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    • Effect of Insulating Layer with Different Welding Thermal Cycle States on Microstructure and Properties of Rewelding Ring Joints

    • LI En

      ,

      HE Bing

      ,

      JIANG Guoyan

      ,

      DENG Daoyong

      ,

      DAI Guangming

    • Vol. 54, Issue 3, Pages: 105-111(2024)   

      Published： 25 March 2024 ，

    • DOI： 10.7512/j.issn.1001-2303.2024.03.16     

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  • LI En, HE Bing, JIANG Guoyan, et al.Effect of Insulating Layer with Different Welding Thermal Cycle States on Microstructure and Properties of Rewelding Ring Joints[J].Electric Welding Machine, 2024, 54(3): 105-111. DOI： 10.7512/j.issn.1001-2303.2024.03.16.
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    Sections

    Abstract

    The quality of the safety end in nuclear power main equipment directly affects the safety of the entire system. And defects were generally repaired locally by manual welding, which was difficult to meet the requirements of the third-generation nuclear power technology. In the process of repairing the safe end in the nuclear power equipmen(HPR1000), the entire safe end was removed for the first time and successfully repaired through all-position boss cladding and narrow gap welding technology. Moreover, the buttering layer of different welding thermal cycle states in the remanufacturing process was studied, and the physical and chemical properties of the corresponding repair simulation parts were tested. The results showed that the mechanical properties of the repaired simulated parts were tested for tensile, impact, bending, and which fully met the requirements. Meanwhile, no related defects were found in non-destructive testing (PT and UT) of the welded simulated parts. Finally, the microstructure and grain size were tested and analyzed, the microstructure of weld was coincident and meliorative. The successful repair of the safety end further promotes the development of remanufacturing technology nuclear power equipment.

    transl

    Keywords

    HPR1000; nuclear power safety end remanufacturing; buttering layer; overall repair; mechanical properties

    transl

    0 引言

    “华龙一号”是中核集团和中广核集团在我国30余年核电科研、设计、制造、建设和运行经验的基础上，根据福岛核事故经验反馈以及我国和全球最新安全要求，研发的先进百万千瓦级三代压水堆核电技术。“华龙一号”采用能动和非能动相结合的安全设计理念，全面平衡贯彻了“纵深防御”的设计原则，其安全指标和技术性能均达到了国际三代核电技术的先进水平；较好地实现了先进性和成熟性的统一，安全性和经济性的平衡，具有自主知识产权的三代核电技术，具备国际竞争优势。在“华龙一号”核电机组主设备制造中，接管安全端的异种金属焊接是其制造关键和难点之一，接管数量多，全部处于压水堆一次侧，焊接质量要求高。不同于两代半安全端（低合金钢带不锈钢隔离层+不锈钢安全端）和EPR安全端（低合金钢与不锈钢安全端直接对接）环缝焊接的方式，“华龙一号”采用了低合金钢带镍基材料隔离层+不锈钢安全端异种金属对接焊的形式，焊接材料为Inconel690［

    1］，对焊接技术和工艺提出了更高的要求。
    transl

    在“华龙一号”蒸汽发生器水室封头上一次侧接管与安全端的焊接见证件中，由于安全端焊接见证件母材质量较差，导致其热影响区冲击试验不满足设计要求。经排查发现两台蒸汽发生器4个一次侧接管安全端与该安全端焊接见证件母材经历相同的制造过程，均须切除原有安全端。由于不具备采用原工艺重新焊接的条件，需研究和开发新的工艺方法。一次侧接管和安全端分别由铁素体低合金钢（18MND5）及控氮不锈钢（Z2CND18.12）制造；焊接接头还包括镍基合金隔离层和镍基合金焊缝。

    transl

    安全端焊接接头具有复杂结构及异种金属材料，存在结构几何约束和材料约束［

    2-4］，接管和安全端材料物理和化学性能不同，焊接冶金性也有较大差异［5-11］。采用窄间隙平焊位置对接的焊接工艺，熔池没有复杂的空间变化，可有效降低应力对焊缝成形质量带来的不利影响，且易于操作和观察。而发现安全端母材性能存在问题时，蒸汽发生器水室封头已经与管板焊接，一次侧接管与安全端焊接接头内外径已经加工至最终尺寸，并完成一次侧接管安全端与水压端盖的焊接，蒸汽发生器轴线水平卧式摆放在水压试验工位。
    transl

