熱處理對ER90S-G焊絲熔敷金屬組織與性能的影響

摘 要： 4種不同化學成分ER90S-G焊絲熔敷金屬組織和性能存在差異，針對性能最佳的焊絲研究其在不同焊接電流和熱處理條件下組織和性能的變化，探究合適的焊接工藝參數(shù)和熱處理條件.試驗結果表明：4種焊絲熔敷金屬組織基本均由針狀鐵素體構成，力學性能均滿足設計要求；隨著焊接電流的增加，熔敷金屬的拉伸性能先升高后降低，0、-45、-50 ℃沖擊吸收功均大于54 J，滿足標準要求.焊接電流為180～190 A時，熔敷金屬綜合力學性能較好；隨著熱處理時間的增加，熔敷金屬的拉伸性能略有下降，沖擊韌性總體呈先升高后降低的趨勢.熱處理條件為610 ℃×10 h時，熔敷金屬綜合力學性能較好.熔敷金屬經(jīng)過610 ℃×10 h熱處理后，并未發(fā)生回火脆性，降低了韌脆轉變溫度；熔敷金屬-45 ℃沖擊斷口微觀形貌中存在大量孔坑和韌窩，斷裂機理為微孔聚集型斷裂.熱處理后其中韌窩形狀更加規(guī)整，熔敷金屬塑性和韌性降低.

關鍵詞： 熱處理；ER90S-G；熔敷金屬；微觀組織；力學性能

中圖分類號：TG424

文獻標志碼：A

文章編號：1673-4807（2025）01-042-06

Effect of heat treatment on the microstructure and properties of

the deposited metal of ER90S-G wires

FENG Yizheng， MA Shangbo， WANG Lingyu， XU Xiangping*， ZOU Jiasheng

（School of Materials Science and Engineering， Jiangsu University of Science and Technology， Zhenjiang 212100， China）

Abstract：[WT]The differences of microstructure and properties of deposited metal of four kinds of ER90S-G welding wires with different chemical compositions were studied， and the changes of microstructure and properties of the welding wire with the best performance under different welding current and heat treatment conditions were found， so as to find the appropriate welding process parameters and heat treatment conditions. The test results show that the deposited metal structures of four kinds of welding wires are basically composed of acicular ferrite， and their mechanical properties meet the design requirements. With the increase of welding current， the tensile properties of deposited metal first increase and then decrease， and the impact absorption work at 0， -45 and -50 ℃ is greater than 54 J， which meets the standard requirements. When the welding current is 180～190 A， the comprehensive mechanical properties of deposited metal are better. With the increase of heat treatment time， the tensile properties of deposited metal decrease slightly， and the overall impact toughness increases first and then decreases. When the heat treatment condition is 610 ℃×10 h， the comprehensive mechanical properties of deposited metal are better. After heat treatment at 610 ℃×10 h， the deposited metal does not have temper brittleness， which reduces the ductile-brittle transition temperature. There are a lot of pits and dimples in the micro-morphology of impact fracture of deposited metal at -45 ℃， and the fracture mechanism is micropore aggregation fracture. After heat treatment， the dimple shape is more regular， and the plasticity and toughness of deposited metal are reduced.

Key words：heat treatment， ER90S-G， deposited metal， microstructure， mechanical property

鋼制安全殼（containment vessel，CV）是AP1000和CAP1400核電壓水堆特有的設備[1]，[JP2]是反應堆廠房最外層的安全屏障，同時它也是非能動安全系統(tǒng)的一個關鍵組成部分[2].為保證CV焊縫質量，開展配套焊接材料的研究極為重要.國內只有大西洋、上海寶鋼等幾家企業(yè)根據(jù)ASME、RCC-M等文件編制了企業(yè)針對核電焊接材料的質量體系[3-5]，但大多數(shù)焊材生產企業(yè)并未建立核級焊材的生產質量保障體系，由于生產技術落后，對成分控制不嚴，同時也難以取得核級焊材的經(jīng)營資質，在核電關鍵領域國內的焊接材料難以得到應用[6-7].ER90S-G是經(jīng)供需雙方協(xié)商的核電站CV氣體保護焊焊材型號[8]，國產ER90S-G焊材性能良莠不齊，存在諸多不足之處，如焊接性差、強度不符合標準等[9].文獻[10]對采用ER90S-G焊絲焊接CV用鋼SA738Gr.B獲得的焊接接頭進行600 ℃×10 h高溫回火處理后發(fā)現(xiàn)其沖擊韌性下降幅度較大.[JP]

