奧氏體不銹鋼焊接接頭晶間腐蝕斷裂分析

呂旭偉,周海波

（中廣核工程有限公司，廣東深圳518120）

奧氏體不銹鋼焊接接頭晶間腐蝕斷裂分析

呂旭偉,周海波

（中廣核工程有限公司，廣東深圳518120）

核電站管道大多采用奧氏體鐵素體不銹鋼制成，以主管道為例，多數(shù)采用焊接方式進(jìn)行連接。在現(xiàn)場應(yīng)用之前，需要進(jìn)行工藝評定的焊接和檢驗，以驗證焊接接頭是否滿足高溫、高壓、高腐蝕的性能要求。晶間腐蝕按照標(biāo)準(zhǔn)RCCM+RCCM2000補(bǔ)遺中MC1312.3中B法處理后，在彎曲過程出現(xiàn)裂紋，對比試樣也出現(xiàn)裂紋，難以判定是否是晶間腐蝕造成的裂紋缺陷。利用金相方法觀察出現(xiàn)裂紋的試樣，結(jié)合力學(xué)性能試驗和化學(xué)成分進(jìn)行分析得出，彎曲受檢面產(chǎn)生的裂紋不是由晶間腐蝕造成的。

奧氏體鐵素體不銹鋼；晶間腐蝕；夾渣；穿晶裂紋；伸長率

0前言

壓水堆核電站中主管道是連接各設(shè)備的承壓管道，是整個核電的“主動脈”，其焊接質(zhì)量的好壞直接決定核電站的使用壽命。隨著核電制造國產(chǎn)化進(jìn)程的推進(jìn)，焊接工藝評定期間對力學(xué)性能、顯微組織、焊接性能和抗腐蝕性能的研究十分重要。

晶間腐蝕根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)RCCM+RCCM2000補(bǔ)遺中MC1312.3中B法處理進(jìn)行，發(fā)現(xiàn)在彎曲過程出現(xiàn)裂紋，對比試樣也出現(xiàn)裂紋，難以判定是否是晶間腐蝕造成的裂紋缺陷，因此對開裂現(xiàn)象的定性成為判定焊縫金屬晶間腐蝕合格與否的關(guān)鍵。本研究通過各項試驗，對試樣的開裂原因進(jìn)行分析判定[1]。

1晶間腐蝕試驗

1.1試樣制備

在已經(jīng)焊完的工藝評定件進(jìn)行取樣，共有2件，

編號分別為A1和A2，試樣尺寸為70 mm×10 mm× 4 mm。A1試樣進(jìn)行敏化處理和晶間腐蝕試驗；A2試樣只進(jìn)行敏化處理。

1.2試驗參數(shù)和結(jié)果

試驗參數(shù)和結(jié)果如表1所示。

表1 試驗參數(shù)及結(jié)果Table 1Test parameters and results

由表1可知，采用5mm直徑壓頭對2個試樣進(jìn)行90°彎曲，發(fā)現(xiàn)彎曲面均產(chǎn)生裂紋，如圖1所示，無法直接判定試驗結(jié)果。

圖1 對比試樣和腐蝕試樣Fig.1Contrast samples and corrosion specimens

2理化分析試驗

2.1化學(xué)成分分析

在晶間腐蝕試樣的工藝評定件上重新取樣，進(jìn)行熔敷金屬的濕法化學(xué)成分分析，所用儀器為CS-998A型高頻紅外碳硫分析儀、GGX-600原子吸收分光光度計、722G可見分光光度計及CP114電子天平等設(shè)備，試驗結(jié)果如表2所示。

由表2可知，絕大部分元素的含量均符合RCCM標(biāo)準(zhǔn)要求，雖然Cr元素的含量接近上限值，但仍在標(biāo)準(zhǔn)要求的范圍內(nèi)。

表2 焊縫熔敷金屬化學(xué)成分分析結(jié)果Table 2Chemical composition analysis results of deposited metal ％

2.2力學(xué)性能試驗

對上述試樣的試件取樣進(jìn)行拉伸、沖擊和彎曲試驗，所用儀器分別為WE-100液壓式萬能試驗機(jī)、JB-30A擺錘式?jīng)_擊試驗機(jī)和0～500 kN萬能材料試驗機(jī)。試驗結(jié)果如表3所示，可見焊接接頭的力學(xué)性能符合RCCM+RCCM2000補(bǔ)遺的要求。

