李娟，張佩瑤，王剛，劉山，丁嚴(yán)廣

山東核電設(shè)備制造有限公司，山東 海陽 265118

0 前言

我國AP/CAP第三代壓水堆核電站Q601機(jī)械模塊位于穩(wěn)壓器上方，總重約46噸，是反應(yīng)堆冷卻劑1、2、3級自動降壓系統(tǒng)的核一級閥門模塊。1、2、3級ADS閥門分為兩組，當(dāng)發(fā)生事故后，自動降壓閥在觸發(fā)后自動開啟，并在自動降壓過程中保持開啟狀態(tài)，1到3級閥門在不同的CMT水位開啟［1］。Q601模塊中大量采用了SA517 Gr.B低合金高強(qiáng)鋼材料，厚度14～32 mm，強(qiáng)度高達(dá)800 MPa，碳當(dāng)量最大達(dá)0.58，焊接性差，焊后易產(chǎn)生延遲裂紋［2］。

AP1000項目主要采用手工電弧焊（SMAW），焊接生產(chǎn)效率低，粉塵量大，對焊工的健康危害較大，且返修率較高。埋弧自動焊焊接生產(chǎn)效率約為SMAW的5倍，操作簡便，可降低焊工勞動條件，具有更廣泛的應(yīng)用性。本文結(jié)合SA517 Gr.B低合金高強(qiáng)鋼板的化學(xué)成分和力學(xué)性能，制定了埋弧焊焊接材料技術(shù)參數(shù)，通過開展焊接工藝試驗，研究了埋弧焊焊接接頭力學(xué)性能、組織結(jié)構(gòu)特征，為后續(xù)核電項目SA517焊接工藝設(shè)計提供參考依據(jù)，同時提升模塊產(chǎn)品自動焊技術(shù)。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗采用32 mm厚的SA517Gr.B調(diào)質(zhì)鋼板（交貨狀態(tài)為淬火+回火狀態(tài)），主要化學(xué)成分見表1，機(jī)械性能見表2，根據(jù)國際焊接學(xué)會的碳當(dāng)量計算公式得出鋼板的碳當(dāng)量為：CE=C+Mn/6+（Cr+Mo+V）/5+（Ni+Cu）/15=0.44。

表1 SA517 Gr.B調(diào)質(zhì)鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical analysis of SA517 Gr.B （wt.%）

表2 SA517 Gr.B調(diào)質(zhì)鋼的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of SA517 Gr.B

焊接材料采用國內(nèi)某焊材廠為SA517鋼板研制的埋弧焊絲、焊劑，埋弧焊絲型號為EG，直徑4.0 mm，埋弧焊劑型號為F76A2-EG-M4，焊材化學(xué)成分及機(jī)械性能見表3、表4。按照ASME規(guī)范焊接材料標(biāo)準(zhǔn)分卷［3］，此型號埋弧焊材的最低抗拉強(qiáng)度為760 MPa，用于焊接SA517 Gr.B屬于低強(qiáng)匹配焊接接頭，在核電建造方面的應(yīng)用有待進(jìn)一步驗證。為滿足與母材強(qiáng)度的匹配性，制定的F76A2-EGM4埋弧焊材技術(shù)條件在滿足ASME焊材標(biāo)準(zhǔn)的基礎(chǔ)上，增加了抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度性能要求，規(guī)定其最低抗拉強(qiáng)度為795 MPa，提高技術(shù)要求符合ASME建造規(guī)范體系要求。

表3 EG埋弧焊絲和F76A2-EG-M4埋弧焊絲-焊劑的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 3 Chemical analysis of EG SAW electrode and F76A2-EG-M4 SAW electrode and flux （wt.%）

表4 F76A2-EG-M4埋弧焊絲-焊劑的力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of F76A2-EG-M4 SAW electrode and flux

1.2 試驗方法

試驗采用兩塊規(guī)格為800 mm×150 mm×32 mm的試板，坡口采用與產(chǎn)品一致的單邊V形坡口，坡口角度45°，鈍邊4 mm，組對間隙0 mm，坡口與焊道分布如圖1所示。

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

為控制焊接試板的撓曲變形，焊前對試板做一定的預(yù)反變形。用丙酮將坡口兩側(cè)50 mm范圍內(nèi)的油污、鐵銹等清理干凈。焊接位置為平焊，試驗設(shè)備采用MZ-ZK-1000型自動埋弧焊焊機(jī)，焊接方向與鋼板軋制方向相同。

SA517 Gr.B碳當(dāng)量在0.4～0.6之間，淬硬傾向較大，易于生成馬氏體等淬硬組織，故需要進(jìn)行焊前預(yù)熱及后熱處理。采用快速多層多道焊工藝，縮短Ac3以上停留的時間，使晶粒不易長大，同時為了防止最后一層產(chǎn)生淬硬組織，可多一層回火焊道，增長奧氏體的分解時間，以避免產(chǎn)生焊接冷裂紋［4］。若熱輸入過大，易造成接頭和熱影響區(qū)組織過熱，產(chǎn)生過熱組織，從而使其脆化，降低焊縫和熱影響區(qū)的韌性［5］，焊接參數(shù)見表5。