文中所述ER90S-G焊絲，是根據(jù)ASME標準的第Ⅱ卷C篇SFA-5.28 ER90S-G要求，通過與上海大西洋合作，研發(fā)生產出的核電用高強鋼焊材.焊絲中添加了Ni、Cr、Mo等合金元素來改善熔敷金屬的力學性能，在焊接冶金的過程中存在著合金元素燒損問題，焊接材料中的微量元素難以控制，所以對新研制出來的焊絲進行熔敷金屬試驗，研究成分、組織、性能三者之間的關系具有重要意義.文中通過研究不同化學成分焊絲的熔敷金屬組織和性能，找到最佳成分配比，并通過對比綜合力學性能最好的焊絲的熔敷金屬在不同焊接電流和熱處理條件下組織和性能的變化，獲得更合適的工藝參數(shù)和熱處理條件.

1 試驗

試驗用焊材為自主設計并冶煉的1.2 mm的ER90S-G實心焊絲，化學成分見表1.熔敷金屬試驗參考標準GB/T 8110-2020《熔化極氣體保護電孤焊用非合金鋼及細晶粒鋼實心焊絲》[11]，焊接前采用該焊絲分別在坡口和墊板表面焊接3 mm隔離層，防止母材的化學成分對熔敷金屬造成影響，接頭型式如圖1，焊接參數(shù)見表2.ASME BPVC第Ⅱ卷C篇SFA-5.28對ER90S-G焊絲熔敷金屬力學性能的要求見表3.采用電子萬能試驗機、沖擊試驗機、落錘試驗機、維氏硬度儀測試熔敷金屬性能，采用光譜儀、場發(fā)射掃描電子顯微鏡分析熔敷金屬成分、微觀組織和沖擊斷口形貌.

2 試驗結果與分析

2.1 熔敷金屬組織與力學性能分析

熔敷金屬的化學成分見表4，各種元素的含量均滿足設計要求.通過與焊絲化學成分對比發(fā)現(xiàn)，C、Cr、Ni、Mo、Cu等元素的含量略有降低，Si和Mn由于參與脫氧，燒損較為嚴重.1#焊絲的熔敷金屬中Cr元素發(fā)生偏聚.

4種焊絲熔敷金屬的微觀組織如圖2，主要以針狀鐵素體為主，并在基體上分布著一些碳化物.針狀鐵素體由于晶粒細小，位錯密度高及大角度晶界特征，既可以提高焊縫的強度，也可以提高焊縫的韌性[10].1#～3#焊絲熔敷金屬組織中先共析鐵素體（proeutectoid ferrite，PF）所占比例較小，4#焊絲熔敷金屬組織中存在較大的塊狀先共析鐵素體和粒狀貝氏體組織.1#和3#焊絲熔敷金屬中出現(xiàn)了較大的夾雜物，這種尺寸的夾雜物并不會促進針狀鐵素體（acicular ferrite，AF）形核，反而會降低熔敷金屬的力學性能.2#焊絲熔敷金屬組織既沒有出現(xiàn)較大的夾雜物，也沒出現(xiàn)較大塊狀的先共析鐵素體，主要為針狀鐵素體組織，具有良好的塑韌性.

熔敷金屬的力學性能試驗結果如表5，4種焊絲的力學性能均滿足焊絲的研制指標.1#和2#焊絲的拉伸性能較好；4#焊絲的抗拉強度接近研制指標上限，不能滿足實際使用要求；2#焊絲的沖擊吸收功最大，表現(xiàn)出了良好的沖擊韌性.落錘試驗中4種焊絲的熔敷金屬均未發(fā)生斷裂，無塑性轉變溫度T_NDT≤-45 ℃.

4種焊絲熔敷金屬的顯微硬度如圖3，整體硬度值在260HV10左右.1#和3#的硬度較小，2#和4#的硬度較大且變化幅度較大.

氣相色譜法測量擴散氫含量的公式：

H_GC=V_GC/W₁-W₂×100（1）

式中：H_GC為氣相色譜法測定的單位質量熔敷金屬氫含量，mL/100g；V_GC為氣相色譜法測定的氫含量換算成標準狀態(tài)下得體積分數(shù)，mL；W₁為試板和熔敷金屬總質量，g；W₂為試板質量，g.

根據(jù)式（1），計算出4種焊絲熔敷金屬的擴散氫含量如表6，均小于標準要求的4 mL/100 g.

