D0I:10.13374/i.issm1001-053x.2013.05.020 第35卷第5期 北京科技大学学报 Vol.35 No.5 2013年5月 Journal of University of Science and Technology Beijing May 2013 核电主管道铸造不锈钢的热老化脆化 李树肖)，李时磊)，吕绪明，王艳丽)，薛飞2)，王西涛)风 1)北京科技大学新金属材料国家重点实验室，北京100083 2)苏州热工研究院，苏州215004 区通信作者，E-mail:xtwang@ustb.edu,cn 摘要为了研究中国核电主管道铸造不锈钢Z3CN20-09M的热老化，在300、350和400℃下，对Z3CN20-09M进行 了长达30000h的加速热老化实验.对不同热老化时间下的样品进行了冲击性能和铁素体纳米硬度测定.以夏比冲击功 作为热老化脆化参量，利用拟合的方法得出该材料的热老化激活能为51.962 kJ.mol-1.通过热老化因子P得出了用夏 比冲击功表示的热老化脆化动力学公式.利用热老化激活能和热老化动力学公式预测了Z3CN20-09M在实际运行温度 下服役40a内的夏比冲击功和铁素体显微硬度变化.预测结果表明在运行5a内是该材料韧性迅速下降的时期，随后 的运行过程中下降过程趋缓， 关键词核电站；管道：不锈钢；热老化；动力学：夏比冲击试验：纳米硬度 分类号TG142.71 Thermal aging embrittlement of cast stainless steel for nuclear pri- mary pipes LI Shu-xiao),LI Shi-lei),LU Xu-ming!),WANG Yan-li1),XUE Fei2),WANG Xi-tao1) 1)State Key Laboratory for Advanced Metals and Materials,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Suzhou Nuclear Power Research Institute,Suzhou 215004,China Corresponding author,E-mail:xtwangOustb.edu.cn ABSTRACT To study the thermal aging of the nuclear primary pipe material Z3CN20-09M,accelerated thermal aging experiments were performed at 300,350 and 400 C for 30000 h.Charpy impact energy and nanohardness of ferrite phase were tested for samples with different thermally aged time.Taking Charpy impact energy as the standard of thermal aging embrittlement,the thermal aging activation energy of the material was obtained to be 51.962 kJ-mol- by the fitting method.Meanwhile,the thermal aging parameter P was used to describe the kinetics of thermal aging embrittlement with Charpy impact energy.Finally,the Charpy impact energy and nanohardness of the material during 40 operation years at the actual operation temperature were estimated by the thermal aging activation energy