■ 王世杰，王海東，李青霞，潘國(guó)偉

1.概述

鋼制安全殼（C V，Containment Vessel）是核電站反應(yīng)堆第三道安全屏障，也是最后一道安全屏障。我國(guó)在建的AP1000三代核電機(jī)組，現(xiàn)場(chǎng)鋼制安全殼的焊接所采用的仍然是傳統(tǒng)的手工焊，焊工勞動(dòng)強(qiáng)度高，焊接效率低；同時(shí)，手工焊接容易受工作環(huán)境、焊工狀態(tài)等諸多因素的影響，焊縫質(zhì)量不夠穩(wěn)定。在西方發(fā)達(dá)國(guó)家，自動(dòng)焊工藝已成功應(yīng)用于核電機(jī)組鋼制安全殼的拼裝焊接。因此，為適應(yīng)我國(guó)核電產(chǎn)業(yè)快速發(fā)展、縮短安裝周期、提高焊接質(zhì)量，有必要研究核電站鋼制安全殼自動(dòng)焊工藝，并逐步應(yīng)用于工程建設(shè)中。

本研究以我國(guó)某核電機(jī)組鋼制安全殼的拼裝制造為背景，以鋼制安全殼在立向上焊（3G）位置的焊接工藝開(kāi)發(fā)為研究對(duì)象，選擇在相同焊接參數(shù)下，開(kāi)展CV自動(dòng)焊與手工焊的工藝對(duì)比，為后續(xù)核電鋼制安全殼的焊接工藝進(jìn)一步優(yōu)化及選擇提供實(shí)驗(yàn)依據(jù)和指導(dǎo)。

2.試驗(yàn)方法對(duì)比分析

（1）試驗(yàn)設(shè)備 手工焊接設(shè)備采用國(guó)產(chǎn)的WSM系列逆變式直流弧焊電源，采用IGBT逆變技術(shù)，具有結(jié)構(gòu)緊湊、重量輕、便攜式等特點(diǎn)，可獲得優(yōu)異的起弧性能和穩(wěn)定的電弧，采用手弧焊接電源如圖1所示。

圖1 手工電弧焊用焊接電源

自動(dòng)焊接設(shè)備選用林肯焊接電源R350和某公司的焊接小車系統(tǒng)。焊接電源具備平特性電流及脈沖電流MIG/MAG焊功能，具有控制精度高，穩(wěn)定性好，性能卓越等特點(diǎn)。同時(shí)，焊接電流、電弧電壓及焊接速度等參數(shù)可以數(shù)字顯示并連續(xù)可調(diào)。焊接小車采用有軌道式，能夠滿足平、橫、立、仰四個(gè)位置的平穩(wěn)焊接。

（2）試驗(yàn)材料 鋼制安全殼材質(zhì)為SA738Gr.B，其為美國(guó)ASME規(guī)范中的牌號(hào)，隨著中國(guó)三代核電技術(shù)的引進(jìn)、消化和再創(chuàng)新，目前我國(guó)已經(jīng)具備SA738Gr.B鋼板的自主制造生產(chǎn)技術(shù)。本文所用材料即為國(guó)內(nèi)某鋼廠研制的S A738G r.B鋼板，供貨狀態(tài)為調(diào)質(zhì)（淬火+回火）狀態(tài)，板材規(guī)格為400mm×800mm×52mm，主要化學(xué)成分及力學(xué)性能如表1所示。

從表1可以看出，鋼板性能均勻，各項(xiàng)性能指標(biāo)均大于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的數(shù)值。同時(shí)SA738Gr.B鋼含碳量極低，僅有0.07%左右，碳當(dāng)量約為0.42%，極大地改善了焊接性。

焊接填充材料的選擇依據(jù)等強(qiáng)匹配的原則。手工焊填充材料采用?3.2mm和?4.0mm的E9018-G-H4型號(hào)焊條，該焊條具有良好的引弧性能，其化學(xué)成分及力學(xué)性能如表2所示。自動(dòng)焊填充材料為?1.2mm的焊絲ER90S—G，其化學(xué)成分及力學(xué)性能如表3所示。