    针对“华龙一号”蒸汽发生器需切除原有安全端进行再制造的问题，本文通过模拟产品工况，采用试验对比分析的方式研究了不同焊接热循环状态隔离层对再次焊接环缝组织和性能的影响，确定了蒸汽发生器安全端去除再修复工艺的最优的隔离层选择方式，为国内核电行业首次开展产品安全端焊缝的去除再制造提供了技术支持。

    transl

    1 试验方法

    1.1 不同焊接热循环状态隔离层的选取

    根据返修方案，存在问题的安全端需整体切割去除。由于产品实际状态，无法重新堆焊隔离层（接管侧坡口预堆边）［

    12］，只能保留原有接头焊缝作为后续重新焊接的隔离层。安全端切除后，剩余焊缝需按隔离层要求进行无损探伤，若存在缺陷，则需多次加工去除。满足条件的剩余焊缝可能存在两种状态：①仅包含原隔离层，不包含对接焊缝（厚度满足设计要求）；②包含原隔离层和原对接焊缝的一部分。对于状态①，后续环缝焊接对象为原镍基隔离层，该焊缝经历预热、后热和焊后消除应力热处理，以及镍基环缝焊接过程。对于状态②，后续环缝焊接对象为原镍基环缝，焊接条件为不预热、不后热、无焊后消除应力热处理。不同状态的隔离层示意如图1所示。
    transl

    fig

    图 1  不同状态的隔离层示意

    Fig.1  Schematic diagram of isolation layer in different states

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    由于状态①和②两种焊缝在焊接工艺参数和焊接拘束状态上存在差异，导致焊缝在加热、熔化、冷却和凝固过程中的速度不同，进而影响焊缝组织。此外，虽然镍基材料具有优异的耐应力腐蚀性能，但在焊接过程中气孔敏感，热裂纹倾向大，液态金属表面张力较大，湿润性差，原焊缝中可能存在细小的焊接缺陷。这些因素极可能导致后续新的环缝焊接出现不可控的质量问题。

    transl

    为模拟产品安全端的切割和重新焊接过程，两种状态的试验采用与产品相同的焊接工艺参数。主要过程为：低合金钢侧接管内壁堆焊→隔离层堆焊→消除应力热处理→平位置焊接安全端→内壁凸台堆焊→切除安全端（分别按状态①、状态②保留焊缝）→全位置重新焊接安全端，工艺过程见图2。

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    fig

    图2  模拟体主要过程

    Fig.2  Main process of the simulation

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    1.2 焊接工艺（全位置凸台熔敷和窄间隙焊接技术）

    根据华龙一号蒸汽发生器安全端缺陷处置焊接工况和技术要求，制定了镍基材料ERNiCrFe-7的全位置自动GTAW凸台熔敷技术以及低合金钢（带镍基隔离层）和不锈钢材料全位置窄间隙自动GTAW焊接技术方案。

    transl

    1.2.1 全位置自动GTAW工艺

    全位置自动GTAW焊接过程中空间位置不断变化，有平焊、下坡焊、上坡焊和仰焊，熔池液态金属在不同空间位置受力不同而引起流动性不同，使焊缝成形显著变化。由于镍基合金的焊接性，若采用整圈圆周焊接（管轴线水平），焊枪沿顺时针方向运动时，在管道圆周12∶00~4∶00圆弧范围内最容易产生夹杂，这与熔融熔池受重力影响有关。由于重力影响，熔池产生扭曲变形，其边缘可能将夹杂物“翻卷”到熔池表面，未分解的夹杂物就可能沉积在熔池中。虽然INCONEL 52M填充金属可以减少焊缝中的氧化物/夹杂物，因为它不依赖Al和Ti元素作为主要的脱氧剂，但仍然设计了双向上的焊接形式，以减少熔池液态金属在不同空间位置的影响，消除向下焊接过程导致的焊缝成形和夹杂问题。

    transl

    为确保焊接过程中熔池的稳定性、焊缝成形一致以及熔池液态金属重力、电弧重力和表面张力的平衡，推荐采用脉冲焊接技术。在保证熔透的同时，有效降低热输入；同时通过脉冲增加熔池的搅拌，这有助于提高焊透率并减少未熔合和夹杂现象。焊接完成后，应对工件在热处理炉中加热到610 ℃，并进行16~16.5 h的保温处理。