and the thermal aging kinetics.The predicted results show that the toughness of the material decreases fast in the early 5 years, and then undergoes a slowly-decreased operation process. KEY WORDS nuclear power plants;pipe:stainless steel;thermal aging;kinetics:Charpy impact testing:nanohard- ness 随着核电技术的发展，人们对于核电站的安全法国压水堆核电站核岛机械设备设计建造规则”要 性越来越关注.核电站一回路压力容器和主管道的 求，主管道所用的铸造奥氏体不锈钢中要含有体积 完整性对核电站的安全起着至关重要的作用.我国分数为12%~20%的铁素体.少量的铁素体有利于铸 在役压水堆核电站中的一回路压力管道以及很多其造性能和焊接性能，同时提高材料的抗应力腐蚀开 他部件都采用铸造奥氏体不锈钢).按照“RCC-M 裂性能2.但是，在服役温度下(280330℃)长期 收稿日期：2012-11-23 基金项目：国家高技术研究发展计划资助项目(2012AA03A507,2012AA050901):国家重大科技专项资助项目(2011ZX06004)
第 卷 第 期 年 月 北 京 科 技 大 学 学 报 核 电主管道铸造不锈钢的热老化脆化 李树 肖‘李时磊 吕绪明‘王艳 丽 薛 飞 王西涛 困 北京科技大学新金属材料国家重点实验室北京 苏州热工研究院苏州 困 通信作者 一 忍 ‘￡ 摘 要 为了研究中国核电主管道铸造不锈钢 一 的热老化在 、 和 ℃下对 一 进行 了长达 的加速热老化实验 对不同热老化时间下的样品进行了冲击性能和铁素体纳米硬度测定 以夏比冲击功 作为热老化脆化参量 利用拟合的方法得出该材料的热老化激活能为 · 一 通过热老化因子 尸得出了用夏 比冲击功表示的热老化脆化动力学公式 利用热老化激活能和热老化动力学公式预测了 一 在实际运行温度 下服役 内的夏 比冲击功和铁素体显微硬度变化 预测结果表明在运行 内是该材料韧性迅速下降的时期随后 的运行过程中下降过程趋缓 关键词 核 电站 管道 不锈钢 热老化 动力学 夏 比冲击试验 纳米硬度 分类号 石了弘、一 ‘五了服 一 ‘石右瓜 一 。‘洲 万 儿 一 ‘ 呱 、“洲 万‘ 一 。 困 困 一 ￡ 一 ℃ 即 · 一 一 一 一 随着核 电技术 的发展 人们对于核 电站的安全 性越来越关注 核 电站一回路压力容器和主管道 的 完整性对核 电站的安全起着至关重要 的作用 我 国 在役压水堆核电站中的一回路压力管道 以及很多其 他部件都采用铸造奥氏体不锈钢 按照 “ 一 法国压水堆核 电站核岛机械设备设计建造规则 ” 要 求主管道所用 的铸造奥 氏体不锈钢 中要含有体积 分数为 的铁素体 少量的铁素体有利于铸 造性能和焊接性能 同时提高材料 的抗应力腐蚀开 裂性能 但是在服役温度下 、 ℃ 长期 收稿 日期 一 一 基金项 目 国家高技术研究发展计划资助项 目 国家重大科技专项资助项 目 DOI :10．13374／j．issn1001－053x．2013．05．020
·602 北京科技大学学报 第35卷 运行，铁素体中富Cr相和G相的析出会导致主管的350和400℃进行加速热老化，保温时间分别 道发生热老化而使断裂韧性下降3-，严重影响了为0、100、300、1000、3000、10000、20000和30000 管道的安全性. h. 一回路压力管道属于核安全一级管道，而且更 换难、费用高以及无损检测困难。美国、法国等对 主管道材料的热老化问题相当重视，较早地开展了 关于热老化性能退化规律以及热老化机理的研究. 美国阿贡国家实验室(Argonne National Laboratory, ANL)经过长达l5a的研究，已经初步提出铸造不 锈钢断裂韧性随运行时间下降的模型和热老化评估 程序6-.