綜上，2#焊絲熔敷金屬性能較好，進一步研究其在不同焊接電流和熱處理條件下組織和性能的變化.

2.2 焊接電流對熔敷金屬力學性能的影響

在焊接電流分別為150～160 A、180～190 A和230～240 A時，通過常溫和高溫（150℃）拉伸試驗和低溫沖擊試驗分析不同焊接電流對熔敷金屬力學性能的影響.

焊接電流對熔敷金屬常溫拉伸性能的影響如圖4（a），屈服強度為642～669 MPa，抗拉強度為725～742 MPa.當焊接電流增加到230～240 A時，熔敷金屬的屈服強度和抗拉強度有所下降，可見焊接電流不宜過高，否則容易引起熔敷金屬強度降低；伸長率與斷面收縮率隨著焊接電流的增大先升高后降低，但變化較小，整體呈現(xiàn)較為穩(wěn)定的趨勢.焊接電流為180～190 A時，熔敷金屬常溫拉伸性能較好.

焊接電流對熔敷金屬高溫拉伸性能的影響規(guī)律如圖4（b）.與常溫相比，熔敷金屬高溫屈服強度下降約為10%，抗拉強度下降約為5%，這主要與高溫下晶粒的粗化有關，伸長率和斷面收縮率并沒有發(fā)生較大變化.焊接電流的變化對高溫拉伸性能的影響較小，可適當增加焊接電流提高生產效率.焊接電流為180～190 A時，熔敷金屬高溫拉伸性能較好.在不同溫度下的沖擊性能受焊接電流的影響不同，如圖5，試驗結果均大于54 J.

2.3 熱處理對熔敷金屬力學性能和微觀組織的影響

CV焊接時一般采用多層多道焊，需進行焊后熱處理消除焊接接頭殘余應力，研究熱處理后焊接接頭組織與性能是十分必要的.

對焊接電流為180～190 A的熔敷金屬進行610 ℃焊后熱處理，保溫時間分別為10、12、15 h，隨后進行常溫和高溫拉伸試驗、低溫沖擊試驗，并分析熱處理前后熔敷金屬微觀組織與沖擊斷口形貌的變化.

熱處理時間對熔敷金屬常溫拉伸性能的影響如圖6（a），隨著熱處理時間的增加，熔敷金屬的屈服強度和抗拉強度逐漸降低，屈服強度為575～594 MPa，抗拉強度為658～673 MPa，兩者的強度變化僅為19、15 MPa，可見熱處理時間對屈服強度和抗拉強度的影響較小；伸長率先降低后升高，斷面收縮率未發(fā)生明顯的變化.熱處理時間對熔敷金屬高溫拉伸性能的影響如圖6（b）.與常溫拉伸相比，熔敷金屬高溫拉伸的屈服強度下降約5%，抗拉強度下降約4%，伸長率下降約17%，斷面收縮率下降0.7%.隨著熱處理時間的增加，熔敷金屬的高溫屈服強度和抗拉強度逐漸降低，伸長率和斷面收縮率逐漸增加，在高溫狀態(tài)下熔敷金屬的塑性提高.綜上所述，當熱處理條件為610 ℃×10 h時，熔敷金屬的拉伸性能較好.[JP]

熔敷金屬的沖擊性能受熱處理時間的影響如圖7，試驗結果均大于54 J，滿足標準要求.在不同的沖擊試驗溫度下，熔敷金屬的沖擊功隨著熱處理時間的增加先升高后降低，適當?shù)臒崽幚頃r間可以提高沖擊韌性.當熱處理條件為610℃×12 h時，熔敷金屬的沖擊性能較好.

經(jīng)610 ℃×10 h熱處理后的熔敷金屬微觀組織如圖8，主要由針狀鐵素體組成，部分針狀鐵素體轉變?yōu)閴K狀鐵素體，奧氏體晶界消失，碳化物發(fā)生了聚集長大的現(xiàn)象.

對焊態(tài)和熱處理態(tài)（610 ℃×10 h）熔敷金屬在-80～20 ℃沖擊功吸收功進行分析，根據(jù)Boltzmann函數(shù)模型擬合沖擊吸收功曲線預測其韌脆轉變溫度X₀[12-13]，焊態(tài)時X₀=-52.1 ℃，熱處理態(tài)時X₀=-530 ℃，說明焊后經(jīng)過610 ℃×10 h熱處理后并未發(fā)生回火脆性，降低了韌脆轉變溫度.

