焊后熱處理對(duì)SA 738 Gr.B鋼熱影響區(qū)沖擊性能和斷裂韌性的影響

張俊寶，柳勝華，谷 雨

(上海核工程研究設(shè)計(jì)院有限公司，上海 200233)

0 引言

鋼制安全殼是先進(jìn)壓水堆AP1000和CAP1400重要的核級(jí)設(shè)備之一，是防止放射性物質(zhì)擴(kuò)散的第三道安全屏障[1]。CAP1400鋼制安全殼筒體的厚度為52～55 mm，筒體直徑為43 m，由12環(huán)焊接而成，每環(huán)由12塊板焊接組成。根據(jù)鋼制安全殼的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)ASME規(guī)范(2007及2008補(bǔ)遺)第Ⅲ卷第1冊(cè)NE分卷的要求，當(dāng)焊縫厚度大于44 mm時(shí)，應(yīng)進(jìn)行焊后熱處理[2]。

焊后熱處理的主要目的是釋放焊接殘余應(yīng)力和改善熱影響區(qū)的性能。焊接殘余應(yīng)力會(huì)影響結(jié)構(gòu)的疲勞性能和抗應(yīng)力腐蝕性能，對(duì)于鋼制安全殼來說，不存在這兩種運(yùn)行工況[3]。目前的研究表明[4]，對(duì)于調(diào)質(zhì)鋼，焊后熱處理后會(huì)導(dǎo)致斷裂韌性降低。焊后熱處理對(duì)組織的影響，導(dǎo)致近焊縫的熱影響區(qū)的斷裂韌性降低，其對(duì)結(jié)構(gòu)的安全性更為重要。雖然焊后熱處理降低了焊接殘余應(yīng)力，但由于斷裂韌性降低導(dǎo)致抗脆斷能力降低的情況，應(yīng)予以關(guān)注。

本文對(duì)鋼制安全殼厚度為55 mm的SA 738 Gr.B調(diào)質(zhì)鋼板的焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)的斷裂韌性進(jìn)行對(duì)比，確定焊后熱處理對(duì)熱影響區(qū)性能的影響程度。

1 試板的焊接

文中采用無拘束狀態(tài)焊接的試驗(yàn)方案，焊接材料、母材、坡口加工及焊接工藝等均與CAP1400核電站鋼制安全殼的技術(shù)要求保持一致。其中，母材為厚度55 mm的SA 738 Gr.B鋼板，其化學(xué)成分、交貨態(tài)室溫拉伸和沖擊性能分別如表1，2所示。

表1 SA 738 Gr.B鋼的化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of SA 738 Gr.B steel %

表2 SA 738 Gr.B鋼的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of SA 738 Gr.B steel

試板為對(duì)稱的雙V形坡口，坡口角度為60°，采用手工電弧焊焊接，焊條牌號(hào)為E9018-G，直徑為4.0 mm，每側(cè)焊接10層，其化學(xué)成分見表3，焊接參數(shù)見表4。焊接的預(yù)熱溫度最低為93 ℃，焊接位置為3G(立向上焊接)，焊接后的試件分為兩部分，一部分為焊態(tài)，另一部分進(jìn)行焊后熱處理，母材的回火溫度為640 ℃，因此，確定焊后熱處理溫度為595～620 ℃。根據(jù)ASME第Ⅲ卷第1冊(cè)NE分卷的要求，厚度55 mm的焊接接頭需要焊后熱處理的時(shí)間為125 min，考慮產(chǎn)品允許進(jìn)行2次返修，并留有一定的裕量，確定焊后熱處理保溫時(shí)間為600 min。

表3 E9018-G焊條的化學(xué)成分Tab.3 Chemical composition of E9018-G electrode %

表4 焊接參數(shù)Tab.4 Welding parameters

焊后熱處理后對(duì)焊縫進(jìn)行打磨，以便進(jìn)行無損檢測(cè)。按照ASME規(guī)范第Ⅲ卷NE分卷的要求進(jìn)行了磁粉檢測(cè)(MT)、超聲檢測(cè)(UT)、射線檢測(cè)(RT)，檢測(cè)結(jié)果均滿足要求。

2 焊態(tài)及焊后熱處理態(tài)熱影響區(qū)沖擊韌性和斷裂試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方法

ASTM于1997年頒布了主曲線法的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)ASTM E1921—1997《確定鐵素體鋼在韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的參考溫度T0的標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試方法》。該標(biāo)準(zhǔn)提供了單溫度法和多溫度法兩種參照溫度T0的方法。本文采用ASTM E1921—1997標(biāo)準(zhǔn)制定的主曲線法來表征SA 738 Gr.B鋼熱影響區(qū)在熱處理前后的斷裂韌性。

