熱老化對AP1000主泵泵殼動態(tài)斷裂韌性影響研究

李世偉，余偉煒，蒙新明，薛 飛，陳巍峰

（1.中核核電運行管理有限公司，浙江 海鹽 314300；2.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004；3.清華大學材料科學與工程系，北京 100084；4.天津大學化工學院，天津 300072）

熱老化對AP1000主泵泵殼動態(tài)斷裂韌性影響研究

李世偉1，余偉煒2，蒙新明2，薛 飛3，陳巍峰4

（1.中核核電運行管理有限公司，浙江 海鹽 314300；2.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004；3.清華大學材料科學與工程系，北京 100084；4.天津大學化工學院，天津 300072）

為研究熱老化對AP1000主泵泵殼的制造材料——鑄造奧氏體不銹鋼CF8的動態(tài)斷裂韌性的影響，采用夏比預裂紋試樣，利用示波落錘沖擊試驗系統(tǒng)研究材料動態(tài)斷裂韌性隨老化時間的變化規(guī)律。試驗結果表明：400℃下的加速熱老化使主泵泵殼材料產生明顯的脆化效應，降低材料斷裂所需消耗的能量；熱老化導致材料動態(tài)裂紋擴展阻力曲線下降，對應的動態(tài)斷裂韌度下降，但在熱老化前期短時間內阻力曲線下降程度較大，而在熱老化時間＞500h后降幅逐漸減小，出現(xiàn)老化飽和跡象。

鑄造奧氏體不銹鋼；泵殼；熱老化；動態(tài)斷裂韌性

0 引 言

在核島一回路系統(tǒng)中，主泵負責將反應堆堆芯中產生的熱量傳遞給蒸發(fā)器二回路側給水，屬于核一級設備。泵殼作為主泵的承壓主體，其主要作用是將工作介質引向葉輪和匯集由葉輪流出的介質,并把介質的大部分動能轉化為壓能。由于主泵長期在高溫、高壓和放射性環(huán)境下工作，核主泵泵殼主要承受工作壓力和熱載荷，其結構完整性對于核主泵長期安全、可靠運行具有重要意義。對于AP1000主泵而言，選擇鑄造奧氏體不銹鋼類泵殼會面臨熱老化問題，長期工作會導致泵殼材料的韌性下降，從而對主泵結構帶來安全隱患。在結構設計中，斷裂力學參數(shù)的引入將會大大提高結構件的安全性和可靠性。目前工程中應用的斷裂力學參數(shù)——斷裂韌性，主要適用于靜態(tài)或準靜態(tài)的工況。而泵殼在工作中多受動態(tài)載荷的影響，如熱沖擊、振動載荷等。因此，動態(tài)斷裂韌性是決定泵殼性能的重要參數(shù)之一。關于動態(tài)斷裂韌性的測定，目前尚無統(tǒng)一認識和實驗方法。由于傳統(tǒng)測試技術受限于加載率較低的影響，目前動態(tài)斷裂測試主要包括HOPKINSON壓桿法（SHPB）和落錘/擺錘沖擊實驗法。C.H.Popelar[1]，李玉龍[2]、F.Gálvez[3]等利用SHPB技術實施三點彎曲試驗方法，研究了幾種鋼材的動態(tài)斷裂韌性；David L. Rudland[4]、J.P.Tronskar[5]等采用示波沖擊方法對幾種典型的結構鋼斷裂性能做了研究。研究結果顯示，上述兩種方法均可以較好地表征材料的動態(tài)斷裂特性，但由于示波沖擊方法操作簡單，并可詳盡描繪動態(tài)斷裂過程，因此許多研究者均采用預裂紋示波沖擊試驗來研究鋼材的動態(tài)斷裂韌性，而ASTM E1820—2013《斷裂韌性測量的標準實驗方法》[6]附錄中也推薦采用該類方法。本文基于示波沖擊方法，研究了AP1000主泵泵殼在加速熱老化環(huán)境下材料動態(tài)斷裂韌性的變化，從而為泵殼的設計以及材質評估提供參考。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

