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摘要：核岛主设备核心部件使用的E309L-16奥氏体不锈钢焊条长期依赖进口，严重制约中国核电事业的发展。研究了焊态铁素体含量对熔敷金属经608 ℃×40 h热处理后断后伸长率的影响，对焊态铁素体含量大于12%的热处理态熔敷金属微观组织进行分析，并研究了热输入和热处理保温时间对熔敷金属拉伸性能的影响，试验结果表明：当铁素体含量大于12%时，δ-铁素体分解很不均匀，导致熔敷金属断后伸长率波动较大，可能会出现断后伸长率小于18%;当铁素体含量增大至17.8%时，δ-铁素体大部分发生分解，并有σ相析出，是导致脆断的原因;热输入和热处理保温时间对熔敷金属的断后伸长率影响不大。
关键词：奥氏体不锈钢;焊条;热处理;熔敷金属拉伸性能;核电
中图分类号：TG422.1 文献标志码：A 文章编号：1001-2003（2021）06-0087-05
DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.06.16
0 前言
核电是先进的清洁能源，是国家能源战略的重要组成部分，是实现国家节能减排目标的最重要举措之一。在核岛设备中许多部组件采用不锈钢制造，其中反应堆稳压器及蒸汽发生器等反应堆主设备的壳体采用在低合金鋼锻件上堆焊309L+308L奥氏体不锈钢耐蚀层的方式制造。E309L焊条主要用于低合金钢上作为过渡层堆焊使用[1-5]。
如果E309L奥氏体不锈钢焊条的化学成分和铁素体控制不当，按照AP1000蒸发器的技术规范要求，经过608 ℃×40 h的焊后热处理后，焊缝金属会出现断后伸长率较低，无法满足技术要求的现象[6-7]。为了加快国产焊条在核岛主设备核心部件上的应用进程，开展了核级E309L-16奥氏体不锈钢焊条的研制。
1 试验要求与方法
1.1 试件制备
熔敷金属力学性能试板采用Q235钢板，在坡口堆焊两层E309L-16过渡层，坡口形式为45°V型对接，坡口根部间距为12 mm，试板尺寸400 mm×
300 mm×20 mm。进行平焊位置焊接，具体焊接工艺参数见表1。力学性能试验分别在焊态和焊后热处理态608 ℃×40 h下进行。
1.2 化学成分分析
熔敷金属化学成分分析用试件按照ASME SFA-
5.4 《焊条电弧焊用不锈钢焊条标准》中图1的要求制备，化学成分要求见表2。熔敷金属铁素体试件的制备按照ASME SFA-5.4 《焊条电弧焊用不锈钢焊条标准》中图A2的要求进行，按照ASME第Ⅲ卷NB-2433要求使用磁性法测定焊态熔敷金属的δ铁素体含量，要求范围为5%～18%。
1.3 拉伸和弯曲试验
室温熔敷金属拉伸试验按照AWS B4.0M 《焊接机械试验的标准方法》标准进行，试样直径φ12.5mm，拉伸试验分别在焊态和热处理态下进行，熔敷金属拉伸性能要求见表3;弯曲试验按照AWS B4.0M《焊接机械试验的标准方法》标准进行，试样尺寸200 mm×20 mm×10 mm。
1.4 金相组织
采用OLYMPUS GX51型光学显微镜观察熔敷金属金相组织，利用ZEISS EVO18 型扫描电子显微镜进一步放大观察试样表面微观组织结构，配合OX-FORD INCA能谱仪进行点成分分析，使用透射电镜进行精确分析。
2 试验结果及分析
2.1 熔敷金属拉伸试验
焊态铁素体含量与焊后热处理态608 ℃×40 h室温断后伸长率的关系如图1所示，A1、A2、A3分别为焊态铁素体含量相同时，608 ℃×40 h焊后热处理态不同室温断后伸长率。大量试验结果表明，当焊态铁素体含量小于12%时，热处理态断后伸长率≥18%;当焊态铁素体含量大于12%时，出现了同种试验状态下断后伸长率波动剧烈的现象，A1试样的断后伸长率为10%、A2试样为22%、A3试样为35%;当铁素体含量为17.8%时，热处理态拉棒发生脆断，断后伸长率几乎为零。
