陈 坤，宋怡漾，芦丽莉，李潮伟

中国核动力研究设计院，四川 成都 610041

0 前言

以田湾核电站为代表的WWER（Water-Water Energy Reactor）核电厂一回路管道系统大量采用复合钢管道，即在低合金钢管道内壁堆焊奥氏体不锈钢耐蚀层形成的复合层管道。该型复合钢管道需要长时间服役在高温高压的环境下，其焊缝熔敷区及热影响区的疲劳性能优劣严重影响着复合钢管道的使用寿命。

典型的复合钢管道接头结构形式如图1所示[1-2]。该复合钢管道接头由市场应用很少的俄标焊材制备，而核电常用的焊材为美标焊材，供应厂家较多、技术成熟度高。由于分属不同的技术体系，美标焊材是否适用于WWER部件，尚缺乏试验研究及应用验证。宋怡漾[3]等人采用不同成分的不锈钢焊材在508-Ⅲ钢和ER347复合钢管预堆边进行堆焊试验，结果表明，采用高Ni不锈钢焊材焊接的堆焊层的组织形貌、显微硬度及能谱分析结果均支持熔合区存在部分马氏体转变或一定量的碳化物，且焊层间出现了再热裂纹。朱海东[4]结合实际施工中复合钢管道预堆边出现的缺陷和问题，提出了一种新的技术改进方式，既保证了复合钢管道焊接的有效性，又能提高施工效率。邓江勇[5]选用含奥氏体元素镍含量较高的焊接材料进行了预堆焊隔离层焊接，最终获得理想的具有较高抗裂性能和冲击性能的焊接接头。其他科研人员[6-8]对复合钢结构的焊接工艺与组织性能也进行了相关的研究，但未有关于复合钢管道维修焊缝疲劳性能的研究报道。

图1 复合钢管道接头结构形式示意Fig.1 Structural form diagram of composite steel pipe joint

综上所述，对不同体系焊材在复合钢焊缝维修技术上的应用以及复合钢焊缝维修技术的国产化研究具有一定的指导意义。为了美标体系焊材应用在WWER部件上具有理论依据性，文中分析俄标和美标两种体系焊材对复合钢管道维修焊缝的疲劳性能的影响。

1 试验材料及试样

1.1 试样制备

采用经焊接工艺评定的工艺参数、同种材料制备典型的复合钢管道焊接接头，如图2所示。对制备的焊接接头进行挖补，使用经过焊接工艺评定的工艺参数及不同体系焊材完成挖补焊缝的制备，最终完成制备的焊缝如图3所示。

图2 复合钢管道焊接接头Fig.2 Welded joint of composite steel pipe

图3 焊接试件Fig.3 Welding test piece

不锈钢覆层的焊材为直径1.0 mm的ER347焊丝，采用自动氩弧焊工艺；用于隔离层堆焊的焊材为直径2.0 mm的CB-07X25H13不锈钢焊丝，采用手工氩弧焊工艺；用于过渡层堆焊的焊材为直径2.0 mm的CB-10X16H25AM6高镍不锈钢焊丝，采用手工氩弧焊工艺；用于保护层堆焊的焊材为直径2.0 mm的CB-04X19H11M3奥氏体不锈钢焊丝，采用手工氩弧焊工艺；对接焊材采用不锈钢焊材СВ-04X19H11M3和ЭА-400/10T，采用氩电联焊工艺；挖补焊缝用焊材为直径2.0 mm的CB-06X15H60M1 5镍基合金焊丝和直径2.4 mm的ERNiFe-7A镍基合金焊丝，采用手工氩弧焊工艺。具体焊接参数如表1 ～表6所示，相关原材料化学成分如表7所示。

表1 不锈钢覆层焊接工艺参数Table 1 Welding parameters of stainless steel cladding

表2 隔离层堆焊焊接工艺参数Table 2 Buttering parameters

表3 过渡层堆焊焊接工艺参数Table 3 Surfacing parameters of transition layer

表4 保护层堆焊焊接工艺参数Table 4 Surfacing parameters of protective layer

表5 对接焊焊接工艺参数Table 5 Butt welding parameters

表6 美标/俄标焊材挖补工艺参数Table 6 Repair welding parameters ofAmerican standard/Russian standard welding materials

表7 原材料化学成分（质量分数，%）Table 7 Chemical composition of raw materials（wt.%）

1.2 疲劳试样取样

采用图4所示的板状漏斗试样，漏斗根部名义宽度为4 mm，名义厚度为1.5 mm。根据焊接接头和疲劳试样实际尺寸，熔敷区和热影响区试样均沿接头的环向取样，试样厚度方向如图5所示。熔敷区和热影响区试样端面在接头径向的疲劳取样位置如图6所示，应确保漏斗试样根部位于待考察的熔敷区或热影响区。样品实物如图7所示。