AP1000主泵的制造材料牌號為CF8，屬于鑄造奧氏體不銹鋼，其主要化學成分和力學性能如表1、表2所示。該材料具有α+γ的兩相組織結構，因而其性能兼有奧氏體不銹鋼和鐵素體不銹鋼的特點。與鐵素體不銹鋼相比，α+γ雙相不銹鋼的韌性高、脆性轉變溫度低，其耐晶間腐蝕性能和焊接性能均得到了顯著提高，且保留了鐵素體不銹鋼熱導率高、線膨脹系數(shù)小等特點。與奧氏體不銹鋼相比，其強度較高，特別是屈服強度。CF8鑄造奧氏體不銹鋼的金相組織如圖1所示，鐵素體主要呈島狀分布在奧氏體基體之上，其含量為18%。

1.2 試驗方法

鑒于壓水堆核電站一回路的運行溫度范圍為288～327℃，為研究其長期服役時熱老化對泵殼斷裂韌性的影響，本文根據(jù)Arhenius定律（式（1））采用加速熱老化的方法研究熱老化對材料特性的影響，加速熱老化的實驗溫度為400℃，且在井式回火爐中進行，加熱時間分別為500，1000，3000h。

表1 試驗材料化學成分

表2 試驗材料基本力學性能

圖1 CF8金相組織圖

式中：k——反應速度常數(shù)；

Ea——激活能；

T——絕對溫度。

當溫度升高至400℃，時間為3 000 h時老化作用等效于服役溫度下的服役時間20年。

在完成熱老化試驗后，將坯料加工成10 mm×10 mm×55 mm的預裂紋Charpy試樣，具體尺寸如圖2所示。

圖2 試樣尺寸圖（單位:mm）

根據(jù)ASTM E1820—2013[6]標準，采用MTS 810疲勞試驗機對試樣通過加/卸載柔度法預制裂紋，控制試樣裂紋長度與寬度比率（a/w）為0.50；動態(tài)斷裂韌性試驗則采用INSTRON Dynatup 9250HV落錘沖擊試驗機，該設備具有響應快、精度高、安全可靠的特點，最大沖擊速度可達20m/s。通過設定不同的初始沖擊高度（能量）等級，實現(xiàn)多試樣法測試目的，并依托儀器化自動采集系統(tǒng)，記錄在沖擊過程中試樣由開始到斷裂過程的載荷-撓度曲線。圖3為典型的沖擊載荷-撓度曲線，依照GB/T 19748—2005《鋼材復比V型缺口擺鏡沖擊試驗 儀器化試驗方法》[7]的規(guī)定，可以從示波曲線中獲得材料的很多特征參數(shù)，包括能量參數(shù)（裂紋形成功Wi、裂紋擴展功Wp、總沖擊能量Wt）、載荷參數(shù)（動態(tài)屈服載荷Fgy、動態(tài)最大載荷Fm）等，這些特征值可以反映出材料的強韌性配比。

對斷裂后試樣采用VHX-1000超景深三維顯微鏡觀察、測量、記錄試樣斷口形貌的相關信息。

圖3 沖擊特征值確定示意圖

2 試驗結果與討論

2.1 沖擊斷裂曲線

圖4、圖5分別為預裂紋試樣在不同初始沖擊能量作用下載荷-撓度曲線以及對應的試樣變形圖。當材料未老化初始沖擊能達到80 J時，試樣才表現(xiàn)為完全斷裂；而對于老化3000h后，試樣達到相同的變形量僅需要＞40J沖擊能量（見圖4（b））。在達到相同的變形量下所需沖擊能量的降低，說明材料發(fā)生了脆化效應。