表3 熔敷金屬力學(xué)性能試驗結(jié)果Table 3Mechanical properties of deposited metal

2.3金相分析

彎斷出現(xiàn)裂紋的晶間腐蝕試樣和對比試樣彎斷，然后進(jìn)行宏觀和微觀檢驗。

由于宏觀金相檢驗前需要腐蝕，而一旦腐蝕可能改變試樣的特性，故此次宏觀金相檢驗未經(jīng)腐蝕，直接采用放大鏡觀察斷面并拍照，通過觀察發(fā)現(xiàn)斷面處存在細(xì)小的夾渣，如圖2所示。

針對對比試樣和腐蝕試樣斷口處存在的細(xì)小

夾渣問題，進(jìn)行橫截面和受拉面的宏觀金相檢測，如圖3所示，均發(fā)現(xiàn)夾渣存在。

圖2 斷面宏觀形貌Fig.2Macro morphology of cross section

圖3 受拉面和橫截面宏觀形貌Fig.3Macro morphology of Tensile stress surface and Cross section

為進(jìn)一步驗證組織形態(tài)，采用200×和500×顯微鏡觀察檢測面的微觀組織，發(fā)現(xiàn)對比試樣和腐蝕試樣組織都較為均勻，無晶間腐蝕傾向，如圖4所示。

圖4 微觀金相形貌Fig.4Microstructure morphology

通過微觀金相檢驗發(fā)現(xiàn)組織中存在較多細(xì)小的夾渣，最大直徑0.4 mm，按焊接缺陷評判不超標(biāo)，如圖5所示。

2.4裂紋形態(tài)分析

觀察分析裂紋的形態(tài)面貌以及斷面的宏觀形貌，可判定裂紋屬于穿晶裂紋，而非沿晶裂紋。

3分析和討論

3.1試驗結(jié)果分析

由化學(xué)成分分析可知，此焊接接頭的鉻含量偏高，但仍在規(guī)定范圍內(nèi)。鉻是不銹鋼中最基本的合金元素，當(dāng)w（Cr）含量大于10％～12％時，可以有效提高不銹鋼的抗腐蝕性能，而此熔敷金屬的C含量較少，減少了碳化物的析出。且鉻的擴(kuò)散速度較快，雖然在相界和晶界中析出Cr23C6時消耗了鐵素體中的部分鉻，但很容易得到補(bǔ)償，不易形成貧鉻區(qū)，因此熔敷金屬的抗晶間腐蝕性能好；對此次試驗并無有害影響。通過力學(xué)性能試驗可見，材料的力學(xué)性能均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，但屈服強(qiáng)度比較高，導(dǎo)致此斷面伸長率略低。

在宏觀狀態(tài)下對裂紋的形態(tài)和斷面進(jìn)行分析可知，裂紋斷裂方向垂直于試樣的變形方向，其表層顯示出明顯的撕裂痕跡，且裂紋平直、粗大，未見

分叉狀的微裂紋和腐蝕產(chǎn)物，斷裂面上存在一些夾渣。通過微觀金相觀察彎曲附近的組織，沒有出現(xiàn)任何明顯的被腐蝕晶界，斷裂位置的截面晶粒組織的腐蝕深度與內(nèi)部晶粒無明顯差異，說明試樣內(nèi)部晶粒并未發(fā)生晶間腐蝕，故此裂紋為穿晶裂紋，而不是沿晶裂紋，因為晶間腐蝕引進(jìn)的裂紋屬于沿晶裂紋；同樣在微觀組織上面也發(fā)現(xiàn)了一些不超標(biāo)的微小夾渣[2]。

圖5 微觀金相夾渣形貌Fig.5Microstructure and slag morphology

3.2試驗結(jié)果討論

可初步判定，此次試驗中的裂紋并非由于晶間腐蝕造成，而是穿過金屬晶粒內(nèi)部形成的斷裂裂紋，由此可知試樣開裂前已經(jīng)承受過大量的塑性變形，當(dāng)試樣受彎曲的變形率超過了材料本身的伸長率極限時，極有可能產(chǎn)生彎曲裂紋，甚至斷裂。

參考ASME第IX卷QW-466.1公式

式中t為試樣厚度；A為壓頭直徑；δ為伸長率百分比。

將試驗數(shù)據(jù)代入式（1）得出，試樣彎曲后表面的纖維伸長率為44.4％，而此次試驗所用的熔敷金屬的斷后伸長率為31％，可見采用5mm直徑的彎曲壓頭對4 mm厚試樣進(jìn)行彎曲，彎曲部分的伸長率已經(jīng)超出了熔敷金屬本身的伸長率，因此極易產(chǎn)生彎曲裂紋，從而對晶間腐蝕傾向判斷造成干擾[3]。