2.2 熔敷金属金相试验
A1、A2、A3试样金相显微组织如图2～图4所示。由图可知，各试样显微组织均为奥氏体+δ-铁素体，但δ-铁素体分解程度存在较大区别。A1试样δ-铁素体分解不均匀，部分区域δ-铁素体分解彻底，部分区域可见未明显分解的δ-铁素体;A2试样δ-铁素体分解程度低于A1试样，局部可见未明显分解的δ-铁素体;A3试样δ-铁素体区域形态完整，内部分解物很少，分解程度最为轻微。A1、A2、A3试样的δ-铁素体分解程度和不均匀程度依次降低。试验结果表明，当焊态铁素体含量为12.8%时，热处理过程中铁素体分解过程不均匀，从而导致同种状态下断后伸长率发生了较大波动。因此，焊态铁素体含量要控制在12%以下。
当焊态铁素体含量为17.8%时，大部分δ-铁素体发生了分解。热处理态拉棒发生脆断，断后伸长率几乎为零，断口形貌为沿柱状晶脆性断裂，如图5所示。对焊态铁素体含量为17.8%的热处理态熔敷金属显微组织进行EDS分析，扫描电镜图片如图6所示，在晶界三角交汇区可能存在σ相，EDS分析结果表明此处Cr含量较高，约为32%，具体分析结果见表4。
进一步对试样作了透射电镜分析，如图7所示，结果表明，热处理态下δ-铁素体发生了分解，分解成σ相+二次奥氏体。
2.3 熔敷金属化学成分及力学性能
通过化学成分优化和铁素体含量控制，将熔敷金属的化学成分的铬镍当量比值调整至1.63～1.72、铁素体含量小于12%，研制的E309L-16焊条熔敷金属的化学成分满足表2的要求。采用磁性法测试铁素体含量为11.8%，熔敷金属室温拉伸性能测试结果见表5，三批次数据稳定，完全符合表3的要求。熔敷金属弯曲试验结果见图8，均未发生断裂。新研制的E309L-16焊条熔敷金属的热处理态金相组织见图9，δ-铁素体分解均匀，其均匀性明显优于A1和A2试样，与A3试样相当，而且比较轻微。 3 焊条熔敷金属拉伸性能研究
3.1 热输入对熔敷金属断后伸长率的影响
热输入与焊接电流、电压和焊接速度有关，不同热输入的断后伸长率结果如图10所示。
热输入对E309L-16焊条熔敷金属抗拉强度和屈服强度的影响都较小，热输入从0.69 kJ/mm增加至2.55 kJ/mm时，断后伸长率降低至30.5%，满足技术要求。综上所述，热输入在0.69～2.55 kJ/mm时，焊条熔敷金属断后伸长率均能满足技术条件要求。
3.2 熱处理保温时间对熔敷金属断后伸长率的影响
研究热处理温度为608 ℃，保温时间分别为0 h、16 h、24 h、40 h和48 h的E309L-16焊条熔敷金属断后伸长率。不同保温时间对断后伸长率的影响如图11所示，结果表明，热处理保温时间对研制的E309L-16焊条断后伸长率影响较小，断后伸长率均≥18%，满足技术要求。
4 结论
（1）研制的E309L-16焊条具有优良的力学性能，三批次数据稳定，满足核电技术条件要求。
（2）研制的E309L-16焊条适用范围宽，热输入在0.99～2.55 kJ/mm，熔敷金属断后伸长率均能满足技术条件要求。
（3）研制的E309L-16焊条经过608℃×（0～48）h的焊后热处理，熔敷金属断后伸长率均能满足技术条件要求。
参考文献：
邱振生，柳猛，匡艳军，等.国产核岛主设备焊接技术现状及发展趋势分析[J].焊接，2016（12）：13-20.
薛小怀，王志颖，李天宇，等.CAP1400蒸汽发生器压力边界焊接接头的显微组织[J].机械工程材料，2018，42（2）：22-26.
王苗苗.核电核岛主设备关键焊接技术研究[J].电子世界，2018（15）：188-190.
