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奥氏体不锈钢焊缝中铁素体形成机理及作用 胡万伦 ( 宜宾核燃料元件厂宜宾6 4 4 0 0 0 ) 摘要 I8 C r 8 N i 奥氏体不锈钢是核燃料元件制造的一类重要原材料，本文根据3 0 0 M W 和9 0 0 M W 上下管座焊缝中熔 敷金属铁索体含量的差异，阐述了奥氏体不锈钢焊缝中铁素体作用和形成机理，母材成份、焊接工艺以及热处理工 艺对铁素体含量的影响，证明了现有焊接和热处理工艺能满足3 0 0 M W 和9 0 0 M W 上下管座质量要求。 关键词奥氏体不锈钢铁素体 1 引言 上下管座是燃料组件重要的结构件，它们由18 C r - 8 N i 奥氏体不锈钢板材组装、焊接、热处理和 机加工而成，从巴基斯坦恰希玛核电站首炉燃料组件( 3 0 0 M W ) 上下管座焊接设计技术条件开始对 焊缝熔敷金属铁素体含量进行了严格要求，即5 12 F e 。2 0 0 3 年5 月宜宾核燃料元件厂( 以下简称Y F P ) 按照国标G B1 9 5 4 8 0 铬镍奥氏体不锈钢焊缝铁素体含量测量方法建立了3 0 0 M W 上下管座焊接 接头熔敷金属铁素体测量方法( 金相法和磁性法) ，2 0 0 3 年1 2 月测定了Q S ( 8 ) 上下管座焊接鉴定 试样的熔敷金属铁素体含量，发现其含量较低，约1 0 F e ，不能满足设计技术条件要求。为了比较 不同设计的管座焊接试样的熔敷金属铁素体含量，选择了A F A 2 G 燃料组件( 9 0 0 M W ) 上下管座焊 接试样进行对比检验，测量结果为3 - 5 0 F e 左右( 技术条件无要求) ，两者存在较大差别，本文对管 座焊缝铁素体作用、形成机理及影响因素三方面进行了探讨，说明了3 0 0 M W 上下管座焊缝熔敷金 属铁素体含量要求不合理，设计应对该项指标进行修改。 2 奥氏体不锈钢焊缝中铁素体作用和形成机理 2 1 奥氏体不锈钢焊缝中铁素体作用 根据奥氏体不锈钢焊接理论l lJ ：当焊缝组织中有3 - 8 8 铁素体时，奥氏体和8 铁素体的双相组织 具有较高的抗热裂纹的能力，因为6 铁素体对S 、P 、S i 等元素有较高的溶解度，能有效地降低凝固 时残液的杂质含量，最终提高抗裂性能。另外，焊接材料中6 铁素体为4 - 12 的焊接材料有利于增加 焊缝的抗晶间腐蚀性能，因为6 铁素体分衣在奥氏体晶粒的晶界，有阻隔晶界通道并延伸总通道长度 的作用，对减少晶间腐蚀是有效的。管座用1 8 C r 一8 N i 奥氏体不锈钢的供货状态为固溶状态，其母材 的铁素体含量实测值约为0 3 F e 左右，目前，3 0 0 M W 管座采用手工填丝焊，设计技术条件要求焊丝 中铁素体含量为5 - 12 F e ，目的是提高焊缝熔敷金属铁素体含量，即提高焊缝的抗晶间腐蚀性能。 2 2 奥氏体不锈钢焊缝中铁素体形成机理 铬镍奥氏体钢凝固时，根据不同的化学成分可能有三种结晶模式，即全奥氏体模式、先奥氏体模 式、先6 铁素体模式。焊缝凝固结晶模式不同，凝固裂纹敏感性不同。先6 铁素体模式的抗凝固裂纹 的能力最强，而全奥氏体模式的抗裂能力最低【JJ 。 铬镍奥氏体焊缝的结晶模式主要取决于焊缝金属l 的 C r N i 。q ，当 C r N i 。q ( 1 4 7 - 1 5 8 ) 时为先6 铁素体模式；当( 1 4 7 - 1 5 8 ) 【C r N i c q ( 1 14 1 2 4 ) 时为先奥氏体模式；兰i C r N i c q < ( 1 1 4 - 1 2 4 ) 时为全奥氏体模式。 铬镍当量按下式计算： C r c q = C r + 1 3 7 M o + 1 5 S i + 2 N b + 3 T i N i c q 2 N i + 0 3 1M n + 2 2 C + 1 4 2 N + C u 国内材料：随机抽l 批国产3 0 0 M W 上下管座用奥氏体不锈钢进行 C r N i 髑计算： C 2 1 8 0 1 + 1 3 7 x 0 + 1 5 x 0 6 7 + 2 x 0 + 3 0 4 3 2 2 0 3 0 N i 明2 10 5 7 + 0 31 1 3 5 + 2 2 x 0 0 4 5 + 14 2 x 0 + 0 0 6 = 12 0 4 【C r N i e q = 2 0 3 0 12 0 4 = 1 6 0 法国材料：随机抽1 批法国产9 0 0 M W 上下管座用奥氏体不锈钢， C 。