核電鍛件落錘試驗的控制與研究

管紅亮，葉小松

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核電鍛件落錘試驗的控制與研究

管紅亮，葉小松

（二重（德陽）重型裝備有限公司，四川 德陽 618013）

某核電鋼鍛件在理化檢測中出現了落錘試驗無塑性轉變溫度NDT結果不滿足設計要求，為此，從產品中不合格試樣的分析入手，并對落錘試樣上的焊道尺寸、焊接工藝及過程控制、焊道缺口制備、試驗過程等方面進行分析、研究，改進了落錘試樣的焊接工藝及缺口加工，規范焊接過程控制步驟。最后通過落錘驗證性試驗，試驗結果證實了改進的方法可以使試驗的NDT溫度降低。在產品中的運用，使核電鋼鍛件的一次合格率顯著提高。

SA508-3鋼；裂源焊道；落錘試驗；控制措施；焊接工藝

核電站在主回路設備采購中，凡是核一級部件均要求進行落錘試驗，因為核電產品各部件都要求有較高的抗脆斷能力，以保證受核輻射時不產生脆斷，提高設備的安全性。

二重（德陽）重型裝備有限公司生產的三代核電鍛件，材料采用美國ASME，提高了鋼中部分化學元素上限值。從力學性能要求來看，強度要求越來越高，塑性指標變化不大，沖擊韌性要求越來越高，尤其強調了對低溫韌性的要求。沖擊與落錘試驗均屬于材料的脆韌性試驗，應呈現良好的正相關關系，沖擊韌性好，表現出的落錘試驗結果也應該不錯。但現有產品出現了大量的沖擊韌性滿足要求而落錘試驗不合格的問題。特別是落錘試驗測定的NDT溫度結果不滿足設計要求。產品的落錘試驗是一次性試驗，不允許復試。一次試驗不合格，即斷定材料的韌性不滿足產品的技術要求。因此基于以上原因，有必要對落錘試驗進行詳細的分析，找出測定NDT結果的影響因素，準確測定材料的NDT溫度，提高試驗的合格率。

1 產品試驗中斷裂試樣分析

取產品中實測NDT偏高的試樣進行宏觀及微觀分析，斷后試樣如圖1所示。

圖1 不合格試樣外貌

1.1 落錘試樣外觀檢測

試樣外觀存在較為明顯的熱影響區。從試樣背面測得熱影響區寬度為48 mm左右，合格試樣熱影響區寬度為38 mm左右。

1.2 宏觀斷口形貌檢測

試樣從焊道缺口斷口處打開，整個試樣斷裂起源于堆焊焊道缺口根部。試樣堆焊焊道缺口斷口在掃描電鏡下觀察，整個斷口起源于缺口根部，呈線性斷裂源，并沿焊縫的柱狀晶擴展開裂，線性斷裂源處未發現非金屬夾雜等缺陷，在線性斷裂源處只有極窄的一層呈韌窩形態的韌性斷裂區。

1.3 熱影響區深度測量

在預置裂紋焊道處切取宏觀低倍試樣，測得落錘試樣熱影響區深度約4.0 mm，與合格試樣落錘試樣熱影響區2.0 mm相比，高出一倍。

1.4 組織分析

對不合格試樣進行微觀組織及晶粒度分析。經4%硝酸酒精溶液腐蝕后觀察，焊縫組織為馬氏體，母材組織均回火貝氏體，試樣熱影響區組織為馬氏體＋貝氏體，并且部分區域為粗大的馬氏體。

試樣經飽和苦味酸溶液腐蝕后觀察，熱影響區晶粒度最嚴重區域均為1.0級。此外，在其它不合格試樣中，還發現有裂紋存在，從焊道開始，穿過熔合線邊緣直至熱影響區，裂紋彎曲曲折，經腐蝕后裂紋兩側無氧化脫碳。

