反應堆壓力容器環(huán)形試件對焊接頭力學不均勻性測試研究

李玉光，付 強，董元元，邱 陽，胡 甜，劉 川

1.中國核動力研究設計院 核反應堆系統(tǒng)設計技術重點實驗室，四川 成都 610041 2.江蘇科技大學 材料科學與工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003

0 前言

壓水堆核電站主設備大量采用16MND5低合金鋼（即SA508-Ⅲ鋼）主承壓材料和大厚度焊接結構。在大厚度16MND5低合金鋼多道焊接過程中，由于焊接區(qū)局部反復循環(huán)的不均勻快速加熱和冷卻，以及拘束度的不斷增加，焊縫及其鄰近區(qū)域存在較大的殘余應力且不均勻分布[1-2]。殘余應力是焊接的固有產(chǎn)物，直接影響焊接接頭的耐腐蝕性能和抗疲勞壽命[3-4]，殘余應力的不均勻性又會影響焊接接頭的斷裂力學評價、疲勞損傷評價和裂紋擴展行為[5-8]。

對于焊接接頭性能的檢測，傳統(tǒng)方法為機械性能試驗方法（如拉伸試驗、沖擊試驗和彎曲試驗等）和斷裂力學試驗法，這些試驗方法只能得到接頭的宏觀性能，而對某一區(qū)域的具體性能，特別是對于微小的熱影響區(qū)則難以進行檢測。目前針對焊接接頭微小區(qū)域力學性能的測試方法主要有熱模擬技術、微拉伸測試法、顯微硬度測試法、小沖桿測試法、微沖剪測試法等。微沖剪測試法是在小沖桿測試法的基礎上發(fā)展而來，具有試樣制備簡單、精度較高、成本低廉、適用于窄間隙焊道等優(yōu)勢，在國內(nèi)外材料測試領域已獲得廣泛應用和發(fā)展[9-11]。顯微硬度測試法具備試樣制備簡單、成本低廉等優(yōu)勢，且與殘余應力存在線性相關性[12]。付強等[13]對大厚度焊接接頭焊接殘余應力分布特征及其影響因素進行了研究，獲得消除應力熱處理可有效降低低合金鋼焊接接頭殘余應力；楊立才[14]等對大厚度焊接模擬件殘余應力進行了數(shù)值計算，獲得了殘余應力在厚度方向呈現(xiàn)拉-壓-拉的分布規(guī)律；孫少南[15]等對大厚度內(nèi)環(huán)形件的焊接過程進行了有限元計算，得出了中間熱處理對于結構最終殘余應力分布狀態(tài)無明顯影響的結論。目前尚缺乏核電主設備大厚度對焊接頭力學不均勻性研究。

本文基于微沖剪測試法和顯微硬度測試法，開展反應堆壓力容器環(huán)形試件對焊接頭力學不均勻性測試的研究，獲取其內(nèi)部殘余應力的分布特征，為核電主設備服役性能和壽命預測提供理論參考。

1 測試試件和過程

1.1 測試試件

采用埋弧自動焊對兩塊厚度100 mm的環(huán)形16MND5鍛件進行對接焊，試件開單U型坡口（鈍邊10 mm、坡口角度1°、間隙0 mm），共焊42道，焊絲類別號EF2G，焊絲直徑Φ4.0 mm，焊接電流453～530 A，電壓30～31 V，焊速25.7～36 cm/min，預熱溫度225～275℃。待焊環(huán)形試件如圖1所示。從該環(huán)形試件厚度方向截取2個100 mm×100 mm×5 mm的平板作為殘余應力測試板，取樣示意如圖2所示，圖中的x方向為環(huán)形試件的徑向（即焊縫橫向），y方向為環(huán)形試件的軸向，z方向為環(huán)形試件的周向（即焊縫縱向）。

圖2 對焊接頭取樣示意Fig.2 Schematic diagram of sample for butt joint

1.2 測試過程

1.2.1 微沖剪測試

將一片殘余應力測試板沿焊縫厚度方向切割為10組規(guī)格為100 mm×10 mm×5 mm的子試板，從下往上依次標記為1#至10#；分別從各子試板上線切割和精磨出3個尺寸為100 mm×10 mm×0.5 mm、厚度偏差小于10 μm的微沖剪試樣。使用3%的硝酸酒精腐蝕微沖剪試樣，以便顯現(xiàn)母材、熱影響、焊縫區(qū)域和標記測點位置；在母材、熱影響區(qū)、焊縫區(qū)域分別選擇4點、2點、2點進行測試，制備完成的沖剪試樣示意及其測點分布如圖3所示，各測點中心距大于等于5 mm可有效消除變形影響[16]。

