高溫氣冷堆核電站金屬堆內構件鍛件材料12Cr2Mo1落錘試驗研究

郭 平 史鼎文 靳海山 李 向

(1.中核能源科技有限公司，北京100084；2.上海電氣重工集團，上海200245)

我國目前在建的高溫氣冷堆核電站示范工程是由清華大學設計的具有我國自主知識產權的高溫氣冷堆核電項目，屬于國家重大專項。其運行原理和結構設計同壓水堆核電相比在許多方面都是不同的，具有其自己的特點。尤其是主設備的結構、材料以及規范都和壓水堆有很大區別，其金屬堆內構件的材料選用12Cr2Mo1低合金鋼，這和壓水堆核電站堆內構件選用的不銹鋼相比有很大不同。

12Cr2Mo1低合金耐熱鋼在化工設備上有廣泛的運用，但該材料在核電主設備上的運用在我國還是第一次。這種鋼在高溫堆金屬堆內構件上的運用和化工設備上的運用對材料的力學性能要求是不相同的，其中最主要的區別就是在力學性能試驗要求中增加了落錘試驗，具體要求為參考無塑性轉變溫度RTNDT≤-25℃。在金屬堆內構件的鍛件制造過程中，落錘試驗出現了不合格，而落錘試驗是不容許進行復驗的，只能重新進行性能熱處理，并且重新熱處理次數不能超過兩次。

制造廠對落錘不合格鍛件重新進行熱處理后再次試驗，結果仍然不合格。在這種情況下，筆者經過對試驗后的試樣認真觀察，發現試樣的焊道熱影響區很大，表面顏色變成了黑色，并且落錘試樣的斷裂程度和焊接熱影響區的嚴重程度有一定的關聯。為此，筆者組織制造廠負責工藝的技術人員和其他監造人員等，決定從試樣焊道焊接工藝方面著手進行進一步的宏觀和微觀組織分析研究。本文就是對這一研究過程進行了分析匯總，論證了落錘試樣焊道的焊接方法和焊接工藝對該材料的無塑性轉變溫度的影響，并提出了解決辦法。本文所應用的試驗數據和圖片，得到了制造廠的同意。

1 金屬堆內構件鍛件12Cr2Mo1材料落錘試驗不合格的基本情況

1.1 鍛件制造工藝流程

高溫堆金屬堆內構件大鍛件按兩個堆計算共有上法蘭段2件，上支承板2件，出球連接管2件，監督材料2件，熱氣導管1件(在組焊是分為2件)，總計共9件。其中上法蘭段和上支承板鍛件的重量和尺寸都較大，其余5件重量和尺寸較小。

金屬堆內構件鍛件的制造工藝流程為：冶煉→鑄造→鍛造→鍛后熱處理→粗加工→UT初檢→性能熱處理→取樣→理化試驗→精加工→最終無損檢測。

1.2 鍛件力學性能試驗項目

鍛件的主要力學性能試驗項目為拉伸試驗(包括常溫、375℃和500℃三種溫度下的拉伸試驗)，沖擊試驗(包括RTNDT+33℃=8℃，80℃兩種溫度下的沖擊試驗)，落錘試驗(RTNDT≤-25℃)。

1.3 鍛件力學性能試驗的基本情況

制造廠對12Cr2Mo1材料鍛件以前也曾經制作過，但主要是用在化工容器，比如曾經制作過加氫反應器用鍛件。但是在化工容器鍛件制作中不要求進行落錘試驗，因此，對于此次用在核電金屬堆內構件上的這種材料，制造廠給予了充分的重視。先從尺寸和重量較小的幾個鍛件著手先進行力學性能試驗，結果是拉伸和沖擊試驗都滿足采購規程的要求，而落錘試驗全部不合格。具體數據如表1所示(由于篇幅所限，表1只提供了熱氣導管開孔法蘭0°～90°相限內的力學性能試驗數據)。其中，落錘試驗的試樣結果情況如圖1所示。

圖1 熱氣導管開孔法蘭落錘試驗后的試樣照片Figure 1 The specimen picture of opening flange for hot gas duct after drop weight test

表1 熱氣導管開孔法蘭力學性能試驗數據Table 1 The mechanical test results of opening flange for hot gas duct