取合格與不合格試樣的化學成分進行對比，如表1所示，兩者的成分非常接近，并未出現不均勻性。

表1 化學成分分析結果（wt%）

化學成分wt% 不合試樣合格試樣標準要求 C0.2230.221≤0.25 Mn1.41.41.12～1.58 Si0.240.230.15～0.37 P0.0050.004≤0.018 S0.0020.002≤0.005 Ni0.970.960.57～1.03 Cr0.10.120.10～0.25 Mo0.50.510.40～0.60 V0.0020.002≤0.02 Cu0.020.02≤0.15 Al0.0150.015≤0.025 Co0.0050.004≤0.25 B0.00020.0002≤0.003 Ti0.0020.002≤0.015

1.5 產品試樣分析小結

通過對產品中不合格落錘試樣的分析，得到結論：在外貌上，熱影響區面積相對較大；在截面宏觀金相中，熱影響區寬度、熔深均大于正常的落錘試樣，且有試樣在焊道至熱影響區處產生微裂紋；從微觀組織分析來看，熱影響區存在更多的粗大馬氏體，晶粒度也明顯粗大；此外試樣在斷裂時均起源于缺口根部。

通過上述分析可以推斷，未達到設計要求溫度而發生斷裂的落錘試樣，可能是由于裂紋源焊道的焊接及過程控制不夠穩定，導致熱影響區面積過大、晶粒粗大、馬氏體組織增多；以及試樣的加工使試樣缺口底部應力集中等，以致在落錘試驗時非正常斷裂。

2 落錘試驗影響因素分析

為使落錘試驗能真實反映材料脆韌性，準確測定材料NDT，根據在不合格試樣中發現的問題，從試樣尺寸、焊道長度和高度、焊接工藝規范、試樣的組織與硬度檢測、焊接過程控制、試樣的加工、試驗過程等方面入手，對可能影響落錘試驗結果的因素進行逐一分析。

2.1 試樣尺寸

以P-3型落錘試樣為例，國標GB/T6803、法國RCC-MC1230和美國ASTM E208的尺寸要求基本相同，只是在裂源焊道的尺寸方面有差別，如表2所示。

三種標準除對在焊道長度上可以靈活變化外，其它規定均一樣。另外，國標GB/T6803中對焊道高對還做了規定，而ASTM E208、RCC-MC1230未對此做出規定。在實際的焊接操作中，焊道的長短變化會帶來熱輸入量的不同，焊道越長，熱輸入就越大，反之則越小。

表2 P-3型落錘試樣尺寸（單位：mm）

對于焊道高度，ASTM E208注明，由于焊道頂端尺寸的變化，所以高度不能準確測定，通過千分表測量只能用于已加工好缺口的最終檢查。因為落錘試樣中的焊道只是為了引入一個脆性裂紋源。因此對高度沒有進行強行規定。從焊接的角度來講，焊道堆高越大，同樣熱輸入也會越大。為此，進行了65 mm、50 mm、40 mm、30 mm四種長度的焊道焊制，觀測其外觀熱影響區的狀況，焊道越短，其焊后的熱影響區就越小。但是采用焊條電弧焊時，焊道的收弧不保滿，在進行試驗時30 mm的短焊道往往因收弧處低于缺口處，先于缺口處就發生開裂，使落錘試驗無效。而65 mm長的焊道，焊后熱影響區最大。在高度相同的情況下，長、短焊道外觀熱影響區對比如圖2所示，宏觀金相如圖3所示。從宏觀金相觀察試樣的熱影響區深度，長焊道的熱影響區深度約為4.2 mm，而短焊道由于熱輸入小，其熱影響區深度僅在3.0 mm。因此，為避免試樣在焊接時產生較大熱輸入，可以采取標準規定中較短的焊道作為裂源焊道。

落錘試樣的尺寸對試驗結果的影響，有資料認為試樣厚度和寬度對試驗有影響，試樣薄、寬度大，有利于材料在抵抗外力沖擊時的彈性變形。因此，以P-3為例，按ASTM E208中的規定，對試樣的厚度、寬度取極限上偏差-16.5×51×130和下偏差-15.5×49×130進行試驗，對比試驗后兩者的結果并無太大差別。