在相同老化狀態(tài)下，隨著初始沖擊能逐漸降低，試樣變形撓度逐漸減小，此時對應于圖5中試樣變形率也隨之降低，相應的裂紋擴展量也呈下降趨勢，但斷裂模式一直對應于GB/T 19748—2005《鋼材復比V型缺口擺鏡沖擊試驗儀器化試驗方法》的Type IV，即穩(wěn)態(tài)擴展型。圖4（b）對應為相同初始沖擊能下不同老化狀態(tài)預裂紋試樣的斷裂曲線。從整個時效3000h階段內的沖擊載荷-撓度曲線類型來看，材料的斷裂方式并未因熱老化效應而發(fā)生明顯變化，始終屬于穩(wěn)態(tài)裂紋擴展型，但隨熱老化時間的增加，材料的韌性下降，表現(xiàn)為沖擊撓度的大幅增大，以及裂紋擴展量的增加。

2.2 沖擊特征值

圖4 試樣沖擊載荷-撓度曲線

在沖擊示波曲線圖3中，Charpy試樣在經歷屈服點后產生了一段顯著的塑性變形，塑性變形區(qū)域由錘刃-試樣加載點傳遞到缺口根部。與拉伸試驗應力-應變曲線上均勻延伸段相類似的是，儀器化沖擊力-位移曲線塑性變形段的散點可以由冪指數(shù)函數(shù)擬合，如式（2）所示的這一冪指數(shù)關系通常被稱為“關鍵曲線”（key curve，KC）函數(shù)。

式中：P——載荷；

W——試樣寬度；

b0——原始韌帶尺寸，b0=W-a0，a0為裂紋深度；

D——加載點位移；

m、K——常數(shù)。

圖5 試樣變形比較

動態(tài)屈服力Fgy即定義為彈性段與KC曲線的交點，對應的動態(tài)屈服應力σyd，σmd由式（2）[8]獲得。相應的動態(tài)應力指標隨老化時間的變化關系如圖6所示。從圖中看出，表明隨著老化時間的延長，動態(tài)應力均隨之降低，該結論與靜態(tài)應力的變化趨勢恰恰相反[9]，這可能是應力加載速率對材料強度的影響更為突出所致。

圖6 動態(tài)應力隨老化時間變化曲線

2.3 斷口形貌

對于奧氏體不銹鋼，無法采用加熱著色法進行裂紋前緣的勾勒，因此在試驗完成后，用著色劑對試樣斷口進行處理，然后在液氮環(huán)境下將試樣打斷，獲得試樣斷口形貌。在量取裂紋擴展長度后，再用酒精將著色劑清理完畢后測量對應的預制裂紋長度。

圖7為40J的落錘沖擊能量下，不同老化階段試件的斷口形貌圖。由圖4可知，未經過熱老化處理的試樣裂紋擴展較小，而經過熱老化處理的試件中，試件的裂紋擴展長度較大。該結論可以從圖7得到驗證，原始態(tài)（圖7（a））的試樣發(fā)生了較大的塑性變形，側膨脹較大，但對應的裂紋擴展量（著色面積）較??；隨著老化時間的延長，側膨脹值逐漸降低，裂紋擴展量逐漸較長，韌性斷裂特征減少，說明熱老化作用影響下，材料的韌性降低，導致裂紋擴展阻力變小，相應的同等沖擊能量下裂紋擴展量增大。

圖7 試樣斷口形貌圖

2.4 動態(tài)斷裂韌性

動態(tài)彈塑性斷裂韌度J積分依據(jù)ASTM E1820—2013[6]的附錄A17推薦程序計算。

圖8顯示材料在老化前后的動態(tài)裂紋擴展阻力曲線均滿足冪律關系。試樣經歷老化后，其裂紋擴展阻力曲線呈下降趨勢，且在老化前期，即500h以內阻力曲線下降趨勢較為明顯，而后續(xù)老化逐漸出現(xiàn)飽和趨勢。

圖8 動態(tài)裂紋擴展阻力J-Δa曲線圖

動態(tài)斷裂韌度JQ被定義為0.2 mm鈍化線偏置線同J-Δa阻力曲線的交點所對應的J積分值。鈍化線反映了裂紋尖端發(fā)生鈍化的程度，在JQ測試中起著重要作用。最初的鈍化線方程是在Landes等[10]的半圓形裂尖鈍化模型假設以及Dawes[11]關于J積分與裂尖張開位移δ的關系研究的基礎上提出的，表示為