该程序可以通过管道材料的化学成分来 预测服役温度下夏比冲击功随运行时间的变化，并 400μm 通过冲击功预测断裂韧性值.我国压水堆核电站设 图1Z3CN20-09M不锈钢原始材料金相组织 计寿命为30或40a,最早的核电站已运行20a,即 Fig.1 Metallograph of as-received Z3CN20-09M stainless 将面临核电站的老化评估和延寿问题.但是，国内 steel 对于主管道材料的热老化研究刚刚起步，针对实际 服役的主管道材料的性能退化规律和性能预测方面 对Z3CN20-09M材料在300、350和400℃下热 的报道很少.因此针对实际服役的主管道材料热老 老化不同时间的样品进行室温冲击性能测试，采用 化脆化动力学的研究，对我国核电站的老化管理和 10mm×10mm×55mm标准V缺口试样.采用纳米 延寿都有非常重要的意义， 力学探针(nano intender XP)对不同老化温度和时 间下的组织中的铁素体进行硬度压入测试，实验温 本文对国内某核电站的主管道所用的Z3CN20- 度为室温.将经热老化后的样品抛光浸蚀后，在铁 09M铸造不锈钢进行了长达30000h的加速热老化 素体内部选取五个压入点进行实验.每个压入点压 实验，研究了热老化过程中性能变化规律.通过实 验研究提出Z3CN20-09M材料的夏比冲击功和铁素 入深度为500n,取压入位移为400500nm、硬 度趋于稳定的平均值作为该压入点的硬度 体硬度在运行过程中的预测公式，并预测了该材料 在核电站一回路热管段327℃和冷管段288℃下服 2实验结果与分析 役时材料性能随时间的变化 2.1室温冲击性能 1实验内容 图2是Z3CN20-09M材料在300、350和400 ℃下热老化不同时间的室温夏比冲击功值，记为 实验所用材料是法国牌号的Z3CN20-09M离心 铸造奥氏体不锈钢，为中国某核电站主管道的留样 400r C 材料.材料的主要化学成分（质量分数，%）为：C, ■300℃ 0.027:N,0.031;Cr,20.19:Ni,8.92;Si,1.27;Mn,1.13; 300片 ●350℃ ▲400℃ Mo,0.21.原始材料的金相组织如图1所示.深色的 -·-ANL预测值 为不规则的岛状铁素体，浅色的为奥氏体，用金相 (Q=91.051 kJ-mol) ,本文实测数据拟合值 法统计的铁素体体积分数约为12%. (Q=51.962 kJ-mol 美国阿贡实验室的Chopra等)和Chung8 100 对CF-3、CF-8和CF-8M系列铸造不锈钢的热老 化进行了大量的实验研究，结果表明在核电运行温 度下发生热老化的主要原因是铁素体中富Cr的a' 50001000015000200002500030000 热老化时间，t/h 相和富Ni、Si的G相的析出.李时磊等9-1对 图2不同温度热老化后Z3CN2009M不锈钢的夏比冲击功 Z3CN20-09M材料在400℃热老化20000h的样品 随时间变化 进行透射电镜观察，发现铁素体中只有α相和G Fig.2 Change in Charpy impact energy of Z3CN20-09M 相析出，与运行温度下的热老化机理一致.本文选stainless steel thermally aged at different temperatures with 取了接近实际服役温度的300℃和高于服役温度time
· 北 京 科 技 大 学 学 报 第 卷 运行 铁素体中富 相和 相的析出会导致主管 道发生热老化而使断裂韧性下降 ”一 严重影响了 管道的安全性 一回路压力管道属于核安全一级管道 而且更 换难 、费用高以及无损检测困难 美国、法 国等对 主管道材料 的热老化 问题相当重视 较早地开展 了 关于热老化性 能退化规律 以及热老化机理 的研究 美国阿贡国家实验室 经过长达 的研究已经初步提出铸造不 锈钢断裂韧性随运行时间下降的模型和热老化评估 程序 一 该程序可 以通过管道材料的化学成分来 预测服役温度下夏 比冲击功随运行时间的变化并 通过冲击功预测断裂韧性值 我 国压水堆核 电站设 计寿命 为 或 最早的核 电站 已运行 即 将面 临核 电站的老化评估和延寿 