吴新丽，邹杰，李恩，等.蒸汽发生器关键焊接技术[J].电焊机，2019，49（4）：49-53.
王莉，杜玉华.AP1000核岛主设备不锈钢堆焊层首层铁素体含量研究[J].电焊机，2019，49（12）：29-31.
汪丽丽，王培培，杨巨文.焊后热处理对309L熔敷金属性能的影响[J].发电设备，2018，32（5）：340-343.
顾佳磊，张文杨，丁阳.焊后热处理对309L不锈钢焊缝金属性能的影响[J].压力容器，2017，34（7）：5-10.
关键词：奥氏体不锈钢;焊条;热处理;熔敷金属拉伸性能;核电
中图分类号：TG422.1 文献标志码：A 文章编号：1001-2003（2021）06-0087-05
DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.06.16
0 前言
核电是先进的清洁能源，是国家能源战略的重要组成部分，是实现国家节能减排目标的最重要举措之一。在核岛设备中许多部组件采用不锈钢制造，其中反应堆稳压器及蒸汽发生器等反应堆主设备的壳体采用在低合金鋼锻件上堆焊309L+308L奥氏体不锈钢耐蚀层的方式制造。E309L焊条主要用于低合金钢上作为过渡层堆焊使用[1-5]。
如果E309L奥氏体不锈钢焊条的化学成分和铁素体控制不当，按照AP1000蒸发器的技术规范要求，经过608 ℃×40 h的焊后热处理后，焊缝金属会出现断后伸长率较低，无法满足技术要求的现象[6-7]。为了加快国产焊条在核岛主设备核心部件上的应用进程，开展了核级E309L-16奥氏体不锈钢焊条的研制。
1 试验要求与方法
1.1 试件制备
熔敷金属力学性能试板采用Q235钢板，在坡口堆焊两层E309L-16过渡层，坡口形式为45°V型对接，坡口根部间距为12 mm，试板尺寸400 mm×
300 mm×20 mm。进行平焊位置焊接，具体焊接工艺参数见表1。力学性能试验分别在焊态和焊后热处理态608 ℃×40 h下进行。
1.2 化学成分分析
熔敷金属化学成分分析用试件按照ASME SFA-
5.4 《焊条电弧焊用不锈钢焊条标准》中图1的要求制备，化学成分要求见表2。熔敷金属铁素体试件的制备按照ASME SFA-5.4 《焊条电弧焊用不锈钢焊条标准》中图A2的要求进行，按照ASME第Ⅲ卷NB-2433要求使用磁性法测定焊态熔敷金属的δ铁素体含量，要求范围为5%～18%。
1.3 拉伸和弯曲试验
室温熔敷金属拉伸试验按照AWS B4.0M 《焊接机械试验的标准方法》标准进行，试样直径φ12.5mm，拉伸试验分别在焊态和热处理态下进行，熔敷金属拉伸性能要求见表3;弯曲试验按照AWS B4.0M《焊接机械试验的标准方法》标准进行，试样尺寸200 mm×20 mm×10 mm。
1.4 金相组织
采用OLYMPUS GX51型光学显微镜观察熔敷金属金相组织，利用ZEISS EVO18 型扫描电子显微镜进一步放大观察试样表面微观组织结构，配合OX-FORD INCA能谱仪进行点成分分析，使用透射电镜进行精确分析。
2 试验结果及分析
2.1 熔敷金属拉伸试验
焊态铁素体含量与焊后热处理态608 ℃×40 h室温断后伸长率的关系如图1所示，A1、A2、A3分别为焊态铁素体含量相同时，608 ℃×40 h焊后热处理态不同室温断后伸长率。大量试验结果表明，当焊态铁素体含量小于12%时，热处理态断后伸长率≥18%;当焊态铁素体含量大于12%时，出现了同种试验状态下断后伸长率波动剧烈的现象，A1试样的断后伸长率为10%、A2试样为22%、A3试样为35%;当铁素体含量为17.8%时，热处理态拉棒发生脆断，断后伸长率几乎为零。
2.2 熔敷金属金相试验