2.4 熔敷金屬沖擊斷口分析

采用掃描電鏡對熔敷金屬-45 ℃沖擊斷口形貌進行觀察，圖10中（a）、（b）分別為焊態(tài)沖擊斷口宏觀和微觀形貌，圖10（c）、（d）分別為熱處理態(tài)沖擊斷口宏觀和微觀形貌.

焊態(tài)斷口宏觀形貌出現(xiàn)了纖維區(qū)、放射區(qū)、剪切唇，放射區(qū)的面積較小，熱處理后斷口宏觀形貌并未發(fā)生明顯改變.在塑性變形的主導作用下，熔敷金屬沖擊斷口微觀形貌出現(xiàn)了較大的孔坑和韌窩，為微孔聚集型斷裂，表現(xiàn)出良好的塑性與韌性.經(jīng)熱處理后韌窩形狀變得更加規(guī)整，塑韌性降低，斷裂機理并未發(fā)生改變.

3 結論

（1） 4種焊絲熔敷金屬組織基本均由針狀鐵素體構成，力學性能均滿足設計要求，2#焊絲熔敷金屬力學性能最好.

（2） 隨著焊接電流的增加，熔敷金屬的拉伸性能先升高后降低，0、-45、-50 ℃沖擊吸收功均滿足標準要求，焊接電流為180～190 A時，熔敷金屬綜合力學性能較好.

（3） 隨著熱處理時間的增加，熔敷金屬的拉伸性能略有下降，沖擊韌性總體呈先升高后降低的趨勢.熱處理條件為610 ℃×10 h時，熔敷金屬綜合力學性能較好.熔敷金屬經(jīng)過610 ℃×10 h熱處理后，并未發(fā)生回火脆性，降低了韌脆轉變溫度.

（4） 熔敷金屬-45 ℃沖擊斷口微觀形貌中存在大量孔坑和韌窩，斷裂機理為微孔聚集型斷裂.熱處理后其中韌窩形狀更加規(guī)整，熔敷金屬塑性和韌性降低.

參考文獻（References）

［1］ 楊照東. CAP1400核電安全殼焊后熱處理數(shù)值分析[D]. 哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學， 2018： 2-3.

［2］ 朱瑞峰， 吳崇志， 蘇靖杰， 等. AP1000鋼制安全殼選材及應用[J]. 壓力容器， 2016， 33（3）： 56-60.

［3］ 羅英， 鄭浩， 邱天， 等.核級主設備焊接技術探討及展望[J]. 電焊機， 2020， 50（9）： 194-201.

［4］ 王淦剛， 趙建倉， 朱平， 等. 核電用焊材國產化研究現(xiàn)狀與應用發(fā)展趨勢[J]. 金屬加工（熱加工）， 2015， 731（8）： 15-16.

［5］ 胡輝. 核電廠核島焊接填充材料評定技術[J]. 電焊機， 2017， 47（7）： 131-134.

［6］ 邱振生， 楊春樂， 黃騰飛. 壓水堆核島主設備焊接材料需求及國產化展望[J]. 焊接， 2011， 457（7）： 21-28.

［7］ 陶新磊， 楊曉巳， 梁振新. ASME標準核級設備用焊接材料驗收沖擊試驗要求探討[J]. 電焊機， 2020， 50（5）： 128-132.

［8］ 費松， 王明濤， 張科青. 鋼制安全殼用不同廠家ER90S-G焊絲性能的對比研究[J]. 焊接技術， 2019， 48（10）： 77-80.

［9］ BABU S S. The mechanism of acicular ferrite in weld deposits [J]. Current Opinion in Solid State amp; Materials Science， 2004， 8（3）： 267-278.

［10］ 陳碧強. 核電安全殼SA738Gr.B鋼焊接性及其接頭性能研究[D]. 太原：太原理工大學， 2019.

［11］ 全國焊接標準化技術委員會.熔化極氣體保護電弧焊用非合金鋼及細晶粒鋼實心焊絲：GB/T 8110-2020[S]：北京：質檢出版社，2020.

［12］ CAPELLE J， AMARA M B， PLUVINAGE G， et al. Role of constraint on the shift of ductile-brittle transition temperature of subsize charpy specimens [J]. Fatigue amp; Fracture of Engineering Materials amp; Structures， 2015， 37（12）： 1367-1376.

［13］ 王民章， 王艷陽， 張艷. 中碳車軸鋼動態(tài)沖擊韌脆轉變溫度及其影響因素研究[J]. 安徽冶金科技職業(yè)學院學報， 2023， 33（3）： 4-7.

（責任編輯：顧琳）