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    1.2.2 全位置自动GTAW凸台堆焊

    为了恢复环缝坡口背部垫板结构，国际上首次开发应用全位置自动GTAW技术和工艺进行镍基凸台（垫板）堆焊。凸台堆焊属于表面堆高，与全位置焊缝焊接结构、拘束度和应力状态不同，属于开放环境下的焊接，熔融的液态金属没有坡口的约束，完全依赖于焊接电弧来控制熔池在360°区域内的形态，难度更大。随着凸台高度的增加，每层新焊缝的添加均对基材增加新的应力，在大而复杂的应力状态下，需要采用合适的焊接工艺参数确保焊接质量，凸台设置以及实际堆焊效果如图3所示。堆焊工艺参数如表1所示。

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    fig

    图3  镍基凸台堆焊

    Fig.3  Welding of the Nickel base backing plate

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    表1  全位置自动GTAW凸台堆焊工艺参数
    Table 1  Process parameters for full position automatic GTAW boss overlay welding
    焊接方法填充金属

    焊丝直径

    /mm

    		电流极性电流/A

    脉冲频率

    /Hz

    高电流占比

    /%

    		电压/V

    焊接速度

    /（cm·min-1）

    		保护气体
    GTAW

    ERNiCrFe-7

    （Inconel 52）

    		inlinegraphic0.9 DCEN

    峰值：180~265

    基值：120~150

    		1.5~2.0 50

    峰值：9~11

    基值：8~10

    		5.5~8.0

    99.995％Ar

    18（保护气体）

    20（尾部气体）

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    1.2.3 全位置窄间隙自动GTAW环缝焊接

    设置窄间隙焊缝，热输入量小，材料性能变化小，焊接接头韧性高，提高焊接效率，减少填充材料；同时由于坡口窄且深，坡口角度设计、焊枪对中、摆动幅度频率、电弧电压跟踪、钨极与侧壁距离等均为重要因素。焊接接头示意如图3所示，相关焊接参数与表1相同。

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    fig

    图4  全位置自动GTAW环缝接头示意

    Fig.4  Schematic diagram of girth joint all-position automatic GTAW

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    2 结果与讨论

    2.1 化学成分

    使用便携式直读光谱仪SPECTRO M9/TCH600分析焊缝及隔离层化学成分，主要化学成分如表2所示。两种不同状态的隔离层和对接焊缝的化学成分相似，均在可接受范围。这表明，不同的焊接热循环状态的隔离层对化学成分影响甚微。

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    表2  对接焊缝及隔离层化学成分（质量分数，%）
    Table 2  Chemical composition values of butt welds and isolation layers （wt.%）
    隔离层状态试样类别CSSiMnPCrNiMo
    要求值 ≤0.04 ≤0.001 ≤0.5 ≤1.00 ≤0.01 28.0~31.5 — ≤0.50
    状态① 对接焊缝 0.036 <0.001 0.14 0.28 0.003 28.96 58.9 0.07
    隔离层成分 0.032 <0.001 0.16 0.27 0.004 28.75 58.7 0.04
    状态② 对接焊缝 0.024 <0.001 0.15 0.28 0.002 28.56 59 0.10
    隔离层成分 0.041 <0.001 0.15 0.31 ＜0.001 27.56 57.2 0.05
    隔离层状态试样类别CuCoTiFeAlNNb+Ta其他
    要求值 ≤0.30 ≤0.05 ≤1.00 8.00~11.00 ≤1.10 ≤0.03 ≤0.10 ≤0.50
    状态① 对接焊缝 0.01 0.01 0.38 10.71 0.40 0.011 0.01 <0.50
    隔离层成分 0.01 0.01 0.38 11.17 0.40 0.007 0.01 <0.50
    状态② 对接焊缝 0.01 0.01 0.36 10.99 0.41 0.009 0.04 <0.50
    隔离层成分 0.01 0.01 0.37 13.78 0.40 0.005 0.04 <0.50
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    2.2 拉伸性能