图4 板状漏斗疲劳试样构形与尺寸Fig.4 Configuration and size of plate funnel fatigue sample

图5 疲劳试样环向取样示意Fig.5 Schematic diagram circumferential sampling in direction of fatigue sample

图6 疲劳试样径向取样示意Fig.6 Schematic diagram of radial sampling of fatigue sample

图7 疲劳试样实物Fig.7 Physical drawing of fatigue sample

2 试验装置

试验设备为美国MTS 809（25 kN）电液伺服材料试验机。MTS632.53F-14高温应变引伸计（标距12 mm，轴向测量范围-10% ～20%）用于板状试样的低周疲劳试验应变控制。试验机载荷传感器和应变引伸计精度为0.5级。通过计算机对试验过程进行闭环控制和实时数据采集。为确保板状试样在疲劳试验过程中的良好对中性，将对中器装置（见图8）用于板状试样的对中安装。试样安装过程中，在紧固试样与夹具时，保证试样平直且和夹具在同一对称轴上。图9为试样安装现场。

图8 对中装置Fig.8 Centering device

图9 试样安装Fig.9 Installation of sample

3 试验方法

如图10所示，在跨漏斗两侧间距为12 mm的A点和B点处安装应变引伸计以控制包含漏斗变形在内的轴向应变。详细试验步骤为：①测量试样的宽度、厚度等尺寸，并做好记录。②安装专用夹具，安装过程中保证试样的对中性。③应用MPT软件对试样进行应变控制下的循环加载。每个试样的循环应力幅下降约20%或出现明显裂纹时停止加载。④试验疲劳曲线包括4 ～6级应变水平，每条疲劳曲线不少于12个有效试样，最长寿命控制在3万次以内，应变速率为0.005/s。

图10 板状漏斗试样应变测量示意Fig.10 Schematic diagram of strain measurement of plate funnel sample

4 数据分析方法

材料的循环稳定应力幅-应变幅关系可以采用Ramberg-Osgood模型表示：

式中σa和εa分别为循环加载下材料的应力幅和应变幅；E、K和n分别为材料的弹性模量、循环应变强化系数和循环应力强化指数。

为了获得薄板漏斗试样在循环加载状态下的应力-应变等效换算关系，需要给出其循环稳定应力幅-应变幅关系作为有限元分析的输入材料本构关系。对于薄片漏斗试样，难以从试验中直接测量破坏局部（漏斗根部）的应力幅与应变幅。刘勤等[10]给出了薄片漏斗试样在循环加载条件下，载荷幅Pa和加载线上位移幅ha之间的半解析关系：

式中k是与K、n、E和λ相关的常数。λ为几何因子相关的函数，且λ=W/R，其中W为试样宽度，R为试样漏斗半径。对于本研究所采用的试样λ=3。三阶矩阵的值如表8所示。

表8 三阶矩阵的系数值[4]Table 8 Coefficient value of third-order matrix

以函数Pa=ηha-e（ha-e为纯弹性位移）回归Pa-ha试验曲线的线性段，可获得线性系数η；以函数Pa=Cha-pm´（ha-p为纯塑性位移）回归Pa-ha的纯塑性段，可获得塑性指数m和塑性系数C。根据式（2） ～式（6）可得循环应力-应变关系式的材料常数E、K、n的表达式：

通过式（1） ～式（7）可由Pa-ha曲线求得σa-εa曲线，并以此作为循环稳定后的材料单轴应力-应变关系。

参照标准GB/T 15248—2008，可以得到材料的低周疲劳Manson-Coffin模型：

5 试验结果与分析

5.1 俄标焊材试验结果

5.1.1 熔敷区（HA-S1）试验结果

表9为熔敷区试样在室温下的低周疲劳试验结果。综合各个试样循环稳定阶段的迟滞回线，得到熔敷区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线，如图11所示。

表9 熔敷区低周疲劳试验结果Table 9 Low cycle fatigue test results of deposited zone

图11 熔敷区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线Fig.11 Multistage equivalent cyclic hysteretic curve of deposited zone specimen at room temperature

图12为熔敷区试样在常温下各级应变水平对应应力幅σTa与循环分数N/Nf的关系曲线。熔敷区试样弹性和塑性应变幅与倍寿命关系曲线分别如图13、图14所示，图15为熔敷区试样总应变幅与倍寿命的试验曲线以及与Man-son-Coffin模型预测曲线的对比结果。可以看到，Manson-Coffin模型预测曲线与试验曲线吻合较好，模型参数如表10所示。