圖2 長、短焊道焊后熱影響區對比圖

圖3 熱影響區宏觀金相對比圖

2.2 焊接工藝規范

采用焊條電弧焊預置裂紋源焊道，在焊道長度、高度一定情況下，焊接電流大小是影響焊后熱輸入的關鍵因素。從已進行的兩組對比試驗中，取焊接電流小、焊道短及焊接電流大、焊道長的A、B兩個試樣，分別對焊縫區及焊接熱影響區進行金相試驗。A試樣焊條直徑4.0 mm，電流165A，焊道長度約45 mm；B試樣焊條直徑4.0 mm，電流185A，焊道長度約65 mm。實驗結果為A試樣在規定溫度下落錘試驗未斷，而B試樣斷裂。宏觀金相如圖4所示。

圖4 A、B斷后試樣的宏觀金相對比圖

熱影響區兩者的對比數據如表3所示。采用大焊接熱輸入使試樣熱影響區面積更大。

表3 熱影響區對比數據（單位：mm）

試樣號HAZ長度HAZ深度脆性區寬度未受影響區寬度 A23.3～24.83.523.3～24.825.2～26.7 B22.7～25.74.822.7～25.724.3～27.3

2.3 組織分析及硬度試驗

對A、B兩個試樣進行微觀組織觀測，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。因此，在B試樣焊接影響區所導致的落錘試樣中脆性區的面積比例大，將使落錘試驗的溫度結果趨于上升。另外，由于A試樣焊道短、電流小，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馬氏體組織比B試樣小；同時，B試樣在較大熱輸入影響下，晶粒明顯長大，粗晶區比A試樣寬，粗晶區的晶粒度為4.0級；而A試樣因熱輸入小，熱影響區的范圍比B小，晶粒長大速度慢，粗晶區的晶粒度為6.5級，根據HallPetch關系研究，A試樣的焊接接頭韌性高于B試樣。

對A、B試樣取硬度試塊進行截面硬度試驗，測量顯微硬度HV5，測量位置如圖5所示。經過測量，HV5硬度值如圖6所示。可以看出，A、B兩試樣焊道處的硬度值均在460～500左右，母材硬度值在HV5200左右。但是，兩試樣從裂源焊道到母材的硬度變化卻是不同的，A試樣因所受的熱輸入量小，其HV5硬度從裂源焊道至母材的變化區域窄，而B試樣由于所受的熱輸入量大，其HV5硬度從裂源焊道至母材的變化區域相對A試樣的要寬得多。從硬度測量值的變化情況可以得出，熱輸入量大，會導致落錘試樣的熱影響區增寬，從而影響落錘試驗的測定結果。

圖5 HV5硬度測量位置

圖6 試樣截面HV5硬度測量值

2.4 焊接過程控制

裂源焊道是在落錘試樣表面堆焊一條具有一定長度、寬度、厚度的單道焊道，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。但當堆焊完后焊道至熱影響區就出現裂紋，這將勢必影響NDT的測定結果。由于國內大多企業都采用自貢大西洋CHR127焊條，屬于高錳堆焊材料，焊態下HRC硬度在35～40，焊接后容易出現裂紋。因此，焊前對試樣表面進行清潔處理是必要的，去除試樣因加工中帶來的水分，在焊接過程中，焊條的烘干、保溫、焊接過程的細節管理都應嚴格控制。