表5 焊接參數(shù)Table 5 Welding parameters

根據(jù)參考文獻(xiàn)［6］，SA517 Gr.B材料斜Y形坡口焊接試驗得出的結(jié)論，焊前最低預(yù)熱溫度為150 ℃，道間溫度不高于250 ℃。因SA517 Gr.B為淬火+回火處理的低合金調(diào)質(zhì)鋼，如果熱處理超過其回火溫度，則鋼板會失去調(diào)質(zhì)效果，其強(qiáng)度和韌性都會受到影響［7］，焊接完成后對試件立即進(jìn)行后熱緩冷（在預(yù)熱溫度下保持2 h）［8］。

按照ASME B&PVC 第Ⅴ卷無損檢測第2章對試件進(jìn)行100%射線檢測，均未發(fā)現(xiàn)裂紋等缺陷，隨后取樣進(jìn)行力學(xué)性能分析（拉伸、彎曲、沖擊、硬度）和微觀金相分析。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 拉伸和沖擊試驗

焊接接頭拉伸試驗分為室溫和360 ℃高溫拉伸。室溫拉伸采用全厚度橫向矩形拉伸試樣，試驗方法為ASME SA370《鋼制品力學(xué)性能試驗的標(biāo)準(zhǔn)試驗方法和定義》，拉伸速率10 mm/min。高溫拉伸采用圓棒試樣，試樣軸線位于試件厚度的1/2處，試驗方法為ASTM E21《金屬材料高溫拉伸試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》，拉伸速率3.5 mm/min。沖擊試驗采用夏比V型缺口，試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm，試驗溫度為金屬最低服役溫度（LST）0 ℃，母材、焊縫和HAZ均從距離焊縫上表面T/4（T為試件厚度）處各取3個試樣，試驗方法為ASME SA370。

焊接接頭的拉伸性能和沖擊性能如表6所示。由表6可以看出，焊接接頭的室溫和360 ℃高溫抗拉強(qiáng)度均能滿足母材的要求，但較母材性能有所下降，均值達(dá)到了母材抗拉強(qiáng)度的95.6%和90.8%，且拉伸斷裂區(qū)域發(fā)生在靠近焊縫側(cè)的熱影響區(qū)（熔合區(qū)），此處晶界偏移更加容易，晶粒粗大，降低了熔合區(qū)的力學(xué)性能。

表6 焊接接頭拉伸和沖擊試驗結(jié)果Table 6 Results of tensile and impact test of welded joint

從焊縫到熱影響區(qū)再到母材，平均沖擊吸收功呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢，母材平均沖擊值最高，為192 J，熱影響區(qū)沖擊值最低，較母材降低44 J。根據(jù)ASME第III卷NF分卷關(guān)于沖擊韌性的補(bǔ)償原則［9］，產(chǎn)品母材在LST（0 ℃）下的沖擊值應(yīng)不低于要求值+44 J或在比LST（0 ℃）低17 ℃下進(jìn)行沖擊試驗，與母材的沖擊溫度一致。

2.2 彎曲試驗

從焊接試件取4件側(cè)彎試樣，并根據(jù)ASME B&PVC第Ⅸ卷進(jìn)行導(dǎo)向彎曲試驗。彎曲試樣四邊倒圓角3 mm，焊縫附件50 mm區(qū)域內(nèi)打磨粗糙度至3.2，彎曲直徑63.5 mm，彎曲速率20 mm/min，彎曲后焊縫和HAZ受拉面的形貌如圖2所示。3件試樣側(cè)彎后無可見缺陷，1件試樣棱角開裂7.80 mm，經(jīng)查為非焊接缺陷引起，試驗結(jié)果均滿足ASME B&PVC 第Ⅸ卷對彎曲試驗的驗收指標(biāo)［10］。

圖2 彎曲試樣Fig.2 Bend specimens

2.3 沖擊斷口分析

分別從母材、焊縫以及熱影響區(qū)的一組沖擊試樣中選取一件，使用無水乙醇超聲清洗后觀察斷口，并采用掃描電鏡對斷口進(jìn)行微觀形貌觀察。斷口形貌如圖3、圖4所示。

圖3 沖擊斷口宏觀形貌Fig.3 Macro-morphology of impact fracture

圖4 沖擊斷口SEM形貌Fig.4 SEM morphology of impact fracture

可以看出，母材沖擊試樣斷口中間區(qū)域較為平坦，無金屬光澤和結(jié)晶顆粒，斷口邊緣存在明顯塑性變形，斷口為纖維狀斷口，剪切斷面率為100%。圖4a、圖4b分別為母材斷口中間和邊緣微觀形貌，斷口未發(fā)現(xiàn)氣孔，夾渣等缺陷，斷口主要為韌窩形貌，中間區(qū)域韌窩粗大而扁平，夾雜著少量解理形貌，邊緣側(cè)韌窩細(xì)小均勻。