按照ASTM E1921—1997試驗(yàn)研究材料的參考溫度T0，首先需要選擇材料在韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的斷裂韌性試驗(yàn)溫度。ASTM E1921—1997規(guī)定試驗(yàn)溫度T必須落在∣T-T0∣≤50 ℃的范圍內(nèi)。由于T0在試驗(yàn)之前是未知的，因此合理地初選斷裂韌性的試驗(yàn)溫度T十分關(guān)鍵[5-7]。

因此，要得到試驗(yàn)材料的T0，需要開展材料的夏比沖擊試驗(yàn)，一般取8個(gè)溫度點(diǎn)，每個(gè)溫度下取3個(gè)夏比沖擊試樣進(jìn)行試驗(yàn)，依據(jù)夏比沖擊轉(zhuǎn)變曲線，得到28 J或41 J所對(duì)應(yīng)的溫度，依據(jù)此溫度估測(cè)出進(jìn)行斷裂韌性試驗(yàn)的溫度。

T0可采用單溫度法或多溫度法進(jìn)行測(cè)量，文中采用單溫度法測(cè)量，需要8～10個(gè)C(T)試樣?？紤]到焊接接頭熱影響區(qū)與實(shí)際尺寸的限制，用0.5T-C(T)試樣進(jìn)行斷裂韌性試驗(yàn)。斷裂韌性取樣如圖1所示，預(yù)制裂紋距離熔合線約0.8 mm，其擴(kuò)展方向平行于熱影響區(qū)。試樣的結(jié)構(gòu)尺寸見圖2。

(a)熱影響區(qū)C(T)試樣位置

圖2 0.5T-C(T)試樣的結(jié)構(gòu)尺寸示意Fig.2 Schematic diagram of structural dimensions of 0.5T-C(T) specimen

2.2 焊態(tài)和熱處理態(tài)焊接接頭金相檢驗(yàn)

通過焊接接頭的金相觀察，對(duì)比焊態(tài)和熱處理態(tài)的顯微組織，為確定熱處理后對(duì)顯微組織的影響提供參考;同時(shí)可以確定裂紋平面的組織狀態(tài)，為確定開槽位置提供參考。熱影響區(qū)(組織發(fā)生變化)的寬度約3.5 mm，分為粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū)，粗晶區(qū)在靠近熔合線(熔合區(qū))處，金屬局部晶粒熔化，造成晶粒極其粗大且晶界和晶界內(nèi)化學(xué)成分和組織不均勻。粗晶區(qū)的晶粒比細(xì)晶區(qū)的晶粒大得多，并且在粗晶區(qū)的晶粒邊界聚集著大量的碳化物，這導(dǎo)致粗晶區(qū)成為熱影響區(qū)的薄弱環(huán)節(jié)。在沖擊韌性和斷裂取樣時(shí)，應(yīng)使裂紋平面盡可能地靠近粗晶區(qū)。在細(xì)晶粒區(qū)，該區(qū)的組織由細(xì)小均勻的鐵素體和珠光體組織以及未發(fā)生相變的粗大鐵素體組成。熱影響區(qū)粗晶區(qū)金相圖如圖3所示。

(a)焊態(tài)

2.3 焊態(tài)和熱處理態(tài)熱影響區(qū)沖擊試驗(yàn)

熱影響區(qū)沖擊試驗(yàn)按ASTM A370—2007《鋼制品力學(xué)性能的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法和定義》進(jìn)行。在試板中按T-L方向(裂紋擴(kuò)展方向?yàn)楹附臃较?取樣，加工標(biāo)準(zhǔn)夏比V形缺口試樣，試樣的尺寸為10 mm×10 mm×55 mm。夏比沖擊試驗(yàn)的溫度范圍為-190～50 ℃，沖擊能量600 J，沖擊速度約為5 m/s。

夏比沖擊吸收能量隨溫度的變化關(guān)系用雙曲正切函數(shù)擬合，如圖4,5所示。根據(jù)轉(zhuǎn)變曲線得到斷裂韌性試驗(yàn)所需要的特征溫度點(diǎn)T28J，T41J，這兩個(gè)溫度分別表示沖擊吸收能量為28 J和41 J所對(duì)應(yīng)的溫度(見表5)，據(jù)此確定熱影響區(qū)的斷裂韌性試驗(yàn)溫度。