同時，在銅模具的使用過程中，應避免長時間焊接使模具過熱，可以使用兩套銅質模具輪流進行。試驗中，采用大銅板、循環水的焊接效果較好，更能保證焊接過程的散熱。

2.5 缺口制備

在ASTM E208中，對缺口底部離試樣的高度做了明確規定，為1.8～2.0 mm，當缺口底部離試樣較近時，可能會出現因脆性焊道達不到產生裂紋并引起脆性斷裂的條件，影響測出的NDT結果。因此，為了避免這種影響，在加工缺口時應盡量靠上限。同時對于制備方式，ASTM E208中注明，應小心確保只能在焊道熔敷金屬上開缺口，且所用工具不能碰到試樣表面。在方法上，可采用薄砂輪來開，也可用機械鋸、弓形鋼鋸等便利的鋸切工具或電火花加工來進行。圖7是兩種不同方式的缺口加工。缺口制備方式的改變，可能使試樣的起裂位置發生改變。采用電火花制備缺口時起裂位置大部分位于裂源焊道缺口的根部，而砂輪加工的裂源焊道缺口時起裂則基本上從缺口的中部開始。可以看出，電火花開缺口基本上是一個規則的矩形，而底部棱角處應力集中大，當受到外力沖擊作用時起裂一定是從應力集中處開始；而砂輪制備的缺口，改善了底部形狀，使應力集中得到了很大的緩解。

圖8 兩種不同方式制備缺口及起裂示意圖

2.6 試驗過程

試驗過程的控制主要是針對試驗設備的檢查、試驗順序和試驗溫度的確定，從而保證試驗結果的準確性和有效性。試驗前應對落錘試驗機進行檢查，包括落錘質量、導軌、提升和釋放裝置的量程、精度。確定設備已通過相應檢測機構認可且在有效期內，尤其需要注意確定試樣中心線、砧座橫向中心線和錘頭軸線處于一個垂直面內，基座在整個試驗過程中不可移動，并根據試樣類型選取合適的砧座尺寸。ASTM E208中注明，對于制造廠常用的P-2型、P-3型落錘試樣的砧座，只有終止撓度能改變，P-2型為1.5 mm、P-3型為1.9 mm。對此進行了交叉試驗，即P-2型試樣采用1.9 mm終止撓度的砧座、而P-3型試樣采用1.5 mm終止撓度的砧座，試驗結果表現出無明顯差別。因此對于制造廠而言，砧座細微改變對試驗結果影響很小。

另外，ASTM E208中注明，試樣的保溫環節也對試驗結果有影響，不同冷卻介質要求的保溫時間和保溫方式不同，試樣從取出到沖擊的時間不能超過20 s。同時，合理安排試驗溫度與試驗順序，對試驗結果的取得至關重要。試驗時，因根據材料的屈服強度合理選擇打擊能量，溫度的選取應考慮怎樣能快速測定出結果。在實際操作中，對試驗材料較熟悉的試驗人員可在兩組試驗后便準確測得NDT。

3 驗證性試驗

基于以上因素對落錘試驗的影響，進行對比性試驗，試驗時試樣取于同一母材，均選用直徑4.0 mm的CHR127焊條，試樣分為兩組，第一組仍按照原焊接工藝方法進行焊接及加工缺口，第二組按照改進后工藝進行焊接及缺口加工，焊接電流預設165A、電弧電壓23～25V、焊接速度120～130 mm/min。按照ASTM E208的要求進行試樣的焊接。試驗結果如表4所示。

表4 兩組試樣落錘試驗

同時，還在同一鍛件上取四組P-2型試樣進行對比性試驗，以確保試驗有很好的重現性。其中，J組試樣采用原工藝措施及缺口加工后進行試驗，K、L、M采取改進后方法進行堆焊及制備缺口。試驗結果如表5所示，與P-3型試驗表現出了較好的一致性。

表5 P-2試樣落錘對比試驗

通過上述試驗，發現改進后的焊接工藝及缺口加工，對焊接過程進行有效的控制，提高了落錘試驗的合格率。

4 工藝措施固化及驗證性試驗

通過驗證性試驗，發現改進后的焊接工藝及控制措施，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，作為落錘試驗焊接時的正式工藝，主要包括以下幾點：