问题 但是 国内 对于主管道材料的热老化研究刚刚起步针对实际 服役的主管道材料的性能退化规律和性能预测方面 的报道很少 因此针对实际服役 的主管道材料热老 化脆化动力学的研究对我国核电站的老化管理和 延寿都有非常重要的意义 本文对国内某核电站的主管道所用的 铸造不锈钢进行 了长达 的加速热老化 实验 研究了热老化过程中性能变化规律 通过实 验研究提出 一 材料的夏比冲击功和铁素 体硬度在运行过程中的预测公式并预测了该材料 在核电站一回路热管段 ℃和冷管段 ℃下服 役时材料性能随时间的变化 的 和 ℃进行加速热老化 保温时间分别 为 、 、 、 、 、 、 和 图 一 不锈钢原始材料金相组织 一 一 对 一 材料在 、 和 下热 老化不 同时间的样品进行室温冲击性能测试 采用 标准 缺 口试样 采用纳米 力学探针 对不同老化温度和时 间下的组织 中的铁素体进行硬度压入测试 实验温 度为室温 将经热老化后的样品抛光浸蚀后 在铁 素体 内部选取五个压入点进行实验 每个压入点压 入深度为 取压入位移为 、硬 度趋于稳定的平均值作为该压入点的硬度 实验 内容 实验所用材料是法国牌号的 一 离心 铸造奥氏体不锈钢 为中国某核电站主管道的留样 材料 材料的主要化学成分 质量分数 为 原始材料 的金相组织如图 所示 深色的 为不规则 的岛状铁素体 浅色的为奥 氏体 用金相 法统计 的铁素体体积分数约为 美 国阿贡实验室 的 等 和 〔 对 一、 一 和 一 系列铸造不锈钢 的热老 化进行 了大量的实验研究 结果表 明在核电运行温 度下发生热老化 的主要原因是铁素体中富 的 澎 相和 富 、 的 相 的析 出 李时磊等 一‘ 对 一 材料在 热老化 的样 品 进行透射 电镜观察 发现铁素体 中只有 澎 相和 相析 出与运行温度下 的热老化机理一致 本文选 取 了接近 实际服役温度 的 ℃和 高于服役温度 实验结果与分析 室温冲击性能 图 是 一 材料在 、 和 ℃下热老化不 同时间的室温夏 比冲击功值 记 为 ℃ 一 飞二 山 ℃ 、 一一 预测值 、 性‘ 」 ’ 、‘ － 本文实测数据拟合值 一’、一 · 一 书育曰回兰夕卜 上 山 一一 一 一 山 曰一 日一 ‘ 热老化时间 图 不 同温度热老化后 一。 不锈钢 的夏 比冲击功 随时间变化 · 一 「 飞 。。。℃ 一’二 二 一叮鉴“、 广珊一益性〕测月值卜一 一以 “‘、 一 本文买测数据拟合值 一一卜二石 厂 一 二一刃二下兰一骂一丫万黄一
第5期 李树肖等：核电主管道铸造不锈钢的热老化脆化 603· Cv.Z3CN20-09M材料的夏比冲击功未老化时最 夏比冲击功的下降与热老化后铁素体的断裂 高，记为Cvu=350J:实验测得的最低值为400℃ 方式发生变化有关.图3是Z3CN20-09M材料在 热老化20000h后，记为CvL=48J.因试样原因，400 300℃热老化0、300、1000和10000h后的冲击断 ℃老化实验只做至20000h.从图2中可以看出，在 口形貌.从图3中可以看出：原始材料和热老化300 三个热老化温度下夏比冲击功都随时间迅速下降， h材料的断口以韧窝为主，组织中的铁素体和奥氏 而且在热老化前期下降幅度较大.在热老化3000体难以分辨，两相都以韧性撕裂形式破坏；300℃ h后，300、350和400℃热老化后的冲击功值已热老化1000h后，从断口中观察到铁素体的解理断 分别下降至144、86.8和77J,分别占初始值的裂形貌（箭头所示），而奥氏体发生塑性变形并伴有 41.11%、24.80%和22%.随后热老化时间延长，夏撕裂棱：在冲击载荷下，热老化1000和10000h材 比冲击功下降速度趋缓.另外，图2中还对比了用 料中的铁素体先发生解理断裂，然后奥氏体以撕裂 阿贡实验室(ANL)方法得到的300℃热老化夏比 形式断裂；随着热老化时间的进行，组织中的铁素 冲击功预测值和本文的实测数据拟合值，将在下文 体更易于发生解理断裂. 详细说明. 图3Z3CN20-09M不锈钢在300℃热老化不同时间的冲击断口形貌.