侍克獻　田根起　王苗苗　楊昌順　王延峰

0 引言

核電主管道是連接反應(yīng)堆壓力容器和蒸汽發(fā)生器核島一回路系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備，是輸出堆芯熱能的大動脈，在核電機組的整個服役周期內(nèi)不可更換，因此其安全性要求非常高。AP1000和CAP1400三代壓水堆核電機組的主管道服役環(huán)境復雜，長期運行在350℃高溫和17 MPa高壓以及高流速純水腐蝕環(huán)境下，同時還要經(jīng)受啟停、振動以及溫度和壓力波動等條件的影響，因此主管道用材料的低周疲勞性能是主管道設(shè)計和壽命分析需要考慮的一個重要因素。主管道作為核一級大型厚壁承壓管道，主要選用耐晶間腐蝕、疲勞性能優(yōu)良和焊接性能好的鉻-鎳奧氏體不銹鋼，基中AP1000和CAP1400三代核電機組的主管道選用了超低碳控氮316LN奧氏體不銹鋼。316LN鋼具有優(yōu)良的力學性能、耐腐蝕性能和抗熱老化性能，同時具備良好的塑性和韌性。為了提高核電站的運行安全性，AP1000和CAP1400機組減少了管道上的焊縫數(shù)量，主要采用實心鍛造加深孔套料技術(shù)或者空心鍛造技術(shù)這2種整體鍛造工藝來制造主管道。

目前，主要開展了AP1000核電機組主管道用316LN鋼的低周疲勞性能研究。CAP1400核電機組在繼承AP1000核電機組安全性和經(jīng)濟性的同時提高了發(fā)電功率，其主管道在AP1000機組主管道的基礎(chǔ)上重新進行設(shè)計，管道直徑、壁厚和長度都有了顯著的增加，這使得鍛造管道用的電渣重熔鋼錠的質(zhì)量由80 t提高到130 t左右。這些指標的提高對于鋼錠的鍛造工藝和晶粒度控制、主管道彎制尺寸精度以及熱處理過程尺寸的控制等都提出了嚴峻的挑戰(zhàn)。因此，有必要對制造工藝更為復雜、制造難度更高的CAP1400主管道進行性能評估，判斷其是否滿足設(shè)計要求。基于此，作者在國產(chǎn)CAP1400核電機組316LN鋼主管道上取樣，開展室溫、服役溫度（350℃）、500℃和600℃條件下的低周疲勞試驗，獲得該鋼的循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)特性，討論了動態(tài)時效應(yīng)變現(xiàn)象；采用Ramberg-Osgood模型和Manson-Coffin模型擬合穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅-應(yīng)變幅和應(yīng)變幅-失效反向數(shù)關(guān)系，探討了ASME設(shè)計規(guī)范評價疲勞性能的方法，并對國產(chǎn)316LN鋼的室溫和350℃的疲勞性能進行評價，以期為保證CAP1400核電機組一回路完整性提供支撐。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料取自國內(nèi)某公司采用空心鍛造工藝制造的CAP1400核電機組316LN鋼主管道，管道的外徑和內(nèi)徑分別為1 145 mm和800 mm，熱處理態(tài)為1 040～1 060℃固溶處理態(tài)。316LN鋼的化學成分見表1，顯微組織如圖1所示，為單一奧氏體，平均晶粒度約為4級。

按照GB/T228.1-2010和BG/T228.2-2015，沿主管道軸向截取拉伸試樣，試樣直徑和標距分別為12.5mm和50mm，在SANSHST5106型液壓式萬能材料試驗機上進行拉伸試驗，試驗溫度為室溫（25℃）到450℃，應(yīng)變速率為0.0042 min-1，不同溫度條件下開展3個平行試驗取平均值。按照GB/T15248—2008，沿主管道軸向截取疲勞試樣，試樣直徑和標距分別為10 mm和30 mm；在INSTRON8802型電液伺服疲勞試驗機上開展低周疲勞試驗，采用應(yīng)變控制方式，應(yīng)變比為-1，應(yīng)變速率為1×10-3～4×10-3 s-1，選取循環(huán)峰值應(yīng)力下降到穩(wěn)定峰值應(yīng)力75%時的循環(huán)次數(shù)作為低周疲勞失效次數(shù)，即低周疲勞壽命Nf；試驗溫度為室溫以及350，500，600℃，其中在室溫和350℃條件下開展了應(yīng)變幅分別為0.3%，0.4%，0.5%，0.6%，0.7%，0.8%，1.0%，1.1%的試驗，獲取316LN鋼的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線和應(yīng)變-壽命曲線，500℃和600℃下開展了應(yīng)變幅為0.6%的試驗，觀察316LN鋼的動態(tài)應(yīng)變時效現(xiàn)象。