1 8 。7 4 + 1 。3 7 x 0 + 1 5 x 0 3 0 4 + 2 x 0 + 3 x 0 = 1 9 + 2 2 N i e q = 9 5 7 + o 3 1 x 1 3 6 + 2 2 x 0 0 2 2 + 1 4 2 x 0 0 3 5 + 0 0 7 1 5 1 1 0 6 【C r N i e q = 1 9 2 2 i 1 0 6 = 1 7 4 由此可絮，3 0 0 M W 和9 0 0 M W 上下管痊焊接时都为毙S 铁素体模式，焊缝审都存在一定数量的5 铁素体，但其含蹩与焊接工艺和热处理工艺密切相关。 3 焊接和热处理工艺对铁素体含量的影响 3 1 烽揍工艺对铁素体含璧魏影响 霸前，不同类型的管座袋用不同的焊接工艺，3 0 0 M W 管座采用手工焊接工艺，焊接层数为4 层， 热处理前铁素体测量结果为5 1 F e ( 报告编号L 0 3 1 2 2 9 9 2 ) 。热处理后焊缝铁素体含量的测量结果 约为1 F e ，详觅袁l ；A F A 2 G 管瘗采懑叁动焊王艺，土管壅为单瑟不热丝爆缝，下管座为双层焊 缝，底层未加魏，上层加丝，表2 为A F A 2 G 管座焊缝热处理后铁索体含量的测量结果。下管座热处 理前内层为3 9 F e ，外层为5 1 F e ( 报告编号L 0 4 0 9 1 8 0 9 ) 。焊三层下管座试样最外层铁索体含量的 测量缩累为5 。F e ( 攘告编号L 0 4 0 9 2 9 18 ) 。表l3 0 0 M W 管壅焊缝热处理后铁素落含量酶测量结暴 l 样品编号 1 0 4 G 1 2 1 8 T1 0 4 G 1 2 1 8 33 0 4 G 1 2 1 8 T3 0 4 G 1 2 1 8 3 l 铁素体含量，F e 1 O1 1 O 。8 1 1 袭2A F A 2 G 管座焊缝热处理后铁素体含爨的测量结果 0 5 J S D l 一W 2 0 5 J S D l W 3 4 A 9 9 0 6 - 3l 3 8 9 9 0 6 - ll 样赫编号 蕈屡单层外层内层外层蠹层 平均值，F e 3 22 75 62 66 23 4 上管鏖下管座 备注 平均值为各试样焊缝最外层焊道中部随机l O 点所测结果的平均值2 1 由上述溅量结果可矮：铁素体含量与手工焊翱囊魂焊王艺无关，毽与焊接层数有关，管虞第一层焊缝 的熔敷金属铁素体含量为3 F e 左右；第二层及多层焊缝的熔敷金媾铁素体的含量为5 F e 左右， 即从第二层焊缝开始，铁素体含量就达到平衡； - 3 0 0 M W 管磨热处理黯埠缝熔敷金震铁素俸会量远低予热处理蓑所澍结果；A F A 2 G 管座热处理 后焊缝熔敷金属铁素体含囊与热处理前相近，这与两者采用不同的热处理工艺相关。 3 , 2 热处理工艺对铁素体含量的影响 豳于管座是在专燕焊接夹具孛进褥缀装秘爆揍，技本要求焊蜃应进行热处理，3 0 0 M W 上下管壅 用不锈钢是0 C r l 8 N i l 0 T i ，其碳含量< o 0 8 ，为了消除由于焊接造成的应力和晶间腐蚀倾向，采用 了真空高温完全去应力热处理工艺( 9 8 0 0 C ，2 h ) ，该工艺足以使M 2 3 C 6 完全溶入奥氏体且获得一个 满意的羰但物露熔状态，爆缝熔敷金漏铗素俸融涣处理蓠的5 降为1 0 左右，星点状分毒觅 图1 ) 。热处理后焊缝不会产生晶间腐蚀倾向且应力消除彻臆A F A 2 G 上下管座用不锈钢是A I S I3 0 4 L ， 其碳含量 第2 卷，3 0 3 - 3 0 9 页 1 2 G B l 9 5 4 8 0 “铬镍奥氏体不锈钢焊缝铁素体含量测量方法 8 6