(a)0h;(b)300h;(c)1000h:(d)10000h Fig.3 Fractographs of Z3CN20-09M stainless steel thermally aged at 300 C for different times:(a)0 h;(b)300 h;(c)1000 h; (d)10000h 2.2热老化脆化动力学 数可以得到 本文以室温夏比冲击功作为评价热老化脆化 Q=g-lg4)RZZ五2 434.3(T1-T2) (2) 程度的参量.认为夏比冲击功相同时材料的脆化程 度相同，并且不同的热老化温度和时间满足阿累尼 以400和300℃下的冲击功值求取热老化激活 乌斯公式，即 能Q.令T1=673K,T2=573K,相应的热老化时间 分别为t1和t2.将冲击功Cv和时间t的对数gCv (1) 和g作图，如图4所示.用最小二乘法数据拟合 发现lgCv与lgt之间符合双曲正切函数，拟合函数 式中：Q为热老化激活能，kJ.mol-1;T1和T2为两 形式如下： 个不同的热老化温度，K;t1和t2为相应温度下的 IgCv=lgCv+l(Cvu/Cv)[1-tamh(lgt-]. 热老化时间，h:R为气体常数.将式(1)两边取对 (3)
第 期 李树肖等 核电主管道铸造不锈钢的热老化脆化 · · 一 材料 的夏 比冲击功未老化时最 高记为 实验测得的最低值为 ℃ 热老化 后 记为 因试样原因 ℃老化实验只做至 从图 中可以看出在 三个热老化温度下夏 比冲击功都随时间迅速下降 而且在 热老化前期下 降幅度较大 在热老化 。 后 、 和 热老化后 的冲击功值 已 分别下 降至 、 和 分别 占初始值 的 、 和 咒 随后热老化时间延长 夏 比冲击功下降速度趋缓 另外 图 中还对 比了用 阿贡实验室 方法得到的 ℃热老化夏比 冲击功预测值和本文的实测数据拟合值 将在下文 详细说 明 夏 比冲击功 的下 降与热老化后铁素体 的断裂 方式发生变化有关 图 是 一 材料在 热老化 、 、 和 后的冲击断 口形貌 从 图 中可 以看 出 原始材料和热老化 材料 的断 口以韧窝为主 组织 中的铁素体和奥 氏 体难 以分辨 两相都 以韧性撕裂形式破坏 ℃ 热老化 后 从断 口中观察到铁素体的解理断 裂形貌 箭头所示 而奥 氏体发生塑性变形并伴有 撕裂棱 在冲击载荷下 热老化 和 材 料中的铁素体先发生解理断裂 然后奥 氏体 以撕裂 形式断裂 随着热老化时间的进行 组织 中的铁素 体更易于发生解理断裂 图 一 不锈钢在 ℃热老化不同时间的冲击断口形貌 入 一 热老化脆化动力学 本文 以室温 夏 比冲击功作 为评 价热老化脆化 程度 的参量 认为夏 比冲击功相 同时材料的脆化程 度相 同并且不同的热老化温度和时间满足阿累尼 乌斯公式 即 数可 以得到 艺一 几 · 一乃 。 〕 一 一一二万一 万 一 百 不 式 中 为热老化激活能 · 一‘ 和 几 为两 个不同的热老化温度 和 为相应温度下的 热老化时间 为气体常数 将式 两边取对 以 和 ℃下的冲击功值求取热老化激活 能 令 几 相应 的热老化 时间 分别为 和 亡 将冲击功 和时间 亡的对数 和 作图如 图 所示 用最小二乘法数据拟合 发现 与 之间符合双 曲正切函数 拟合 函数 形式如下 ‘。一‘二· ·一二 一、。·
.604 北京科技大学学报 第35卷 式中，A为拟合参数，A值相当于gCv= 的固溶处理制度也会造成铁素体的含量和形貌发生 0.5(lgCvu-+lgCv)时对应的lgt值.对图4中400 变化.因此针对具体材料非常有必要对留样材料进 和300℃热老化后的冲击功拟合公式分别为 行具体的热老化实验，通过至少两个热老化温度下 的实验对比求得热老化激活能Q,并得到热老化脆 lgCv=1.6812+0.4314[1-tanh(lgt1-2.9160], 化动力学公式 (4) lgCv=1.6812+0.4314[1-tanh(1gt2-3.6195)】. 