    试验采用微机控制电液伺服液压万能试验机（WAW-300和WAW-1000）对熔敷金属进行室温及350 ℃的拉伸性能评估；焊接接头仅做室温下的拉伸性能评估。测试结果见表3，可以看出两种状态的隔离层拉伸性能均能满足相关要求，仅有细微的差异。分析表明，所有焊接接头均表现为塑性断裂，且断裂位置有所差异：状态①的断裂发生在堆焊层，状态②的断裂位于不锈钢母材或堆焊层。两种返修方式在拉伸性能方面均能取得较好的效果。

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    表3  熔敷金属及焊接接头拉伸性能试验结果
    Table 3  Tensile performance test results of deposited metal and welded joints
    隔离层材料类型试验温度/℃Rm/MPaRp0.2/MPaA/％Z/％
    要求值实测值要求值实测值要求值实测值要求值实测值
    状态① 熔敷金属 室温 550~800 602 ≥240 472 ≥30 40 — 60
    350 — 484 190 382 — 36 — 57
    焊接接头 室温 ≥520 577 — — — — — /
    状态② 熔敷金属 室温 550~800 601 ≥240 484 ≥30 40 — 47
    350 — 485 190 378 — 32 — 60
    焊接接头 室温 ≥520 570 — — — — —
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    2.3 冲击性能

    对两种状态的焊接接头进行冲击试验。采用金属摆锤式样冲击试验机（ZBC-300A）。在不同区域进行开口（隔离层、对接焊缝、不锈钢热影响区、低合金钢热影响区、低合金钢母材和不锈钢母材），测试结果如表4、表5所示。结果表明，两种状态下的吸收能量、侧向膨胀量和剪切断面率均能满足要求。状态②下的热影响区的冲击性能更优，这是因为在保留了镍基环缝的情况下，新焊接的镍基环缝对原低合金钢有镍基隔离层，减少了对热影响区的影响。两种状态的弯曲性能均能满足相关要求。

    transl

    表4  状态①焊接接头冲击性能试验结果
    Table 4  Impact performance test results of welded joints under state ①
    试验温度/℃缺口位置吸收能量/J侧向膨胀量/mm剪切断面率/％
    要求值实测值
    室温 隔离层 ≥60 295 3.17 100
    室温 对接焊缝 ≥60 247 2.81 92
    室温 不锈钢热影响区 ≥60 262 2.46 90
    0 低合金钢热影响区 ≥80 285 2.80 100
    0 低合金钢母材 — 195 2.57 78
    室温 不锈钢母材 — 290 2.65 100
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    表5  状态②焊接接头冲击性能试验结果
    Table 5  Impact performance test results of welded joints under state ②
    试验温度/℃缺口位置吸收能量/J侧向膨胀量/mm剪切断面率/％
    要求实测
    室温 隔离层 ≥60 294 3.25 100
    室温 对接焊缝 ≥60 205 2.24 65
    室温 不锈钢热影响区 ≥60 298 2.47 90
    0 低合金钢热影响区 ≥80 299 3.13 100
    0 低合金钢母材 — 255 2.60 78
    室温 不锈钢母材 — 295 2.59 95
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    2.4 硬度

    采用维氏硬度计（WIKI200）对两种状态试样的不同区域进行硬度测试，如表6所示。状态②的母材区域和热影响区的硬度明显高于状态①，这是由于状态②下晶粒组织的明显细化。

    transl

    表6  18MnD5母材不同区域硬度值（HV）
    Table 6  Hardness values in different regions of 18MnD5 base metal
    区域状态①状态②
    母材上表面 197 202
    母材中部 196 203
    母材下表面 187 232
    母材 208 226
    热影响区 218 250
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    2.5 金相组织

    采用10％草酸水溶液电解腐蚀和10％硝酸水溶液腐蚀制备金相试样。不同状态隔离层的宏观形貌见图5。可以看到，状态①中低合金钢18MND5、原焊缝ERNiCrFe-7隔离层以及重新焊接后的对接焊缝存在明显的分界线；状态②中，原焊缝（镍基对接焊缝）与重新焊接后的ERNiCrFe-7之间结合良好，未观察到明显的界限，这表明状态②在宏观上与原焊缝的差异非常小。

    transl

    fig

    图5  不同焊接热循环状态隔离层的宏观形貌

    Fig.5  Microstructure of isolation layer in different welding thermal cycle states