图12 熔敷区试样在室温下应力幅σTa与循环分数N/Nf的关系Fig.12 Relationship between stress amplitude σTaand cycle fraction N/Nfof deposited sample at room temperature

图13 熔敷区试样在室温下的ΔεTe/2-2Nf关系曲线Fig.13 ΔεTe/2-2Nf relation curve of deposited sample at room temperature

图14 熔敷区试样在室温下的ΔεTp/2-2Nf关系曲线Fig.14 ΔεTp/2-2Nf relation curve of deposited sample at room temperature

5.1.2 热影响区（HAZ-S1）试验结果

图15 熔敷区试样在室温下的ΔεT/2-2Nf曲线及Manson-Coffin模型预测曲线Fig.15 ΔεT/2-2Nfcurve and Manson-Coffin model prediction curve of deposited sample at room temperature

表10 熔敷区试样在室温下的Manson-Coffin模型参数Table 10 Manson-Coffin model parameters of deposited sample at room temperature

表11为热影响区材料（HAZ-S1）在室温下的低周疲劳试验结果。

表11 热影响区低周疲劳试验结果Table 11 Low cycle fatigue test results of heat affected zone

综合各个试样循环稳定阶段的迟滞回线，得到热影响区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线，如图16所示。

图16 热影响区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线Fig.16 Multistage equivalent cyclic hysteretic curve of d heat affected zone specimen at room temperature

图17为热影响区试样在常温下各级应变水平对应应力幅σTa与循环分数N/Nf的关系曲线，图18为热影响区试样弹性应变幅与倍寿命关系曲线，图19为热影响区试样塑性应变幅与倍寿命关系曲线，图20为热影响区试样总应变幅与倍寿命的试验曲线以及与Manson-Coffin模型预测曲线的对比结果。可以看到，Manson-Coffin模型预测曲线与试验曲线吻合较好，模型参数如表12所示。

图17 热影响区试样在室温下应力幅σTa与循环分数N/Nf的关系Fig.17 Relationship between stress amplitude σTaand cycle fraction N/Nfof heat affected zone sample at room temperature

图18 热影响区试样在室温下的ΔεTe/2-2Nf关系曲线Fig.18 ΔεTe/2-2Nfrelation curve of heat affected zone sample at room temperature

图19 热影响区试样在室温下的ΔεTp/2-2Nf关系曲线Fig.19 ΔεTp/2-2Nfrelation curve of heat affected zone sample at room temperature

图20 热影响区试样在室温下的ΔεT/2-2Nf曲线及Manson-Coffin模型预测曲线Fig.20 ΔεT/2-2Nfcurve and Manson-Coffin model prediction curve of heat affected zone sample at room temperature

表12 热影响区试样在室温下的Manson-Coffin模型参数Table 12 Manson-Coffin model parameters of heat affected zone sample at room temperature

5.2 美标焊材试验结果

5.2.1 熔敷区（HA-S2）试验结果

表13为熔敷区材料（HA-S2）在室温下的低周疲劳试验结果。

表13 熔敷区低周疲劳试验结果Table 13 Low cycle fatigue test results of deposited area

综合各个试样循环稳定阶段的迟滞回线，得到熔敷区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线，如图21所示。

图21 熔敷区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线Fig.21 Multistage equivalent cyclic hysteretic curve of deposited zone specimen at room temperature

图22为熔敷区试样在常温下各级应变水平对应应力幅σTa与循环分数N/Nf的关系曲线，图23、图24为熔敷区试样弹性和塑性应变幅与倍寿命关系曲线图25为熔敷区试样总应变幅与倍寿命的试验曲线以及与Manson-Coffin模型预测曲线的对比结果。可以看到，Manson-Coffin模型预测曲线与试验曲线吻合较好，模型参数列于表14中。

图22 熔敷区试样在室温下应力幅σTa与循环分数N/Nf的关系Fig.22 Relationship between stress amplitude σTaand cycle fraction N/Nfof deposited sample at room temperature

图23 熔敷区试样在室温下的ΔεTe/2-2Nf关系曲线Fig.23 ΔεTe/2-2Nf relation curve of deposited sample at room temperature

图24 熔敷区试样在室温下的ΔεTp/2-2Nf关系曲线Fig.24 ΔεTp/2-2Nfrelation curve of deposited sample at room tem‐perature

图25 熔敷区试样在室温下的ΔεT/2-2Nf曲线及Manson-Coffin模型预测曲线Fig.25 ΔεT/2-2Nfcurve and Manson-Coffin model prediction curve of deposited sample at room temperature