循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線反映了材料在不同循環(huán)應(yīng)變幅作用下的應(yīng)力幅響應(yīng)，是疲勞設(shè)計中的重要性能數(shù)據(jù)。通常采用Ramberg-Osgood模型描述應(yīng)變幅與循環(huán)穩(wěn)定應(yīng)力幅之間的關(guān)系，其表達式為

式中：Δεt/2為應(yīng)變幅；Δσ為穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力范圍；Δσ/2為穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅，選取0.5Nf循環(huán)次數(shù)的循環(huán)應(yīng)力幅作為穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅；E為彈性模量；K為循環(huán)硬化系數(shù)；n為循環(huán)硬化指數(shù)。

在雙對數(shù)坐標系中對穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅和應(yīng)變幅進行線性擬合，可以求出K和n。

Manson-Coffin模型實現(xiàn)了疲勞壽命從定性研究到定量研究的突破，是一種較為常用的疲勞壽命預(yù)測方法，被ASTME606—2012和GB/T15248—2008采納，其表達式為

式中：σf為疲勞強度系數(shù)；b為疲勞強度指數(shù)；εf為疲勞塑性系數(shù)；c為疲勞塑性指數(shù)；2Nf為失效反向數(shù)。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 拉伸性能

由圖2可以看出：316LN鋼的強度和塑性均隨著試驗溫度的升高而逐漸下降，但是在300～450℃的溫度區(qū)間內(nèi)存在一個平臺，在該溫度區(qū)域內(nèi)強度和塑性下降不顯著。

2.2 低周疲勞性能

由圖3可以看出，316LN鋼的室溫循環(huán)峰值應(yīng)力與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線包含了循環(huán)硬化（曲線上升）、循環(huán)軟化（曲線下降）、穩(wěn)定循環(huán)（曲線平直）和最終失效（曲線快速下降）4個階段。循環(huán)峰值應(yīng)力隨著循環(huán)次數(shù)快速上升并達到最高值的初始循環(huán)硬化階段占比很小，但應(yīng)變幅越大，循環(huán)硬化階段占比越大；循環(huán)峰值應(yīng)力保持穩(wěn)定的穩(wěn)定循環(huán)階段占據(jù)大部分疲勞壽命周期。316LN鋼在350℃、0.3%低應(yīng)變幅條件下沒有出現(xiàn)明顯的循環(huán)軟化階段，其余應(yīng)變幅下則均具有與室溫條件類似的循環(huán)響應(yīng)特征。對比發(fā)現(xiàn)，在相同應(yīng)變幅下，350℃的循環(huán)峰值應(yīng)力比室溫要低很多。316LN奧氏體不銹鋼中添加了氮元素，會形成Cr-N近程有序結(jié)構(gòu)，其與位錯的交互作用會促進平面滑移，此外添加氮元素還會降低堆垛層錯能，因此導致更為顯著的循環(huán)軟化特征。

在不同溫度和0.6%應(yīng)變幅下316LN鋼在初始軟化階段、循環(huán)硬化階段、循環(huán)軟化階段、循環(huán)穩(wěn)定階段以及失效前的遲滯回線如圖4所示。由圖4可以看出，在500，600℃下的遲滯回線上循環(huán)峰值應(yīng)力出現(xiàn)很明顯的鋸齒狀波動，說明316LN鋼發(fā)生了動態(tài)應(yīng)變時效，350℃下動態(tài)應(yīng)變時效的相關(guān)特征不太明顯，而室溫下未觀察到該現(xiàn)象。動態(tài)應(yīng)變時效現(xiàn)象是位錯和溶質(zhì)原子相互作用引起的。不銹鋼的動態(tài)應(yīng)變時效現(xiàn)象一般在400～600℃更為顯著，作者研究的試驗結(jié)果符合這一規(guī)律。

由圖5可以看出，在350℃條件下316LN鋼的穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅顯著低于室溫條件，Ramberg Osgood模型擬合結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)之間的相對誤差小于8%，說明Ramberg-Osgood模型可以較好地擬合316LN鋼的穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅-應(yīng)變幅曲線。由圖6可以看出，模型擬合結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)之間的相對誤差小于7%，可知Manson-Coffin模型可以很好地擬合316LN鋼的應(yīng)變幅-失效反向數(shù)曲線。室溫和350℃條件下的Ramberg-Osgood模型和Manson-Coffin模型的各項參數(shù)擬合結(jié)果見表2。

2.3 低周疲勞性能評價

雖然上述Manson-Coffin模型在疲勞數(shù)據(jù)擬合中得到了廣泛應(yīng)用，但是ASME鍋爐及壓力容器（BPVC）規(guī)范在獲取疲勞設(shè)計曲線時卻采用Langer模型對疲勞應(yīng)變-壽命數(shù)據(jù)進行擬合分析。Langer模型更加方便可靠，適合處理多種相近材料聯(lián)合擬合的情況，其表達式如下：