式中σgd為動態(tài)流變應力，對應（σyd+σmd）/2。

在各老化狀態(tài)下材料的動態(tài)斷裂韌度JQ對應結果如表3所示。盡管熱老化導致材料的韌性下降，但鑒于奧氏體不銹鋼的強韌性，依照ASTM E1820—2013[6]對斷裂數(shù)據(jù)有效性的檢驗要求，在沖擊試樣尺寸條件下仍無法獲取JIC。

目前，已有許多學者在微觀上對鑄造奧氏體不銹鋼的熱老化機理進行大量研究，如王毓[12]、劉振亭[13]和加文哲[14]等通過研究發(fā)現(xiàn)，鑄造奧氏體不銹鋼在熱老化過程中顯微組織形態(tài)無明顯變化，但亞結構發(fā)生了明顯改變。奧氏體基體在熱老化初期有大量位錯纏結及高密度的層錯，隨熱老化時間的增加，基體中的位錯纏結程度明顯減輕，層錯數(shù)量大大減少，在位錯、相界及晶界上有析出物出現(xiàn)，鐵素體相內出現(xiàn)調幅分解，并且認為鐵素體相內出現(xiàn)的調幅分解是造成材料熱老化脆化的主要原因。

表3 動態(tài)斷裂韌度結果匯總

3 結束語

通過對3代AP1000主泵泵殼材料鑄造CF8不銹鋼進行長時熱老化試驗，并采用預裂紋試樣的動態(tài)斷裂韌性試驗進行表征，可得出以下結論：

1）400℃加速熱老化導致主泵泵殼材料發(fā)生明顯的脆化效應，導致材料發(fā)生完全斷裂時所需初始沖擊能量大幅下降。

2）隨著熱老化時間的增加，主泵泵殼材料的動態(tài)應力σyd、σmd均隨之降低。

3）熱老化導致材料動態(tài)裂紋擴展阻力曲線下降，在老化前期（即500h以內）阻力曲線下降趨勢較為明顯，后續(xù)老化材料逐漸出現(xiàn)飽和跡象。

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Thermal aging effect on dynamic fracture toughness of AP1000 main pump casing

LI Shi-wei1，YU Wei-wei2，MENG Xin-ming2，XUE Fei3，CHEN Wei-feng4

（1.CNNC Nuclear Power Operations Management Co.，Ltd.，Haiyan 314300，China；2.Suzhou Nuclear Power Research Institute，Suzhou 215004，China；3.Department of Materials Science and Engineering，Tsinghua University，Beijing 100084，China；4.School of Chemical Engineering and Technology，Tianjin University，Tianjin 300072，China）

In order to investigate the effect of thermal aging on dynamic fracture toughness of cast austenitic stainless steel typed CF8 material，which is used as the AP1000 main pump casing material，a series of falling weight impact test was conducted on pre-crack specimens.Test results show that there is an obvious embrittlement effect on this steel when it was aged at 400?C for up to 3 000 hours.During the impact process，the absorbed energy decreases with the aging time increases.In addition，dynamic crack growth resistance curve descends，and it is found that there is a great descending in the early aging stage，while the amplify decreases after aged 500 hours when a saturation occurs.

cast austenitic stainless steel;pump casing;thermal aging;dynamic fracture toughness

TG115.5+7；TL353+.11；TG142.79；TM930.114

：A

：1674-5124（2014）05-0130-05

10.11857/j.issn.1674-5124.2014.05.034

2014-01-28；

：2014-03-27

國家科技重大專項（2011ZX06004-009-08）江蘇省國際科技合作計劃項目（BZ2012026）

李世偉（1973-），男，福建莆田市人，高級工程師，主要從事核電廠在役檢查和無損檢測技術管理工作。