表14 熔敷区试样在室温下的Manson-Coffin模型参数Table 14 Manson-Coffin model parameters of deposited sample at room temperature

5.2.2 热影响区材料（HAZ-S2）试验结果

表15为热影响区试样在室温下的低周疲劳试验结果。综合各个试样循环稳定阶段的迟滞回线，得到热影响区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线，如图26所示。

表15 热影响区低周疲劳试验结果Table 15 Low cycle fatigue test results of heat affected zone

图26 热影响区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线Fig.26 Multistage equivalent cyclic hysteretic curve of d heat affected zone specimen at room temperature

图27为热影响区试样在常温下各级应变水平对应应力幅σTa与循环分数N/Nf的关系曲线。图28为热影响区试样弹性应变幅与倍寿命关系曲线，图29为热影响区试样塑性应变幅与倍寿命关系曲线，图30为热影响区试样总应变幅与倍寿命的试验曲线以及与Manson-Coffin模型预测曲线的对比结果。可以看到，Manson-Coffin模型预测曲线与试验曲线吻合较好，模型参数如表16所示。

图27 热影响区试样在室温下应力幅σTa与循环分数N/Nf的关系Fig.27 Relationship between stress amplitude σTaand cycle fraction N/Nfof heat affected zone sample at room temperature

图28 热影响区试样在室温下的ΔεTe/2-2Nf关系曲线Fig.28 ΔεTe/2-2Nfrelation curve of heat affected zone sample at room temperature

图29 热影响区试样在室温下的ΔεTp/2-2Nf关系曲线Fig.29 ΔεTp/2-2Nfrelation curve of heat affected zone sample at room temperature

图30 热影响区试样在室温下的ΔεT/2-2Nf曲线及Manson-Coffin模型预测曲线Fig.30 ΔεT/2-2Nfcurve and Manson-Coffin model prediction curve of heat affected zone sample at room temperature

表16 热影响区试样在室温下的Manson-Coffin模型参数Table 16 Manson-Coffin model parameters of heat affected zone sample at room temperature

5.3 对比分析

表17为两类焊材不同批次在室温下的Manson-Coffin模型参数，图31为熔敷区试样第一批与第二批的ΔεT/2-2Nf曲线对比结果，图32为热影响区材料第一批与第二批的ΔεT/2-2Nf曲线对比结果。

表17 在室温下的Manson-Coffin模型参数对比Table 17 Comparison of Manson-Coffin model parameters at room temperature

图31 熔敷区试样在室温下的ΔεT/2-2Nf曲线对比Fig.31 Comparison of ΔεT/2-2Nfcurve of sample in deposited zone at room temperature

图32 热影响区材料不同批次在室温下的ΔεT/2-2Nf曲线对比Fig.32 Comparison of ΔεT/2-2Nfcurves of different batches of heat affected zone materials at room temperature

可以看到，两种焊材的热影响区的低周疲劳性能非常接近，第一种焊材的熔敷区材料的低周疲劳性能略优于第二种焊材的熔敷区材料的低周疲劳性能，但整体上两种焊材的焊缝区材料的低周疲劳性能非常接近，说明不同体系焊材对维修焊缝区的低周疲劳性能影响很小。

图33、图34分别为第一批和第二批焊材的熔敷区和热影响区材料的ΔεT/2-2Nf曲线对比结果。可以看到，对于同种焊材而言，熔敷区的疲劳性能明显优于热影响区的疲劳性能，最可能的原因是热影响区的晶粒尺寸梯度变化大，在循环加载的条件下更易疲劳失效。

图33 熔敷区与热影响区在室温下的ΔεT/2-2Nf曲线对比（俄标）Fig.33 Comparison of ΔεT/2-2Nfcurve of deposited zone and heat af‐fected zone at room temperature（Russian standard）

图34 熔敷区与热影响区在室温下的ΔεT/2-2Nf曲线对比（美标）Fig.34 Comparison of ΔεT/2-2Nfcurve of deposited zone and heat affected zone at room temperature（American standard）

6 结论

（1）不同体系焊材（美标和俄标）的熔敷区和热影响区的低周疲劳性能非常接近，在维修此类复合钢管道时，维修焊缝区的疲劳性能受到不同焊材体系的影响很小。

（2）实际此类复合钢管道维修焊缝，绝大多数情况是在热影响区出现疲劳失效，而同种焊材修复焊缝的熔敷区疲劳性能明显高于热影响区疲劳性能，这表明此类维修焊缝出现疲劳失效与其不同焊缝区域的疲劳性能差异性相关。