按照RCCM-MC篇MC1312.5中對晶間腐蝕的彎曲試驗進(jìn)行了規(guī)定：圍繞芯棒慢慢將試樣彎曲到90°，芯棒直徑不大于試樣腐蝕試驗前厚度的2倍。試驗過程采用直徑5 mm的彎曲壓頭雖符合標(biāo)準(zhǔn)，但比較苛刻。對于4 mm厚度的試樣，如果采用直徑8 mm的壓頭進(jìn)行彎曲，彎曲后受拉面的纖維伸長率為33.3％，接近于熔敷金屬本身的斷后伸長率，極大減少了彎曲過程中出現(xiàn)開裂的現(xiàn)象。

另外通過斷面形態(tài)、宏觀和微觀金相檢測，發(fā)現(xiàn)熔敷金屬存在較小的夾渣，如果彎曲受拉面正好處于夾渣區(qū)域，在彎曲過程中造成應(yīng)力集中，極易出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。因此在進(jìn)行晶間腐蝕試樣加工過程中，選取表面沒有夾渣的試樣進(jìn)行試驗，從而降低試樣中存在夾渣導(dǎo)致彎曲過程開裂的幾率。

4結(jié)論

（1）該奧氏體鐵素體不銹鋼的焊縫金屬彎曲裂紋不是由晶間腐蝕引起。裂紋產(chǎn)生原因主要是試樣彎曲后，其彎曲受拉面的伸長率遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出材料本身的斷后伸長率，造成了穿晶開裂。

（2）晶間腐蝕試樣在取樣過程中應(yīng)避開缺陷位置，并且仔細(xì)觀察加工完成的試樣是否存在表面夾渣及毛刺等影響彎曲試驗的缺陷。

（3）在進(jìn)行晶間腐蝕前，一定要了解試驗對象的伸長率，在用彎曲方法進(jìn)行晶間腐蝕的評定時，在標(biāo)準(zhǔn)運(yùn)行的情況下應(yīng)在試樣厚度一定的情況下，增大壓頭直徑，使試樣受彎面的伸長率接近或者低于材料本身的伸長率極限，否則即使試樣沒有晶間腐蝕傾向，在彎曲過程中也極易出現(xiàn)裂紋。

（4）晶間腐蝕試樣彎曲后表面往往會出現(xiàn)一些棱角開裂、滑移線、皺紋及表面粗糙等，對試驗結(jié)果的判定產(chǎn)生干擾。因此試驗表面的粗糙度應(yīng)小于0.8 μm。當(dāng)彎曲試樣開裂無法確定試驗是否合格時，應(yīng)采用金相法來判定是晶間腐蝕造成的沿晶開裂，還是因塑性變形過大造成的穿晶開裂。

[1]RCCM+RCCM2000補(bǔ)遺，MC1300物理和物理化學(xué)試驗

[2]杜則裕.材料焊接科學(xué)基礎(chǔ)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2012.

[3]ASME IX-2010，焊接和釬接評定標(biāo)準(zhǔn)[P].

Analysis on intergranular corrosion crack of austenitic stainless steel welded joints

LV Xuwei，ZHOU Haibo
（China Guangdong Nuclear Power Engineering Co.，Ltd.，Shenzhen 518120，China）

Most of the nuclear power plant pipeline is made of austenitic stainless steel，take the main pipe as an example，they take the welding method for connection，in the application of the welding process，the welding and inspection are required to be evaluated. In order to verify whether the welded joints can meet the requirements of high temperature，high pressure and high corrosion，the intergranular corrosion treatment method according to the B MC1312.3 standard in RCCM+RCCM2000 addendum.But the result is that there is a crack in the bending process，and the contrast sample is also a crack，it is difficult to determine whether the crack caused by intergranular corrosion is caused by cracks.The observation and analysis of the crack specimen are carried out by means of metallographic method，and combined with mechanical property test and chemical composition analysis，the conclusion is that the cracks caused by bending are not caused by intergranular corrosion.

austenite-ferrite stainless steel；intergranular corrosion；slag；tranagranular cracks；elongation

TG457.1

A

1001-2303（2016）11-0095-04

10.7512/j.issn.1001-2303.2016.11.20

獻(xiàn)

呂旭偉，周海波.奧氏體不銹鋼焊接接頭晶間腐蝕斷裂分析[J].電焊機(jī)，2016，46（11）：95-98.

2016-02-20

呂旭偉（1985—），男，山東人，工程師，學(xué)士，主要從事核島主系統(tǒng)管道自動化焊接及焊接工藝評定的研究工作。