1.4 鍛件落錘試驗結果的評判

落錘試驗是用來測量厚度不小于12 mm的鐵素體鋼的無塑性轉變溫度(GB/T6803—2008)。這種試驗通常采用的試驗標準主要有：GB/T6803—2008、ASTM E208—95a、RCC-M MC1320。其中，RCC-M MC1320試驗方法引用的是ASTM E208—95a，只是焊道焊接時從兩邊向中間進行焊接。這三個標準雖然分別由三個不同國家所制定，但在試驗方法上基本相同，只是對試樣表面脆性焊道的長度和焊接方法的規定略有不同，金屬堆內構件鍛件所采用的是GB/T6803—2008[1,2]。

脆性焊道是在落錘試樣表面堆焊的一條具有一定長度、寬度和厚度的單道焊道，它的主要作用是在試驗時在試樣上形成一條小的物理斷裂缺陷。選用合適的堆焊材料，運用正確的堆焊工藝方法是確保落錘試驗時脆性焊道缺口底部開裂，使試驗有效的一個關鍵步驟。

GB/T6803—2008標準中規定堆焊時只允許從一端起弧，勻速地向另一端移動，堆焊過程中不允許擺動，一次成型使焊道厚度達到3.5 mm～5 mm之間，堆焊過程中不允許斷弧。焊接電流I=180 A～200 A。堆焊后，迅速將模具從試樣表面移開，并用小錘將焊道表面的藥皮清除掉，然后將試樣平放在寬敞的鋼板平臺上，焊道朝上，讓其自然冷卻到室溫。最后在焊道中心線處開一個缺口，缺口位置和尺寸見圖2 ，開缺口時注意切割工具不得與試樣表面接觸，缺口寬度≤1. 5 mm ，缺口處剩余焊接金屬高度為1. 8 mm～2. 0 mm。

圖2 落錘試驗缺口示意圖Figure 2 The sketch of specimen notch for drop weight test

對于試驗結果的判定有3種，第一是斷裂，裂紋源焊道形成的裂紋擴展到受拉面的一個或兩個棱邊，則認為試樣斷裂。第二是未斷裂，裂紋源焊道形成的裂紋未擴展到受拉面的棱邊，則認為試樣未斷裂。第三是無效試樣，試驗完成后，試樣的裂紋源焊道缺口沒有可見的裂紋，或根據砧座終止臺上的標記證明試樣未充分彎曲未接觸到砧座終止臺，則認為試驗無效。

TNDT溫度的確定，是用一組試樣(2個為一組)按標準進行試驗，測出試樣斷裂的最高溫度，在比該溫度高5℃時至少做兩個試樣的試驗，并且兩個試樣均為未斷裂，那么試樣斷裂時的溫度即為實測的TNDT溫度。

2 落錘試驗不合格原因分析與焊接工藝研究

2.1 TNDT試驗的一般影響因素

史巨元在《鋼的動態力學性能及應用》一書中對鋼鐵材料的TNDT影響因素分析得到如下結論[3]：

(1)鍛軋方向的影響。因為脆性斷裂不受加工方向的影響，所以TNDT與鍛軋方向無關。

(2)化學成分的影響。其研究結果指出，鋼中的夾雜物含量對TNDT的影響不大，除氫有微小的影響外，沒有發現任何合金元素和微量元素變化對材料的TNDT有影響。但不同廠家生產的同一牌號的鋼TNDT有較大差異。

(3)顯微組織的影響。晶粒尺寸和顯微組織的變化對鋼的TNDT有很大影響。

(4)試驗條件和試樣制備的影響。在早期的TNDT測試試驗中，由于試驗技術和設備條件的差異而引起的試驗結果最大可相差20℃。但是隨著測試技術的發展和試驗程序的規范化，到20世紀80年代中期，國內不同試驗單位之間以及國內與國外單位之間，試驗數據相差甚小。