    （a）状态①　　　　　　　　（b）状态②

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    对状态①取M1处的组织进行分析，如图6所示，焊缝处ERNiCrFe-7与母材18MND5之间存在两种不同的组织，母材区域组织较为细小，而焊缝处的镍基焊丝晶粒呈现向母材方向生长的趋势。

    transl

    fig

    图6  状态①下的M1处金相组织

    Fig.6  The microstructure of state ① with M1

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    观察焊缝中下位置（M3和M4）的金相组织，发现差异较小，说明环缝焊接组织较均匀，未出现明显的偏析。熔敷金属的显微组织是方向性明显的奥氏体柱状晶，晶粒尺寸较小。奥氏体柱状晶的根部垂直于焊缝熔合线，这种生长方向是由熔合线附近的大的温度梯度所致，晶粒沿着散热最快的方向生长，从而形成奥氏体柱状晶。由于奥氏体柱状晶的单方向生长特点，熔敷金属的冷却速度较快，导致在柱状晶内部可能出现成分偏析，并在晶界处形成非平衡组织。进一步放大ENiCrFe-7处的组织，发现晶粒内部表现出较明显的单向生长特征。

    transl

    fig
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    图7  状态①下的M3处和M4处金相组织

    Fig.7  Microstructure at positions M3 and M4 under state①

    为了进一步研究原镍基隔离层和新镍基环缝，对状态①下的M4进行了观察，结果如图7b所示。原镍基隔离层和新镍基环缝均为ERNiCrFe-7，不同的是新镍基环缝呈现奥氏体柱状晶朝原镍基焊缝生长的特征，即热量从新镍基焊缝向原镍基隔离层方向传递。此外，原镍基隔离层与镍基环缝之间的晶粒完整，连接良好。

    transl

    状态②下的镍基隔离层与母材的微观组织如图8a所示。由于镍基隔离层更靠近环缝，经历再次热循环后，镍基隔离层的金相组织转变成了具有明显方向性的柱状奥氏体。图8b为镍基环缝与母材Z2CND18.12的微观组织形貌，镍基环缝的生长方向性较明显，印证了图8a中镍基隔离层晶粒方向性生长。

    transl

    fig
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    图8  状态②下的M1和M2金相组织

    Fig.8  Microstructure at positions M1 and M2 under state②

    图9a是原镍基环缝对接的金相组织，图9b是现镍基环缝对接组织。在相同的标尺下图9b中的晶界更多，表明晶粒尺寸有明显的细化，根据相关研究［

    13-14］表明，晶粒越小在性能上更加优异，与前文冲击性能和硬度值优于状态①相符。
    transl

    fig
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    图9  状态②下的原镍基环缝对接与现对接焊缝金相组织

    Fig.9  The microstructure of state② with weld and reweld

    3 结论

    以“华龙1号”蒸汽发生器安全端焊接接头为研究对象，研究了安全端焊缝去除后再焊接的两种工艺（状态①留存部分原镍基焊缝，状态②完全去除原镍基焊缝）的再次焊接环缝成分、组织和性能的差异。结果表明：

    transl

    （1）对于核电蒸汽发生器安全端的去除再制造，原对接镍基焊缝有必要进行保留。

    transl

    （2）保留部分原镍基焊缝的新焊缝，其冲击、硬度等性能优于完全去除的；其化学成分和拉伸性能水平相当，均能满足设计要求；留存部分原镍基焊缝的新焊缝组织晶粒更加细小，晶粒生长方向都是垂直于相关界限或熔合线处，朝着散热方向生长。

    transl

    （3）本文的研究内容为国内核电行业首次开展产品安全端焊缝的去除再制造提供了技术支持。实际修复过程中，“华龙1号”蒸汽发生器产品实际修复采用状态②部分去除镍基焊缝的工艺执行，相关产品焊缝检验以及焊接见证件性能测试均一次合格，填补了核电行业安全端修复的技术空白。

    transl

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