圖3 微沖剪測試規(guī)劃Fig.3 Shear punch test planing

微沖剪測試采用萬能材料試驗機恒速加載，采用位移傳感器和載荷傳感器進行數(shù)據(jù)采集，其基本原理如下：通過定位銷釘將微沖剪測試設備底座連接和固定到萬能材料試驗機上，有效控制微沖剪測試設備與萬能材料試驗機之間的裝配間隙和相對位移，進而有效控制微沖剪測試誤差；通過壓片將被測試樣固定到微沖剪測試設備下盤凹槽中；萬能材料試驗機采用壓縮模式控制沖針對被測試樣進行微沖剪測試，并通過載荷傳感器、位移傳感器和數(shù)據(jù)采集卡實時采集載荷和位移數(shù)據(jù)；微沖剪測試獲得的載荷和位移數(shù)據(jù)經(jīng)過數(shù)據(jù)整理和數(shù)據(jù)擬合，可繪制出與常規(guī)拉伸試驗曲線相似的微沖剪測試載荷-位移曲線，經(jīng)過進一步計算轉換即可獲得被測試樣力學性能。

1.2.2 顯微硬度測試

為驗證微沖剪測試結果，選取另一片殘余應力測試板的50 mm×100 mm中間區(qū)域進行顯微硬度測試，焊縫厚度方向測點間距2 mm，焊縫寬度方向測點間距1 mm，顯微硬度測試規(guī)劃如圖4所示。對試樣表面進行光潔處理，以便識別硬度壓痕和提高硬度測試精度。顯微硬度測試采用德國KB30S全自動維氏硬度計，加載載荷200 g，保壓時間20 s，根據(jù)預先設定的待測點沿橫向逐一測試。

圖4 硬度測試規(guī)劃Fig.4 Hardness test planing

2 測試結果及討論

2.1 抗剪強度與抗拉強度的換算

微沖剪測試載荷-位移曲線的最高點（即最大載荷）即為被測試樣的抗剪斷裂點，該最大微沖剪載荷除以沖針周長和試驗厚度即可獲得測點位置的抗剪強度。為直觀反映材料力學性能，需將微沖剪試驗過程中的抗剪強度轉換為常規(guī)拉伸試驗的抗拉強度。大量研究表明，微沖剪測試獲得的抗剪強度與常規(guī)拉伸試驗的抗拉強度之間存在著線性對應關系，且對于同一微沖剪測試設備抗剪強度和抗拉強度之間存在固定的轉換關系[17]。通過統(tǒng)計分析本微沖剪測試設備以往大量測試數(shù)據(jù)，獲得了本微沖剪測試設備剪切強度τ和抗拉強度σb的轉化關系為σb=1.43τ-22.58，從各測點微沖剪載荷-位移曲線即可獲得各測點的抗拉強度。

2.2 微沖剪測試結果

微沖剪各測點抗拉強度和各區(qū)域平均抗拉強度如表1、表2所示。

表1 微沖剪試樣抗拉強度分布Table 1 Tensile strength distribution s of specimens for SPT

表2 微沖剪試樣各區(qū)域抗拉強度Table 2 Tensile strength distribution of every zones for SPT

由表1可知，各試樣抗拉強度沿母材、熱影響區(qū)、焊縫、熱影響區(qū)和母材呈M型分布，整體趨勢上熱影響區(qū)、焊縫區(qū)和母材抗拉強度逐漸降低，峰值強度一般出現(xiàn)在熱影響區(qū)，這是由于熱影響區(qū)、焊縫區(qū)組織不均勻性大于母材且熱影響區(qū)存在組織硬化。其中，1#、2#焊縫區(qū)和母材的抗拉強度高于整體焊縫和母材，這與底部清根封根焊接和局部組織硬化有關。