(5)堆焊焊條的影響。由于焊條原因而使結果出現相差20℃的情況。

2.2 鍛件材料落錘試驗不合格原因分析

從TNDT的一般影響因素進行分析，取樣方向不會影響試驗的結果，并且在采購規格書中對落錘試樣的取樣方向也沒有規定。材料的化學成分也是符合采購規范的，見表2。

從表2中可以看出化學成分是符合采購規程的，另外從TNDT的一般影響因素進行分析，化學成分對試驗結果也無明顯影響。

試驗條件和試驗設備方面，制造廠的落錘試驗進行外協，外協廠具有該項試驗的資格，試驗設備進行過法定檢驗機構的鑒定，同時也取得了ASME認證和鑒定。所以試驗設備方面是不存在明顯影響因素的。

試驗中所使用的焊材為直徑?5 mm的D127型焊條，屬于GB/T6803—2008所規定的堆焊焊條，所以焊條方面的因素也不可能明顯影響試驗結果。

顯微組織的影響。根據制造廠提供的金相報告和照片，該材料的金相組織為貝氏體組織和少量鐵素體，晶粒度為7.5級，采購規程要求大于5級。非金屬夾雜物含量符合采購規程的要求。因此僅僅從鍛件材料本身來分析，金相組織為回火貝氏體及少量鐵素體是符合該材料熱處理所要達到的要求，晶粒度已經足夠細，不會對材料的落錘試驗產生明顯的影響。

表2 材料化學成分(質量分數，%)Table 2 The chemical composition of material(mass fraction, %)

由分析可知，以上因素都不是造成響落錘試驗不合格的主要因素。

2.3 鍛件材料落錘試樣焊道和熱影響區的分析

熱氣導管開孔法蘭、監督材料和出球連接管第一次的落錘試驗結果為-25℃不合格。根據試樣斷裂的情況按照試驗人員的經驗判斷，該批試樣的實際TNDT應該在-5℃或0℃左右。為了掌握該批材料的實際TNDT，又從鍛件母材上重新取樣并加工好落錘試樣，重新進行測試實際的TNDT。測試結果TNDT=-5℃。這和采購規程的要求相差20℃。

試驗后，對試樣的斷裂情況、試樣外形及試樣上的焊接熱影響區進行認真觀察，發現存在以下兩方面的問題。第一，試樣焊接的熱影響區很大，而且在試樣上焊道的另一面也發現熱影響區很大，在熱影響區內試樣表面的顏色也失去了金屬色澤，而變成了藍色和黑色，具體可以參看圖3；第二，試樣的焊道寬度有的超出了標準要求。標準要求的焊道寬度為12 mm～16 mm，經過對已做試樣進行實際測量發現，大部分試樣的焊道寬度在14.5 mm～16 mm范圍內，有的試樣的焊道在局部寬度超過了16 mm，最大的寬度有17.5 mm。

針對這一發現，對落錘試驗的焊接記錄和日常的焊接過程進行了檢查，發現試驗焊接設備是合格的設備，焊接人員也是持有焊工資格證書和該焊接項目的考試合格證書，所用焊條為?5 mm的D127型焊條，符合標準要求。焊接操作記錄中焊接電流基本是在190 A～200 A的范圍內，這也符合GB/T6803—2008標準所要求的180 A～200 A的范圍。從現場正在焊接的情況來看，試樣在這樣的工藝參數下堆焊后，熱影響區都很大。還發現操作人員堆焊焊道時一般是用一個模板，把模板放在事先劃好線的位置上，然后進行堆焊。焊后隨機抽取幾個試樣對焊道尺寸進行測量，發現尺寸基本符合要求，但焊道的寬度都接近上限16 mm。

以上僅僅是從試樣的外觀發現了一些問題，但還不能進行定量的分析和得到有用的結論。為了對焊道熱影響區對落錘試驗結果的影響有更深入的研究，決定對已做試驗的試樣進行微觀分析。

從已做落錘試驗的試樣中選取了兩個試樣，分別對焊縫區和焊接熱影響區進行金相檢驗。這兩個試樣中，一個為未斷裂試樣(A試樣)，另一個為斷裂試樣(B試樣)。A試樣和B試樣的金相照片具體參見圖4～15。

圖4中，A試樣的焊接熱影響區(HAZ)長度為23.3 mm ～ 24.8 mm，寬度4.8 mm，試樣缺口處的脆性區寬度為23.3 mm ～ 24.8 mm，試樣未受焊接影響區域寬度為25.2 mm～26.7 mm。