（3）坡口形式及焊道分布 本研究主要是對(duì)比分析手工焊與自動(dòng)焊的工藝情況，為了盡可能達(dá)到減少控制變形量的目的，采用相同的對(duì)稱X形坡口，其坡口形式如圖2所示，實(shí)際坡口形式以施工方案要求為準(zhǔn)。同時(shí)要求組對(duì)間隙3～5mm，內(nèi)錯(cuò)邊量≤1.5 mm。焊接前采用焊條電弧焊進(jìn)行點(diǎn)固焊接，焊接過(guò)程采取多層多道焊工藝，主要通過(guò)調(diào)整焊接次序來(lái)控制變形。具體的焊接順序及焊道分布如圖3所示。

（4）工藝方法 本研究選擇手工焊及自動(dòng)焊方法，焊接位置選擇立向上焊（3G）。自動(dòng)焊采用的熔化極氣體保護(hù)焊（G M AW），保護(hù)氣體采用80%Ar+20%CO2混合氣體。A r+C O2混合氣體具有飛濺率低、熔敷效率高；合金元素的過(guò)渡系數(shù)大；焊縫的含氧量低；工藝參數(shù)調(diào)節(jié)范圍大；焊縫成形好等特點(diǎn)。SA738Gr.B鋼板自動(dòng)焊使用脈沖電流，具有焊接過(guò)程飛濺小、較小的熱輸入、氣孔傾向小等特點(diǎn)。

本試驗(yàn)采用優(yōu)化的工藝參數(shù)，試驗(yàn)中焊接熱輸入值均不超過(guò)4.0kJ/mm，且自動(dòng)焊比手工焊具有更小的焊接熱輸入。

對(duì)比試驗(yàn)板選擇在相同的工況環(huán)境下進(jìn)行焊接，最終經(jīng)無(wú)損檢測(cè)合格后進(jìn)行理化檢測(cè)試驗(yàn)，檢測(cè)內(nèi)容包括焊縫金相顯微組織、拉伸試驗(yàn)、沖擊試驗(yàn)、焊接接頭硬度。

3.試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

（1）焊接變形量 針對(duì)焊接變形的原因和種類從焊接工藝上進(jìn)行改進(jìn)，可以有效防止和減少焊接變形所帶來(lái)的危害。

圖2 坡口形式示意

本試驗(yàn)采用改進(jìn)工藝的方法來(lái)防止焊接過(guò)程中的變形，即選用對(duì)稱X形坡口，焊接過(guò)程中通過(guò)改變焊接順序，可以達(dá)到有效預(yù)防變形的目的。焊接前，在組對(duì)完成的焊接試驗(yàn)板B側(cè)（參照?qǐng)D3的焊道分布圖）標(biāo)記樣沖測(cè)量點(diǎn)，以記錄焊接過(guò)程中的縱向、橫向變形收縮量。具體標(biāo)記點(diǎn)如圖4所示。在每層焊道焊接完成后，分別記錄焊縫的橫向（Y向）、縱向（X向）變形情況，變形實(shí)測(cè)值曲線如圖5、圖6所示。

表1 SA738Gr.B化學(xué)成分及力學(xué)性能

表2 E9018-G-H4化學(xué)成分及力學(xué)性能

表3 E90S—G化學(xué)成分及力學(xué)性能

圖3 焊道分布

通過(guò)圖5、圖6變形曲線，可以看出手工焊的焊接橫向變形要稍大于自動(dòng)焊，這與手工焊的焊接熱輸入及焊接填充量較大有關(guān)。手工焊與自動(dòng)焊兩種焊接工藝的焊縫縱向變形量相當(dāng)，變化都不大，可見(jiàn)焊接過(guò)程對(duì)縱向變形影響較小。總體而言，焊接變形可以通過(guò)改變焊接順序控制在一定范圍內(nèi)，相對(duì)而言手工焊接需要頻繁的更換焊接順序來(lái)達(dá)到控制焊接變形的目的，勢(shì)必會(huì)增加焊接過(guò)程的工作量。

（2）微觀金相 采用金相顯微鏡對(duì)手工焊接頭及自動(dòng)焊接頭試樣進(jìn)行金相組織觀察。由于手工焊、自動(dòng)焊焊接工藝都經(jīng)過(guò)優(yōu)化，其組織差別不明顯。接頭在顯微鏡下的金相組織對(duì)比照片如圖7所示。

兩種焊接工藝焊縫的金相組織如圖7a所示，其中間部分是針狀鐵素體，周圍是晶界鐵素體。自動(dòng)焊焊縫中的組織比手工焊分布更加均勻，晶粒更加細(xì)小。

兩種焊接工藝熱影響區(qū)的金相組織如圖7b所示，兩者都在熱的作用下，晶粒長(zhǎng)大。手工焊的熱輸入較大，晶粒更大甚至形成了塊狀粗大組織；由于自動(dòng)焊熱輸入較小，晶粒長(zhǎng)大不明顯。

