 12Cr13 and 304L（wt.%）

表2 12Cr13和304L主要力學(xué)性能Table 2 Main mechanical properties of 12Cr13 and 304L

1.2 焊接材料

焊接材料選用ERNiCrFe-7A型鎳基合金焊絲，直徑1.2 mm，其Cr含量達(dá)到了30%，并加入了Co、Al、Ti、Ta、Nb等元素，較高的Cr含量使其在核輻射環(huán)境中具有更好的抗應(yīng)力腐蝕開裂能力。該種焊絲具有電弧穩(wěn)定、成形美觀、抗氣孔性佳、熔敷金屬機(jī)械性能穩(wěn)定、耐蝕性好等特點(diǎn)，其化學(xué)成分及力學(xué)性能如表3、表4所示。

表3 ERNiCrFe-7A化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 3 Chemical composition of ERNiCrFe-7A（wt.%）

表4 ERNiCrFe-7A主要力學(xué)性能Table 4 Main mechanical properties of ernicrfe-7A

2 試驗(yàn)方案

根據(jù)核反應(yīng)堆控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)及制造要求，拆卸鈕、保護(hù)套筒、撓性接頭等零部件均會(huì)使用12Cr13與304L兩種不銹鋼材料，有調(diào)質(zhì)處理和退火處理兩種熱處理制度。文中以這兩種方案實(shí)施。焊前打磨母材待焊區(qū)域、并用酒精清洗以去除氧化膜。兩種方案焊接時(shí)均采用TIG焊，焊機(jī)型號(hào)MLS3000，鎢極直徑2.4 mm，鎢極角度60°。焊接接頭示意如圖1所示，X型坡口，均先在12Cr13坡口處堆焊隔離層，經(jīng)熱處理后進(jìn)行對(duì)接焊，焊接工藝參數(shù)如表5所示。

圖1 焊接接頭示意Fig.1 Schematic diagram of welded joint

表5 焊接工藝參數(shù)Table 5 Welding process parameters

方案一：對(duì)有隔離層（厚度4 mm）的12Cr13母材（厚度20 mm）先進(jìn)行調(diào)質(zhì)處理，通過淬火12Cr13得到馬氏體組織，再通過回火使其轉(zhuǎn)變?yōu)榛鼗鹚魇象w，得到硬度、強(qiáng)度、塑性、韌性適當(dāng)?shù)慕M織。方案二：對(duì)有隔離層（厚度2.8 mm）的12Cr13母材（厚度9 mm）先進(jìn)行退火處理，以達(dá)到均勻材料化學(xué)成分及組織、細(xì)化晶粒、消除內(nèi)應(yīng)力的作用，熱處理曲線示意如圖2所示。

圖2 熱處理曲線示意Fig.2 Schematic diagram of heat treatment curve

焊接完成后，采用機(jī)械加工方式將焊接接頭制成2個(gè)拉伸試樣、4個(gè)側(cè)向彎曲試樣、3個(gè)沖擊試樣以及全焊縫截面的金相試樣、硬度試樣。按照標(biāo)準(zhǔn)AWS B4.0M（Standard methods for mechanical testing of welds），利用CBD-300型沖擊試驗(yàn)機(jī)和WAW-1000微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)。先用SiC砂紙研磨試樣焊縫截面，然后用2.5 μm拋光膏進(jìn)行表面拋光。用10%草酸溶液電解腐蝕試樣，電壓為10 V。腐蝕完成后用光學(xué)顯微鏡觀察試樣的宏觀及微觀金相組織，采用數(shù)顯維氏硬度計(jì)YLL22001測(cè)量硬度。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 焊縫金相檢驗(yàn)

焊接接頭的宏觀金相如圖3所示。方案1焊縫可見清晰的隔離層輪廓與焊道輪廓（見圖3a），隔離層靠近12Cr13一側(cè)存在一定寬度的稀釋區(qū)，焊縫及熱影響區(qū)無裂紋、氣孔等缺陷。方案2焊縫無明顯隔離層輪廓（見圖3b），在最終對(duì)接焊過程中，較薄的隔離層有很多區(qū)域被熔化，成為焊縫的一部分。

圖3 焊接接頭宏觀金相Fig.3 Macro metallography of welded joint

圖4a、4b為方案1、方案2的12Cr13母材熱影響區(qū)的微觀金相組織?？梢钥闯觯诜桨?中，經(jīng)過970℃淬火+600℃回火后，12Cr13主要組織為保持馬氏體位向分布的索氏體和鐵素體，在600℃回火溫度下，馬氏體分解，殘留奧氏體發(fā)生轉(zhuǎn)變，原馬氏體組織晶界變模糊，碳化物大量析出，彌散分布；在方案2中，經(jīng)過退火及焊接熱循環(huán)，12Cr13熱影響區(qū)存在較多呈片狀、多角狀的鐵素體，密集分布在熔合線附近，尺寸較小，在距離熔合線較遠(yuǎn)區(qū)域鐵素體分布較少。