圖4c、圖4d分別為焊縫斷口微觀形貌，中間區(qū)域平齊，有金屬光澤，可見結(jié)晶顆粒，為解理斷裂區(qū)域，有清晰的解理臺階，斷口邊緣為剪切斷裂區(qū)域，斷口的剪切斷面率分別為90%。從掃描電鏡微觀形貌觀察，斷口未發(fā)現(xiàn)氣孔，夾渣等缺陷，解理斷裂區(qū)域主要為脆性的河流狀花樣，夾雜著少量韌窩形貌；剪切斷裂區(qū)域為韌窩形貌，韌窩大小較均勻。圖4e、圖4f為熱影響區(qū)斷口微觀形貌，熱影響區(qū)剪切斷面率為80%，其他斷口形貌與焊縫基本相同。

2.4 焊接接頭組織分析

金相試樣取自焊接接頭的熔合線附近，經(jīng)研磨拋光后用4%的硝酸酒精溶液腐蝕，放大500倍觀察母材、焊縫以及HAZ的顯微組織。圖5為焊縫金屬、母材以及熱影響區(qū)的金相顯微組織?？梢钥闯?，母材顯微組織為回火索氏體（TS），是馬氏體在高溫下回火形成的鐵素體與粒狀碳化物的混合物。焊縫顯微組織為先共析鐵素體（PF）+針狀鐵素體（AF）+側(cè)板條鐵素體（FSP）+貝氏體（B）的混合組織。奧氏體晶界完全被先共析鐵素體覆蓋，側(cè)板條鐵素體（FSP）由奧氏體晶界向晶內(nèi)生長，晶內(nèi)為相互交織聯(lián)鎖分布的針狀鐵素體。

圖5 金相顯微組織Fig.5 Metallographic structure

另外，對熱影響區(qū)的顯微組織進(jìn)行分析，熱影響區(qū)為回火索氏體+鐵素體+珠光體+貝氏體，并在晶界析出了大量的碳化物。圖5d為熱影響區(qū)和焊縫交界處的金相組織，可以看出，緊靠焊縫金屬處的熱影響區(qū)為過熱粗晶區(qū)（CGHAZ），組織粗大，主要為回火粒狀貝氏體組織，與拉伸試驗斷裂位置一致。圖6為焊縫金屬、母材以及熱影響區(qū)的SEM電鏡顯微組織，與金相組織分析結(jié)果一致。

圖6 SEM顯微組織Fig.6 SEM microstructure

2.5 硬度試驗

在距離焊縫上表面T/4處采用430SVA型數(shù)顯維氏硬度計測定焊接接頭的硬度分布（位置包括焊縫、熔合區(qū)、熱影響區(qū)、母材），試驗載荷為30 kg，保壓時間10 s，點間距2 mm，共取27個點，測試點如圖7所示，測量結(jié)果見圖8。根據(jù)焊接接頭宏觀形貌觀察和測量，距離試樣表面T/4處腐蝕截面上焊縫寬度約為20～22 mm，HAZ寬度每側(cè)為4.0～6.5 mm。

圖7 硬度測試點Fig.7 Hardness test points

圖8 焊接接頭硬度分布Fig.8 Hardness distribution diagram of welded joint

可以看出，從母材、HAZ到焊縫區(qū)，接頭維氏硬度分布近似“W”形，呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢。硬度最高點位于母材區(qū)，母材區(qū)集中在280～296 HV，平均硬度為286 HV；焊縫區(qū)較母材的峰值硬度稍有降低，峰值硬度達(dá)285 HV（焊縫中心0～2 mm處），平均值274 HV。硬度最低點位于熱影響區(qū)，范圍為207～233 HV，平均值為219 HV。說明在焊接熱循環(huán)作用下，熱影響區(qū)上峰值溫度介于母材回火溫度與Ac1之間，相當(dāng)于經(jīng)受了高于原來母材回火溫度的更高溫度的回火，使原調(diào)質(zhì)處理的強(qiáng)化效果消失，造成強(qiáng)度和硬度降低的軟化現(xiàn)象，但焊接接頭淬硬傾向不明顯。

3 結(jié)論

（1）采用F76A2-EG-M4埋弧焊材，選擇合適的焊接工藝參數(shù)，并在焊前預(yù)熱、焊后后熱等措施保障下，SA517 Gr.B焊接接頭的力學(xué)性能優(yōu)良，均能滿足母材的技術(shù)要求，焊接接頭淬硬傾向不明顯。

（2）母材沖擊斷口為100%剪切斷裂，焊縫和熱影響區(qū)沖擊斷口中間為解理斷裂，主要為脆性的河流狀花樣，斷口邊緣為剪切斷裂區(qū)域，為韌窩形貌。

（3）SA517 Gr.B焊接接頭焊縫組織以均勻、細(xì)小的針狀鐵素體為主；熱影響區(qū)組織與母材差別不大，以回火索氏體為主，析出了大量的碳化物，導(dǎo)致了沖擊韌性下降。