（1）落錘試樣的尺寸、表面粗糙度嚴格按標準執行；

（2）焊條直徑選用4.0 mm；

（3）焊接電流165 A，電壓控制23～25 V；

（4）焊道長度控制在45 mm，高度參照GB/T6803控制在下限值時，宜采用120～130 mm/min的焊接速度；

（5）焊前清潔試樣，去除試樣的水分及油污，焊后對試樣進行適當的控制。

同時，為證實此項非標準焊接裂源焊道的工藝是正確可行的，按照ASTM E208必須進行一組三件P-2型試樣的驗證性試驗，在驗證性試驗中，要求焊道在缺口處必須開裂，但不能延伸到試樣上，此工藝方法才是可行有效的。為此，對該焊接工藝給出了最嚴格、苛刻的試驗溫度，按照固化下來的焊接工藝及措施焊接試樣、缺口加工。在+55℃的條件下進行落錘試驗，試驗結果如表6所示，三件試樣均只在焊道缺口拉伸面上出現開裂，證明改進方法是有效可行的。

表6 工藝方法驗證性試驗結果

5 產品應用

采取改進后的焊接工藝及缺口加工，產品在落錘試驗中一次通過率大大提高，保證了產品的順利出產。在以前生產工號中出現過不合格情況的，但按照固化后工藝進行落錘試樣的焊接、缺口的加工，試驗一次性通過。

6 小結

針對國產核電鍛件SA508-3和18MND5、16MND5材料的落錘試驗影響因素進行了較全面、細致的分析與研究。在試樣的宏觀及微觀上進行對比分析、硬度試驗，找到了影響落錘試驗不合格的主要原因是焊接熱影響區過大，造成了裂源焊道和熱影響區組織存在粗大馬氏體組織；此外，焊接過程控制、缺口制備方式、試驗過程規范化均對試驗結果有影響。最后通過驗證性試驗保證分析的正確性，獲得了改進型工藝與控制措施，并對焊道施焊及缺口加工工藝進行固定，在產品正式落錘試驗的應用中，試驗的一次合格率顯著提高。

[1]ASTM E208(R2000)，用導向落錘試驗測定鐵素體鋼無塑性轉變溫度的核準試驗方法[S].

[2]GB/T6803－2008，鐵素體鋼的無無塑性轉變溫度的核準試驗方法[S].

[3]RCC-M 2000，壓水堆核島機械設備設計和建造規則[S].

[4]王培河.AP1000蒸汽發生器制造難點分析[J]. 中國核電，2011（3）：52-59.

[5]陳書貴. 核電站反應堆壓力容器用鋼和制造工藝[J]. 大型鑄鍛件，1994（2）：25-34.

[6]陳紅宇. 核反應堆壓力容器鍛件用SA508系列鋼的比較和分析[J]. 大型鑄鍛件，2008（1）：1-3.

[7]郭平. 高溫氣冷堆核電站金屬堆內構件鍛件材料的落錘試驗研究[J].大型鑄鍛件，2011（3）：11-18.

[8]劉釗. 核電裝備制造中落錘試驗的影響因素[J]. 工程與試驗 2011（4）：34-37.

Study of the Drop-Weight Test for Nuclear Power Forgings

GUAN Hongliang，YE Xiaosong

(Erzhong (Deyang) Heavy Equipment Co., Ltd., Deyang 618013 China)

In the physical and chemical test of nuclear power forgings, the result of the nil-ductility temperature (NDT) of ferritic steels in the drop-weight test does not meet the design requirements. Therefore, through analysis of weld bead dimensions, welding process control, weld-notch preparation and test process etc., the welding process procedure is regulated, and weld-notch machining of drop-weight specimen is improved,The results of the drop-weight verification test confirms that the improved method can reduce the temperature of NDT. The application in the product can improve the pass rate of nuclear power forgings.

SA508-3 steel；crack starter welds；drop-weight test；control method；welding process

TJ765.4+1

A

10.3969/j.issn.1006-0316.2018.10.014

1006－0316 (2018) 10－0061－07

2018－07－03

管紅亮（1974－），男，山東膠縣人，本科，副主管工程師，主要從事物理實驗研究工作。