趙 亮，涂善東，劉 剛，劉福廣，李 勇，楊二娟

（1.華東理工大學 承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室，上海 200237；2.西安熱工研究院有限公司，西安 710054）

0 引言

蒸汽發(fā)生器是核電廠主要的承壓設備，某核電廠蒸汽發(fā)生器手孔152鎳基合金堆焊層發(fā)生開裂，開裂的手孔位于蒸汽發(fā)生器二次側(cè)管板上方，手孔密封結(jié)構(gòu)為焊接隔膜式，孔徑100 mm，蒸汽發(fā)生器殼體材料為ASME SA508，手孔處殼體厚度100 mm，在蒸汽發(fā)生器殼體外壁堆焊了厚度10 mm的152鎳基合金堆焊層作為手孔密封面，以便在定期檢修打開手孔后重復焊接密封，152堆焊焊接方法為手工電弧焊（Shielded Metal Arc Welding，SMAW）。密封隔膜與密封面之間采用52鎳基焊絲，通過手工鎢極氬弧焊（Gas Tungsten Arc Welding，GTAW）進行封焊。手孔密封焊接結(jié)構(gòu)如圖1所示。堆焊層上的開裂主要位于封焊焊道熱影響區(qū)內(nèi)部，呈網(wǎng)狀分布，如圖2所示。

圖1 手孔密封焊接結(jié)構(gòu)示意

圖2 裂紋形貌

152鎳基合金焊材具有良好的抗氧化性和高溫力學性能，目前已廣泛應用于核電設備的制造與安裝［1］。鎳基合金焊材主要的焊接性問題為熱裂紋［2-3］和高溫失塑裂紋（Ductility Dip Cracking，DDC），熱裂紋的形成與熱輸入、高值熱應變（0～20%）、晶界P，S含量高等因素［4-8］有關。DDC形成機制主要有晶界滑移［9-10］、應力集中和碳化物誘導［11］、晶界弱化［12］等。影響DDC的因素主要包括成分及第二相析出物、應變速率、晶界取向與再結(jié)晶、晶粒尺度等，其中，碳化物的大小形態(tài)對DDC的產(chǎn)生影響較大［13］。

為明確手孔密封面開裂機理，本文預制手孔模擬件復現(xiàn)缺陷并分析開裂處的微觀特征，采用橫向可調(diào)拘束試驗，分析152熔敷金屬的開裂傾向，并利用有限元方法分析手孔堆焊層的塑性應變分布。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

152焊材的主要成分如表1所示，其主要力學性能如表2所示。

表1 152焊材的主要成分 %

表2 152鎳基合金的主要力學性能

1.2 手孔模擬件制備

手孔模擬件按照蒸汽發(fā)生器手孔的實際尺寸制作，其結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 模擬件結(jié)構(gòu)示意

堆焊焊縫采用152焊材、SMAW 方法焊接，封焊焊縫采用52焊材、GTAW 方法焊接。模擬件堆焊及封焊完成后，磨除封焊焊縫，模擬重新封焊的過程，隨后再次磨除封焊焊縫，觀察堆焊層表面在封焊過程中產(chǎn)生的裂紋情況，采用線切割方法切取微觀分析試樣。

1.3 橫向可調(diào)拘束試樣及試驗裝置

采用開槽堆焊的方法制備橫向可調(diào)拘束試樣，基材厚度50 mm，開槽寬度50 mm、深度6 mm，焊接方法為SMAW，焊材為152，焊接電流120 A、焊接速度1 mm/s。堆焊結(jié)束后采用機械切割方法去除基材部分，制成如圖4（a）所示的試樣，試樣的裝夾采用圖4（b）所示的結(jié)構(gòu)，利用萬能試驗機的壓頭施加彎曲載荷。靠模產(chǎn)生的彎曲應變有兩種，分別為2%，4%，應變加載速率為0.1%/s。試樣裝夾后采用GTAW 方法進行可調(diào)拘束焊縫的焊接，引弧后即開始施加應變，分別經(jīng)過20 s，40 s后試樣將與靠模完全貼合，焊接完成后取下試樣。

圖4 試樣及試驗裝置示意

1.4 裂紋及組織觀察方法、硬度分析方法

試樣制備完成后，采用線切割方法在可調(diào)拘束焊縫的熱影響區(qū)內(nèi)取金相觀察試樣。采用500#，1000#，1500#和2000#砂紙進行水磨，利用拋光機結(jié)合粒度為2.5μm和1.5μm的拋光劑進行拋光，金相試樣用王水進行腐蝕，再用水和酒精清洗、吹干后置于丙酮溶液中，采用超聲清洗15 min，然后依次在光學顯微鏡和JSM-6490LCV型掃描電鏡下對裂紋進行觀察。采用線切割的方法從堆焊層切取0.4 mm的薄片作為透射電鏡試樣，再用砂紙打磨到80μm以下，用Tenupol-5型雙噴電解儀進行雙噴，使用JEM-200CX型透射電鏡觀察顯微組織的形態(tài)、結(jié)構(gòu)及析出形態(tài)等。