由表2可以看出，不同焊縫厚度位置（y）的母材區(qū)域平均抗拉強度基本均勻，在550～585 MPa范圍內(nèi)波動，平均抗拉強度波動幅度為35 MPa；不同焊縫厚度位置（y）的焊縫區(qū)域平均抗拉強度較為均勻，在603～680 MPa范圍內(nèi)波動，平均抗拉強度波動幅度為77 MPa；不同焊縫厚度位置（y）的熱影響區(qū)域平均抗拉強度最不均勻，在638～718 MPa范圍內(nèi)波動，平均抗拉強度波動幅度為80 MPa。這表明母材因多道回火效應得以保持良好的組織均勻性，熱影響區(qū)、焊縫區(qū)組織不均勻性大于母材，熱影響區(qū)存在組織硬化并影響對焊接頭的綜合力學性能。

為直觀反映對焊接頭抗拉強度分布，在距離焊縫下表面15 mm（2#試樣）、下表面45 mm（5#試樣）、下表面85 mm（9#試樣）以及距離對焊接頭左側邊緣20 mm（測點C）處、右側邊緣20 mm（測點F）處選取了5條評價線，其抗拉強度分布如圖5、圖6所示。由圖5可知，熱影響區(qū)和焊縫的抗拉強度值普遍高于母材，且抗拉強度峰值均出現(xiàn)在熱影響區(qū)；由圖6可知，熱影響區(qū)抗拉強度存在一定波動；對比圖5、圖6可知，對焊接頭橫向（即測點A至測點H）抗拉強度波動幅度遠大于垂向（即距離d從0到100 mm）抗拉強度波動幅度。

圖5 2#、5#和9#試樣的抗拉強度分布Fig.5 Tensile strength distribution of 2#，5#and 9#specimens

圖6 測點C、F抗拉強度分布Fig.6 Tensile strength distribution of measuring point C and measur‐ing point F

2.3 顯微硬度測試結果

對焊接頭顯微硬度測試結果如圖7所示，焊縫區(qū)硬度約為220 HV，母材硬度約為175 HV，熱影響區(qū)硬度約為270 HV。為直觀反映對焊接頭硬度分布，在距離焊縫下表面15 mm（L1）、下表面45 mm（L2）、下表面85 mm（L3）以及距離對焊接頭左側邊緣20 mm（L4）處選取了4條評價線，其硬度分布如圖8所示。由圖可知，熱影響區(qū)和焊縫區(qū)維氏硬度值普遍高于母材，且維氏硬度峰值均出現(xiàn)在熱影響區(qū)，與微沖剪測試的橫向（x）抗拉強度分布趨勢一致；從圖8d可以看出，焊縫區(qū)維氏硬度基本均勻，與微沖剪測試的厚度方向（y）抗拉強度分布趨勢一致，印證了通過微沖剪測試得到的對焊接頭各區(qū)域力學不均勻性是合理的。

圖7 對焊接頭硬度分布Fig.7 Hardness distribution on the welding joint

圖8 沿硬度評價線L1、L2、L3、L4硬度分布Fig.8 Hardness distributions along evaluation line of L1，L2，L3，L4

3 結論

（1）100 mm厚的反應堆壓力容器16MND5低合金鋼環(huán)形試件對焊接頭抗拉強度橫向分布不均并呈現(xiàn)M型分布，整體趨勢上熱影響區(qū)、焊縫區(qū)和母材抗拉強度逐漸降低，峰值強度一般出現(xiàn)在熱影響區(qū)，這是由于熱影響區(qū)、焊縫區(qū)組織不均勻性大于母材且熱影響區(qū)域存在組織硬化。

（2）反應堆壓力容器16MND5低合金鋼環(huán)形試件對焊接頭抗拉強度厚度方向分布不均，母材抗拉強度基本均勻波動幅度35 MPa、焊縫抗拉強度較為均勻波動幅度77 MPa、熱影響區(qū)抗拉強度最不均勻波動幅度80 MPa，熱影響區(qū)、焊縫組織不均勻性大于母材，熱影響區(qū)存在組織硬化并影響對焊接頭的綜合力學性能。

（3）反應堆壓力容器16MND5低合金鋼環(huán)形試件對焊接頭維氏硬度分布趨勢與微沖剪測試抗拉強度分布趨勢一致，與通過微沖剪測試得到的對焊接頭各區(qū)域力學不均勻性的結論相吻合。