圖4 焊態(tài)HAZ沖擊吸收能量隨溫度變化曲線Fig.4 Impact absorption energy versus temperature curve of as-welded HAZ

圖5 熱處理態(tài)HAZ沖擊吸收能量隨溫度變化曲線Fig.5 Impact absorption energy versus temperature curve of postweld heat treated HAZ

表5 特征溫度點(diǎn)和試驗(yàn)溫度Tab.5 Characteristic temperature points and test temperature

對(duì)比焊態(tài)和熱處理態(tài)沖擊試驗(yàn)擬合曲線和特征溫度點(diǎn)，焊后熱處理的熱影響區(qū)特征溫度較焊態(tài)高約15 ℃，表明焊后熱處理對(duì)其沖擊韌性沒有改善。

2.4 熱影響區(qū)斷裂韌性試驗(yàn)及結(jié)果

斷裂韌性試驗(yàn)溫度參考熱影響區(qū)所對(duì)應(yīng)的韌脆轉(zhuǎn)變曲線的特征溫度點(diǎn)T28J和T41J，最終確定的焊態(tài)熱影響區(qū)的試驗(yàn)溫度為-130 ℃，熱處理態(tài)的試驗(yàn)溫度為-120 ℃，在相應(yīng)溫度下開展熱影響區(qū)0.5T-C(T)試樣的緊湊拉伸試驗(yàn)，同時(shí)，也開展了熱影響區(qū)熱處理態(tài)-130 ℃的緊湊拉伸試驗(yàn)。焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)-130 ℃的緊湊拉伸試驗(yàn)結(jié)果見表6。通過計(jì)算，焊態(tài)斷裂韌性的平均值為133 MPa·m1/2，熱處理態(tài)斷裂韌性的平均值為123 MPa·m1/2。

表6 焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)熱影響區(qū)斷裂韌性試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 Fracture toughness test results of as-welded and postweld heat treated HAZ

采用單溫度法測(cè)定焊態(tài)和熱處理態(tài)的參考溫度T0，測(cè)得的參考溫度見表7。

表7 焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)熱影響區(qū)參考溫度T0Tab.7 Reference temperature (T0) of as-welded and postweld heat treated HAZ

從以上結(jié)果可以得出，焊后熱處理后，斷裂韌性平均值減少了10 MPa·m1/2,參考轉(zhuǎn)變溫度T0提高了9.5 ℃，表明焊后熱處理對(duì)斷裂韌性沒有改善。

2.5 分析討論

從圖3可以看出，焊后熱處理態(tài)熱影響區(qū)晶粒顯著長大。取焊態(tài)和熱處理態(tài)的緊湊拉伸試樣的斷口進(jìn)行掃描電鏡分析，結(jié)果顯示：與焊態(tài)相比，碳化物數(shù)量增多。在沖擊過程中，碳化物會(huì)成為裂紋源，從而顯著降低了熱影響區(qū)的沖擊性能。焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)掃描電鏡的顯微組織如圖6所示。

另外，有研究表明：對(duì)于SA 738等含有Nb和V等合金元素的高強(qiáng)鋼，在焊后熱處理時(shí)會(huì)導(dǎo)致位錯(cuò)密度的降低、碳化物的形成和長大[3,8-13]，形成的碳化物會(huì)導(dǎo)致沖擊性能和斷裂韌性降低[14-15]。因此，焊后熱處理對(duì)熱影響區(qū)的性能會(huì)帶來不利的影響。

(a)焊態(tài)

3 結(jié)語

(1)對(duì)比焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)((595～620) ℃×10 h)的沖擊韌性試驗(yàn)結(jié)果擬合曲線，焊后熱處理的熱影響區(qū)特征溫度較焊態(tài)高約15 ℃，表明焊后熱處理對(duì)其沖擊韌性沒有改善。

(2)對(duì)比焊態(tài)和焊后熱處理態(tài)((595～620) ℃×10 h)的參考溫度T0(焊態(tài)-133.3 ℃，熱處理態(tài)-123.8 ℃)，可見焊后熱處理的參考溫度T0較焊態(tài)高9.5 ℃，斷裂韌性平均值減少10 MPa·m1/2。說明焊后熱處理對(duì)鋼制安全殼SA 738 Gr.B鋼的斷裂韌性沒有改善，與沖擊試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)一致。

(3)與焊態(tài)相比，焊后熱處理態(tài)熱影響區(qū)晶粒有所長大，碳化物數(shù)量增多,在沖擊過程中碳化物會(huì)成為裂紋源，從而可降低熱影響區(qū)的沖擊性能。