圖5中， B試樣焊接熱影響區(HAZ)長度為22.7 mm～25.7 mm，寬度6.82 mm，試樣缺口處的脆性區寬度為22.7 mm ～25.7 mm，試樣未受焊接影響區域寬度為24.3 mm～27.3 mm。

由焊接接頭金相分析，A試樣熱影響區的面積小于B試樣。因為熱影響區中存在大量的馬氏體組織，所以B試樣焊接熱影響區所導致的落錘試樣中脆性區的面積所占的比例大，這會導致落錘試驗溫度結果趨向于提高。

由于A試樣堆焊焊道寬度小，熱輸入小，高溫停留時間短，冷卻速度較快，在同樣材料和同樣冷卻條件下，A試樣的焊縫金屬和熱影響區的晶粒尺寸和馬氏體板條尺寸及馬氏體領域尺寸比B試樣小，根據Hall-Petch關系研究[4]，A試樣的焊接接頭韌性應高于B試樣。

圖3 試驗后的落錘試樣Figure 3 The specimen picture after drop weight test

圖4 A試樣HAZ宏觀金相 圖5 B試樣HAZ宏觀金相Figure 4 The macrostructure of No.A specimen HAZ Figure 5 The macrostructure of No.B specimen HAZ

圖6 A試樣焊縫微觀金相(馬氏體) 圖7 B試樣焊縫微觀金相(馬氏體)Figure 6 The microstructure of No.A specimen weld (martensite) Figure 7 The microstructure of No.B specimen weld (martensite)

圖8 A試樣融合線微觀金相(馬氏體) 圖9 B試樣融合線微觀金相(馬氏體)Figure 8 The microstructure of No.A specimen fusion line (martensite) Figure 9 The microstructure of No.B specimen fusion line(martensite)

圖10 A試樣粗晶區微觀金相(馬氏體) 圖11 B試樣粗晶區微觀金相(馬氏體)Figure 10 The microstructure of No.A specimen coarse grained region (martensite) Figure 11 The microstructure of No.B specimen coarse grained region (martensite)

圖12 A試樣細晶區微觀金相(馬氏體) 圖13 B試樣細晶區微觀金相(馬氏體)Figure 12 The microstructure of No.A specimen fine grained region (martensite) Figure 13 The microstructure of No.B specimen fine grained region (martensite)

圖14 A試樣兩相區金相(少量馬氏體+貝氏體) 圖15 B試樣兩相區金相(馬氏體+貝氏體)Figure 14 The microstructure of No.A specimen binary-phas region (martensite and bainite) Figure 15 The microstructure of No.B specimen binary-phase region (a little martensite and bainite)

3 分析結果驗證

3.1 按照標準規定的試驗方法進行自測試驗

自測試驗分為兩種情況進行，加工好每組8塊試樣，第一組仍然按照以前的焊接方法進行焊接，另一組則按照改進了的工藝進行焊接。對兩組試驗結果的驗證除了觀察落錘試樣的斷裂情況，還要從兩組試樣中各選一組試樣進行沖擊試驗，從另一方面驗證焊接工藝調整后的材料的韌性變化情況。兩組試驗的焊接工藝都應符合GB/T680—2008的要求。

第一組試驗的焊條選為?5 mm的D127型，焊接電流預設為190 A。試驗后試樣有斷裂的也有沒斷裂的。圖16為試樣試驗后的形貌。

對焊道尺寸進行了測量，測量結果如表3所示。對測量結果分析可知，焊道尺寸均較寬，接近標準范圍的上限。

對第一組中的試樣R1D1進行解剖取其橫截面，經過拋光、腐蝕之后，顯示出熱影響區(HAZ)，如圖17所示。再對HAZ尺寸進行測量，其長度約為24.5 mm，寬度為4.4 mm。

最后在落錘試樣上截取1組(3個)沖擊試樣，對其進行-40℃沖擊試驗，沖擊試樣的截取方式如圖18所示。試驗結果分別為：212 J、209 J、271 J，纖維率為97%～100%，斷裂方式為韌性斷裂。