圖4c、4d為方案1焊縫隔離層、對(duì)接焊縫的微觀金相組織。由圖4a可知，經(jīng)焊后熱處理，隔離層晶粒較為粗大，這是因?yàn)樵跓崽幚磉^程中，隔離層在970℃保溫3 h，奧氏體晶粒有充足的時(shí)間形核與長大。由圖4d可知，熔敷金屬中主要為方向性明顯的垂直于熔合線的柱狀晶，這是由于熔池冷卻速度快，熔合線附近的溫度梯度最大，晶粒沿著散熱最快的方向生長。

圖4 焊接接頭微觀金相組織Fig.4 Microstructure of welded joint

3.2 焊接接頭力學(xué)性能試驗(yàn)

通過機(jī)械加工方法取試樣后，進(jìn)行焊接接頭室溫拉伸、彎曲以及12Cr13熱影響區(qū)0℃沖擊韌性試驗(yàn)。焊接接頭力學(xué)性能如表6所示。

表6 焊接接頭力學(xué)性能Table 6 Mechanical properties of welded joints

由表6可知，方案1接頭抗拉強(qiáng)度為597 MPa、610 MPa且試樣均斷于304L母材，說明方案1可以滿足設(shè)計(jì)要求。結(jié)合方案1所對(duì)應(yīng)的焊接接頭組織可以看出，經(jīng)過熱處理后，馬氏體分解，殘留奧氏體發(fā)生轉(zhuǎn)變，原馬氏體組織晶界變模糊，碳化物大量析出，彌散分布，提高了焊接接頭強(qiáng)度。方案2焊縫抗拉強(qiáng)度為595 MPa、596 MPa，兩個(gè)試樣分別斷于304L母材與焊縫；方案1彎曲后焊縫和熱影響區(qū)均無超過3 mm的任何方向的開裂缺陷；方案1的12Cr13熱影響區(qū)試樣0℃沖擊功分別為168 J、135 J、154 J，方案2的12Cr13熱影響區(qū)試樣0℃沖擊功分別為44 J、42 J、40 J，與方案1結(jié)果存在較大差距。這是因?yàn)樽罱K對(duì)接焊時(shí)隔離層的消失導(dǎo)致馬氏體不銹鋼受到焊接熱循環(huán)的影響，較高的溫度與快速冷卻使馬氏體不銹鋼HAZ析出了較多的片狀鐵素體，導(dǎo)致其強(qiáng)度與沖擊韌性下降。

3.3 焊接接頭硬度試驗(yàn)

在焊接接頭上沿橫向每隔1 mm測(cè)一個(gè)硬度數(shù)據(jù)。從接頭力學(xué)性能可以看出，方案1的焊接效果更好，因此測(cè)量了方案1接頭硬度曲線如圖5所示。

圖5 方案1接頭硬度值Fig.5 Joint hardness value of scheme 1

可以看出，12Cr13熱影響區(qū)硬度均勻，無接頭硬化現(xiàn)象。調(diào)質(zhì)處理使12Cr13形成了均勻的回火組織，有效改善了12Cr13熱影響區(qū)硬化現(xiàn)象，足夠厚度的隔離層保證了12Cr13受到最終對(duì)接焊熱循環(huán)的影響較少，最終硬度均勻，力學(xué)性能較好。隔離層硬度值存在一定的波動(dòng)，這是因?yàn)楦綦x層存在一定的稀釋區(qū)，導(dǎo)致這一區(qū)域，尤其是靠近12Cr13一側(cè)的化學(xué)成分不均勻，從而導(dǎo)致隔離層的硬度值不穩(wěn)定。最終對(duì)接焊縫與304L母材硬度較為均勻。

4 結(jié)論

（1）針對(duì)核反應(yīng)堆控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)用材料12Cr13與304L異種不銹鋼焊接開展研究，結(jié)果表明，采用堆焊4 mm隔離層+調(diào)質(zhì)處理的工藝，可有效避免馬氏體不銹鋼在焊接過程中出現(xiàn)接頭硬化及裂紋等缺陷，獲得質(zhì)量較好的焊接接頭。

（2）焊接隔離層時(shí)，應(yīng)有足夠的隔離層厚度，以預(yù)留足夠的隔離層稀釋區(qū)，減小最終焊接熱循環(huán)對(duì)焊接性較差的母材的影響。

（3）調(diào)質(zhì)處理會(huì)導(dǎo)致鎳基合金隔離層的奧氏體晶粒長大，但其強(qiáng)度仍高于304L母材。

（4）通過隔離層焊接可以實(shí)現(xiàn)12Cr13與304L異種不銹鋼的優(yōu)質(zhì)焊接，但其中涉及的焊接冶金機(jī)理方面的研究還有待開展。