A1、A2、A3试样金相显微组织如图2～图4所示。由图可知，各试样显微组织均为奥氏体+δ-铁素体，但δ-铁素体分解程度存在较大区别。A1试样δ-铁素体分解不均匀，部分区域δ-铁素体分解彻底，部分区域可见未明显分解的δ-铁素体;A2试样δ-铁素体分解程度低于A1试样，局部可见未明显分解的δ-铁素体;A3试样δ-铁素体区域形态完整，内部分解物很少，分解程度最为轻微。A1、A2、A3试样的δ-铁素体分解程度和不均匀程度依次降低。试验结果表明，当焊态铁素体含量为12.8%时，热处理过程中铁素体分解过程不均匀，从而导致同种状态下断后伸长率发生了较大波动。因此，焊态铁素体含量要控制在12%以下。
当焊态铁素体含量为17.8%时，大部分δ-铁素体发生了分解。热处理态拉棒发生脆断，断后伸长率几乎为零，断口形貌为沿柱状晶脆性断裂，如图5所示。对焊态铁素体含量为17.8%的热处理态熔敷金属显微组织进行EDS分析，扫描电镜图片如图6所示，在晶界三角交汇区可能存在σ相，EDS分析结果表明此处Cr含量较高，约为32%，具体分析结果见表4。
进一步对试样作了透射电镜分析，如图7所示，结果表明，热处理态下δ-铁素体发生了分解，分解成σ相+二次奥氏体。
2.3 熔敷金属化学成分及力学性能
通过化学成分优化和铁素体含量控制，将熔敷金属的化学成分的铬镍当量比值调整至1.63～1.72、铁素体含量小于12%，研制的E309L-16焊条熔敷金属的化学成分满足表2的要求。采用磁性法测试铁素体含量为11.8%，熔敷金属室温拉伸性能测试结果见表5，三批次数据稳定，完全符合表3的要求。熔敷金属弯曲试验结果见图8，均未发生断裂。新研制的E309L-16焊条熔敷金属的热处理态金相组织见图9，δ-铁素体分解均匀，其均匀性明显优于A1和A2试样，与A3试样相当，而且比较轻微。 3 焊条熔敷金属拉伸性能研究
3.1 热输入对熔敷金属断后伸长率的影响
热输入与焊接电流、电压和焊接速度有关，不同热输入的断后伸长率结果如图10所示。
热输入对E309L-16焊条熔敷金属抗拉强度和屈服强度的影响都较小，热输入从0.69 kJ/mm增加至2.55 kJ/mm时，断后伸长率降低至30.5%，满足技术要求。综上所述，热输入在0.69～2.55 kJ/mm时，焊条熔敷金属断后伸长率均能满足技术条件要求。
3.2 熱处理保温时间对熔敷金属断后伸长率的影响
研究热处理温度为608 ℃，保温时间分别为0 h、16 h、24 h、40 h和48 h的E309L-16焊条熔敷金属断后伸长率。不同保温时间对断后伸长率的影响如图11所示，结果表明，热处理保温时间对研制的E309L-16焊条断后伸长率影响较小，断后伸长率均≥18%，满足技术要求。
4 结论
（1）研制的E309L-16焊条具有优良的力学性能，三批次数据稳定，满足核电技术条件要求。
（2）研制的E309L-16焊条适用范围宽，热输入在0.99～2.55 kJ/mm，熔敷金属断后伸长率均能满足技术条件要求。
（3）研制的E309L-16焊条经过608℃×（0～48）h的焊后热处理，熔敷金属断后伸长率均能满足技术条件要求。
参考文献：
邱振生，柳猛，匡艳军，等.国产核岛主设备焊接技术现状及发展趋势分析[J].焊接，2016（12）：13-20.
薛小怀，王志颖，李天宇，等.CAP1400蒸汽发生器压力边界焊接接头的显微组织[J].机械工程材料，2018，42（2）：22-26.
王苗苗.核电核岛主设备关键焊接技术研究[J].电子世界，2018（15）：188-190.
吴新丽，邹杰，李恩，等.蒸汽发生器关键焊接技术[J].电焊机，2019，49（4）：49-53.
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顾佳磊，张文杨，丁阳.焊后热处理对309L不锈钢焊缝金属性能的影响[J].压力容器，2017，34（7）：5-10.