第二組試樣選擇?4 mm的D127焊條(標準規定焊條直徑?4 mm～?5 mm)，焊接電流預設為180 A，電壓為23 V～24 V，焊接速度為130 mm/min ～140 mm/min，焊后置于大塊鋼板上快冷。在試樣加工完畢后和焊接前，在需堆焊焊道的位置劃好線，畫線寬度為14.5 mm，要求焊工在進行焊接時盡量將焊道控制在畫線的范圍內。焊接完畢后進行開槽和落錘試驗，試驗結果為全部合格，沒有斷裂試樣。圖19 為試驗后的形貌。

圖16 第一組試樣試驗后情況 圖17 沖擊試樣截面宏觀照片(第一組)Figure 16 The condition of first group specimens after test Figure 17 The macro photography of cross section of first group impact specimens

表3 第一組自測試樣焊道尺寸Table 3 The weld pass size of first group specimens

圖18 從試樣R1D1上取3個沖擊試樣示意圖Figure 18 The sampling sketch of three impact specimens from R1D1 specimen

對焊道尺寸進行了測量，測量結果如表4所示。對測量結果分析可知，焊道尺寸均較窄，接近標準范圍的下限。

對試樣R1D1進行解剖取其橫截面，經過拋光、腐蝕之后，顯示出焊接熱影響區(HAZ)，如圖20所示。再對HAZ尺寸進行測量，其長度約為22.3 mm，寬度為3.8 mm。

圖19 第二組試樣試驗后情況 圖20 沖擊試樣截面宏觀照片(第二組)Figure 19 The condition of second group specimens after test Figure 20 The macro photography of cross section of second group impact specimens

表4 第一組自測試樣焊道尺寸Table 4 The weld pass size of first group specimens

同樣的，在落錘試樣上截取1組沖擊試樣進行-40℃沖擊試驗，試驗結果分別為：233 J、300 J、283 J，纖維率為100%。本次沖擊試驗結果較第一組試驗更高，從沖擊試驗的結果也可以看出，第二組試樣的韌性要好于第一組，這也和落錘試驗的結果相吻合。

3.2 按照調整后的工藝進行產品落錘試驗

通過自測試驗，發現改進焊道的焊接成型工藝后，明顯提高了落錘試驗的合格率。因此，對改進后的工藝進行固化，作為制造廠落錘試驗焊接的正式工藝。該工藝主要控制點為：(1)試板尺寸嚴格按標準執行，表面粗糙度為6.3 μm。(2)試板焊道焊接前進行劃線，寬度為14.5 mm。(3)焊接模板槽寬為14.5 mm，施焊時和所劃線對正。(4)焊條選用?4 mm焊條。(5)焊接電流為180 A，電壓為23 V～24 V。(6)焊接速度為135 mm/min(焊后置于大塊鋼板上快冷)。

由于自測試樣是從熱氣導管開孔法蘭和監督材料這兩件鍛件上取得，以至于重新熱處理后的產品試料不夠進行力學性能試驗，因此進行了報廢重投冶煉。對于重投后的熱氣導管開孔法蘭，上法蘭段1(第一次進行力學性能試驗)和上支承板兩件(第一次進行力學性能試驗)的試樣按照調整后的焊接工藝和方法進行焊接后，按標準進行落錘試驗，其結果全部合格。

4 結論

本文針對高溫堆核電站金屬堆內構件鍛件12Cr2Mo1材料的落錘試驗出現不合格的問題，經過試樣焊道宏觀和微觀組織的分析對比，找到了該批鍛件落錘試驗不合格的主要原因是焊道熱影響區太大造成焊縫金屬和熱影響區金屬晶粒粗大。通過自測試驗獲得了改進的焊接工藝參數并對焊道施焊工藝進行了固化。在產品正式落錘試驗中，試驗一次合格率明顯提高。

[1] ASTM E 208—95a(R2000)，用導向落錘試驗測定鐵素體鋼無塑性轉變溫度的標準試驗方法.

[2] GB/T6803—2008，鐵素體鋼的無塑性轉變溫度落錘試驗方法.

[3] 史巨元.鋼的動態力學性能及應用.北京：冶金工業出版社，1993.12.

[4] 陳士華，鄧照軍，李平和.超細晶低碳鋼熱連軋板中的Hall-Petch關系研究.物理測試.2007(7).