（3）力學(xué)性能 第一，拉伸試驗(yàn)：對(duì)比試件經(jīng)過(guò)無(wú)損檢測(cè)合格后，按照相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行焊接接頭力學(xué)性能試驗(yàn)取樣，對(duì)手工焊及自動(dòng)焊接頭試板采用鋸床、線切割在每件試板上截取4個(gè)常溫拉伸試樣、2個(gè)高溫（150℃）拉伸試樣。

對(duì)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測(cè)得在常溫、150℃環(huán)境溫度條件下的抗拉強(qiáng)度，相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)文件要求常溫拉伸試樣抗拉強(qiáng)度不得低于585MPa，高溫拉伸抗拉強(qiáng)度不低于540MPa，取樣位置在1/2t和1/4t（t為試板的厚度），試驗(yàn)溫度為150℃。經(jīng)試驗(yàn)，常溫、150℃下抗拉強(qiáng)度分別為665MPa和681MPa、607MPa和625MPa。

圖4 焊接變形測(cè)量點(diǎn)分布示意

圖5 焊接橫向變形與焊接層道關(guān)系

圖6 焊接縱向變形與焊接層道關(guān)系

由試驗(yàn)結(jié)果可以看出，自動(dòng)焊接頭、手工焊接頭常溫抗拉強(qiáng)度均高于高溫抗拉強(qiáng)度。

第二，沖擊試驗(yàn)：對(duì)焊接對(duì)比試板分別取沖擊試樣件。其中，焊縫區(qū)：4組（試驗(yàn)溫度為-29℃及-45℃各2組），每組3件，共12件；熱影響區(qū)：4組（試驗(yàn)溫度為-29℃及-45℃各2組），每組3件，共12件。對(duì)沖擊試樣件進(jìn)行性能測(cè)試，結(jié)果取平均值，最終獲得手工焊與自動(dòng)焊的沖擊性能對(duì)比如圖8所示。

根據(jù)設(shè)計(jì)要求，在最低服役溫度下，焊縫、熱影響區(qū)沖擊吸收能量平均值不低于54J才能滿足要求。由試驗(yàn)結(jié)果可知，焊縫和熱影響區(qū)的沖擊吸收能量均滿足要求，而自動(dòng)焊的沖擊吸收能量更高，能夠滿足更高的要求。

第三，硬度試驗(yàn)：為了研究不同焊接方法對(duì)于焊縫和近縫區(qū)母材的影響，在焊接接頭及附近區(qū)域測(cè)量顯微硬度，圖9為測(cè)量點(diǎn)的分布示意。手工焊試板焊縫的硬度值為199～233HV；熱影響區(qū)為210～221HV；母材為195～230HV。自動(dòng)焊試板焊縫硬度值為245～254H V；熱影響區(qū)為203～264HV；母材為203～218HV。從硬度測(cè)量值可以看出，母材的硬度值差別不大，而焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的硬度值自動(dòng)焊接明顯高于手工焊。

4.結(jié)語(yǔ)

圖7 手工焊與自動(dòng)焊微觀金相照片對(duì)比

圖8 不同溫度下的沖擊吸收能量對(duì)比

圖9 硬度測(cè)量點(diǎn)分布示意

（1）自動(dòng)焊具有較小的焊接熱輸入，焊接過(guò)程相對(duì)穩(wěn)定，焊接變形控制易于手工焊，焊縫軸向收縮量小于手工焊，在50%焊縫厚度前，焊接熱循環(huán)對(duì)焊接變形影響較大，隨著焊縫厚度的增加，焊接熱循環(huán)對(duì)焊接變形的影響減弱。

（2）手工焊焊縫熱影響區(qū)尺寸較大，焊縫中的柱狀晶發(fā)達(dá)，粗大的柱狀晶垂直于熔合線由母材向焊縫金屬延伸，熔合線附近的晶粒尺寸較大；自動(dòng)焊焊縫熔合區(qū)尺寸較小，焊縫中的柱狀晶尺寸較小，熔合線附近的晶粒粗化不明顯。

（3）手工焊與自動(dòng)焊焊縫強(qiáng)度均高于母材，同時(shí)各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)均滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，這說(shuō)明自動(dòng)焊焊縫相比手工焊具有更優(yōu)異的力學(xué)性能。