1.5 焊接過程應變分析

依據(jù)GB/T 228.2—2015《金屬材料 拉伸試驗 第2部分：高溫試驗方法》測試152熔敷金屬和SA508母材的拉伸性能，試樣為?5 mm棒狀試樣，采用CCS3910型電子拉伸蠕變試驗機進行測試，獲得的材料性能參數(shù)分別見表3，4。采用熱彈塑性方法，分析手孔經(jīng)過堆焊、封焊、模擬重復封焊過程后的應變分布，初始預熱溫度100℃；環(huán)向切割面為對稱邊界，SA508殼體為剛性固定約束，手孔外表面為自然對流邊界，在堆焊部分施加焊接熱源，通過子程序控制熱源加載強度及加載路徑。

表3 152熔敷金屬材料性能

表4 SA508材料性能

2 模擬件堆焊層組織與裂紋形貌

手孔模擬件經(jīng)堆焊、封焊、模擬重復封焊后，堆焊層表面發(fā)生了開裂，裂紋出現(xiàn)在封焊焊縫兩側(cè)的堆焊層外表面（如圖5（a）所示），距離封焊焊縫熔合線約100μm，分布范圍約3 mm寬，裂紋尺度范圍為213～1 349μm。堆焊層內(nèi)部組織如圖5（b）所示，其組織呈現(xiàn)典型的柱狀晶狀態(tài)，柱狀晶發(fā)達且方向明顯，枝晶間有條狀骨架形或顆粒狀析出，晶內(nèi)有彌散的點狀析出物。透射電鏡物相分析結(jié)果顯示，這些析出物為Cr23C6，NbC，TiC等碳化物。堆焊層表面組織狀態(tài)如圖5（c）所示，可以發(fā)現(xiàn)為胞狀特征，晶界彎曲，非平直類型晶界，碳化物彌散分布在枝晶間及晶界位置。透射電鏡觀察結(jié)果如圖5（d）所示，晶間存在長條形、顆粒狀碳化物，同時在晶粒之間存在三角形的共晶組織。

圖5 堆焊層組織及裂紋情況

3 開裂機理分析

手孔模擬件堆焊層裂紋處的微觀特征顯示，開裂主要與碳化物析出有關，能夠明確裂紋形成機理為碳化物誘導型DDC。一般只有尺寸很小且成彌散狀分布的碳化物才能起到阻礙位錯運動、防止開裂的作用。當晶界上存在的碳化物為尺寸較大的條狀時（如圖6（a）中位置A所示），在外加應變作用下，大尺寸析出物阻礙位錯的運動，產(chǎn)生應變集中。由于碳化物與基體之間的錯配度較高，兩者界面結(jié)合強度低，從而在界面處開裂，使碳化物首先脫離基體形成微孔。同時，尺寸較大的顆粒狀碳化物也會與基體分離，形成微孔洞，如圖6（a）中位置B所示。圖6（b）中位置A處晶界無析出物，位置B處碳化物為顆粒狀，且尺寸較大，與基體分離后形成了凹坑；在力的作用下凹坑發(fā)生形變，凹坑之間的材料發(fā)生撕裂，凹坑連接在一起形成C處所示的微小裂紋，由于C處的裂紋方向與載荷方向一致，并未發(fā)生進一步的擴展；而與外力垂直的晶界D處的凹坑會持續(xù)發(fā)生變形、斷裂、合并的過程，擴展成為尺寸更大的裂紋。凹坑的形成合并過程與碳化物直接相關，由于碳化物為沿晶分布，因此裂紋呈現(xiàn)沿晶開裂的特征。

工作過程中手孔內(nèi)部壓力為4.5 MPa，溫度約300℃。通過以上分析可以發(fā)現(xiàn)，手孔件模擬件的堆焊層在經(jīng)過封焊焊縫作用后即產(chǎn)生了微觀的DDC裂紋，從而形成了裂紋源，經(jīng)過多次啟停產(chǎn)生的加載和卸載后，形成圖2所示宏觀裂紋。

圖6 堆焊層微觀特征

4 模擬件的應變

裂紋的形成除了與碳化物的析出形態(tài)、位置有關外，與外加應變的大小也是直接相關的?？烧{(diào)拘束試驗結(jié)果表明，當外加應變?yōu)?%時，152堆焊金屬未發(fā)生開裂，如圖7（a）所示；當外加應變增大到4%時，可在可調(diào)拘束焊縫的熱影響區(qū)中觀察到裂紋，如圖7（b）所示。可見152熔敷金屬的應變?nèi)菹藿橛?%～4%之間。

圖7 可調(diào)拘束試驗結(jié)果

圖8 堆焊層表面塑性應變分布

手孔模擬件堆焊層的有限元分析結(jié)果表明，封焊焊縫兩側(cè)的塑性應變最大達到2.78%（如圖8所示），超過152堆焊層應變?nèi)菹薹秶瑢е戮植砍霈F(xiàn)開裂?？梢?，手孔堆焊層的開裂是由于自身碳化物在晶界析出與焊接應變共同作用的結(jié)果。

5 結(jié)論

（1）蒸汽發(fā)生器手孔模擬件經(jīng)過堆焊、封焊、模擬重復封焊后，復現(xiàn)出了與實際缺陷特征和位置一致的沿晶裂紋。

（2）152堆焊層開裂位置處存在長條狀、顆粒狀碳化物沿晶界析出，是產(chǎn)生裂紋的先決條件。

（3）蒸汽發(fā)生器手孔152堆焊層開裂機理為碳化物誘導型DDC，開裂是碳化物在晶界析出與焊接應變二者共同作用導致的。