Δεt/2=A1（Nf）-n1+A2（3）

式中：A1，A2，n1均為材料參數(shù)，通過擬合試驗數(shù)據(jù)得到。

ASME規(guī)范規(guī)定，碳鋼、低合金鋼和奧氏體不銹鋼的n1均取0.5。采用Langer模型對服役溫度在425℃以下應(yīng)變控制的不銹鋼疲勞試驗數(shù)據(jù)進行擬合，獲得了最佳擬合疲勞曲線（也稱平均擬合疲勞曲線），并在2009年的規(guī)范增補中對該曲線進行了修訂。由圖7可見，室溫和350℃服役條件下的低周疲勞試驗數(shù)據(jù)點均高于不銹鋼的最佳擬合疲勞曲線，這表明試驗研究的國產(chǎn)核電主管道用316LN鋼的低周疲勞性能滿足ASME規(guī)范要求。

此外，ASME規(guī)范考慮了包括材料批次、部件尺寸、表面粗糙度以及載荷歷史等因素對數(shù)據(jù)分布的影響，將試驗應(yīng)力或者應(yīng)變調(diào)整系數(shù)K1定為2，疲勞壽命調(diào)整系數(shù)K2定為20，將試驗數(shù)據(jù)除以調(diào)整系數(shù)，并取這2種方式得到的數(shù)據(jù)點的下包絡(luò)線作為疲勞設(shè)計曲線。美國阿貢實驗室的研究表明，疲勞壽命調(diào)整系數(shù)取20時獲得的結(jié)果太保守，因此ASME規(guī)范在2009年的增補中將不銹鋼等材料的疲勞壽命調(diào)整系數(shù)K2由20改為12。盡管如此，NUREG/CR6909認為該系數(shù)未來仍有可能繼續(xù)調(diào)整到10。

將室溫下取不同調(diào)整系數(shù)的316LN鋼低周疲勞試驗數(shù)據(jù)，與ASMEBPVC規(guī)范第三卷附錄I-9.2（ASMEⅢ-AI-9.2）的疲勞設(shè)計曲線以及NH分卷的T1420-1B（ASMEⅢ-NHT1420-1B）的40℃疲勞設(shè)計曲線同繪于圖8（a）中，可見試驗數(shù)據(jù)均位于ASMEⅢ-NHT1420-1B的40℃疲勞設(shè)計曲線上。鑒于前述316LN鋼的拉伸性能在300～450℃的溫度區(qū)間內(nèi)存在一個平臺，且350℃和425℃均低于不銹鋼蠕變溫度，將350℃條件下取調(diào)整系數(shù)的試驗數(shù)據(jù)和ASMEⅢ-NHT1420-1B的425℃疲勞設(shè)計曲線以及ASMEⅢ-AI-9.2的316疲勞設(shè)計曲線進行了比較，結(jié)果如圖8（b）所示?？梢娫囼灁?shù)據(jù)均位于2條疲勞設(shè)計曲線上方，這表明國產(chǎn)核電主管道用316LN鋼的低周疲勞性能滿足ASME規(guī)范要求。

3 結(jié)論

（1）國產(chǎn)CAP1400核電機組主管道用316LN鋼的循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)過程包含循環(huán)硬化、循環(huán)軟化、穩(wěn)定循環(huán)和最終失效4個階段；500，600℃下316LN鋼發(fā)生顯著的動態(tài)應(yīng)變時效，350℃下動態(tài)應(yīng)變時效特征不明顯，室溫下不存在動態(tài)應(yīng)變時效現(xiàn)象。

（2）在350℃下316LN鋼的穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅顯著低于室溫條件，Ramberg-Osgood模型擬合得到的穩(wěn)定循環(huán)應(yīng)力幅-應(yīng)變幅關(guān)系與試驗數(shù)據(jù)之間的相對誤差小于8%，說明Ramberg-Osgood模型的預(yù)測精度高；Manson-Coffin模型擬合得到316LN鋼的應(yīng)變幅-失效反向數(shù)關(guān)系與試驗數(shù)據(jù)之間的相對誤差小于7%，說明Manson-Coffin模型的預(yù)測精度高。

（3）在室溫和350℃條件下316LN鋼的疲勞試驗數(shù)據(jù)均高于ASME鍋爐及壓力容器規(guī)范修訂后的最佳擬合疲勞曲線，應(yīng)變調(diào)整系數(shù)取2或疲勞壽命調(diào)整系數(shù)取12的試驗數(shù)據(jù)均高于該規(guī)范第三卷附錄I-9.2以及NH分卷的T1420-1B的設(shè)計疲勞曲線。

本文摘自《機械工程材料》2023年第5期