4004 (5) C 300℃ 2.6m 2300 350℃ IgCvu 300℃ 4400: ·400℃ 沙 4中 2.4 一拟合曲线 白200 一300℃拟合曲线 --400℃拟合曲线 220.5/(lgCw+lgCv) 孕 100 52.0 0 1 23 4 5 6 ■ 热老化因子，P IgCVL -● 图5Z3CN20-09M不锈钢的夏比冲击功随热老化因子变化 1.6 Igt, 1gt2 Fig.5 Charpy impact energy of Z3CN20-09M stainless steel 0 1 2 4 5 Ig(t/h) against thermal aging parameter P 图4lgCy和g的对应关系 美国阿贡实验室(ANL)对美国核电站所用CF Fig.4 Relationship between IgCy and lgt 3、CF-8和CF-8M铸造不锈钢的热老化进行了大量 实验研究6-8)，得出了用材料的化学成分预测热老 当1gCv=0.5(lg Cvu+lg CVL)=2.1127时，通 化激活能的经验公式.以与Z3CN20-09M材料相当 过式(4)和（⑤）可求得lgt2-lgt1值，代入式(2)可 的CF-8M不锈钢为例，经验公式如下所示I: 求得Q=51.962 kJ.mol-1. 为了研究C下降规律，以最高的热老化温度 Q=10[74.52-7.20-3.46u(Si)-1.78w(Cr）- 400℃为基准，定义热老化因子P如下： 4.35L1w(Mn)+(148-125L1)(N)-61L2w(C)J. (8) P=lgt- 1000Q/11） (6) 式中：w(M)为M的质量分数，%：对CF-8M钢 19.1434（元-673： L1=1,L2=0,280330℃温度区间0取2.91. 通过式(6)可以将温度和时间的影响统一为一 将本实验所用Z3CN20-09M的化学成分代入式(8)， 个因子.夏比冲击功随热老化因子P的变化如图5 预测得到的热老化激活能Q=91.051kJ-mol-1.用 所示，拟合公式为 Q=91.051 kJ-mol-1预测的300℃热老化后夏比冲 击功值如图2中点画线所示(ANL预测值).可以 1gCv=1.6812+0.4314[1-tanh(P-2.921)月.(7) 看到该预测值比实际测得的300℃下冲击功值高， 式(7)即为Z3CN20-09M以室温夏比冲击功表示的 而且下降缓慢.对中国某核电站在役主管道材料 热老化脆化动力学方程.对于已经在运行的主管道 Z3CN20-09M不锈钢，用ANL的预测流程会得到 Z3CN20-09M不锈钢材料，已知服役温度和时间便 较高的冲击功值，从而低估了材料的脆化程度. 可通过式(6)求得热老化因子，进一步通过式(7) 中国核电站面临延寿问题，针对实际在役材料 可以预测当时的夏比冲击功值，从而获知该材料的 的热老化评估可借鉴的评估方法不多，材料热老化 热老化程度. 性能数据缺乏，直接应用国外的经验可能造成错误 材料在热老化过程中夏比冲击功的降低和铁 估计的现象.因此对具体部件材料进行热老化实验， 素体硬度的升高是由铁素体中析出α'相和G相造 建立热老化动力学公式，充实热老化数据库是非常 成的6,10-12，因此热老化脆化与铁素体的形貌和 重要的. 含量有直接关系.核电站主管道直管是离心铸造不 2.3铁素体的硬度 锈钢，弯管和主泵是静态铸造不锈钢.由于铸造方 图6是不同热老化温度下铁素体纳米压入硬度 式不同，铁素体形态和铁素体含量也不同.铸造后 随时间的变化.从图6可以看出，热老化后铁素体
· 北 京 科 技 大 学 学 报 第 卷 的固溶处理制度也会造成铁素体的含量和形貌发生 变化 因此针对具体材料非常有必要对留样材料进 行具体的热老化实验通过至少两个热老化温度下 的实验对比求得热老化激活能 并得到热老化脆 化动力学公式 〕一 ’ 、二 入 ℃ 、 ‘ 晰 一 。 ‘丫曲线一 一 二 口 拍食侧母纽订 式 中 为拟 合 参数 值 相 当于 时对应的 值 对图 中 和 ℃热老化后 的冲击功拟合公式分别为 一 一 」 【一 艺一 一 ’一分 丈 一 百一丽王 一 奋二 、 二 ℃ 、 、、 － ℃拟合曲 ‘ 、 ℃拟合 住一气 一晚七一、。一沂‘一。 卿订︶︵饰 图 和 的对应关系 热老化因子 尸 图 一 不锈钢的夏 比冲击功随热老化因子变化 一 当 时通 过式 和 可求得 亡一 值代入式 可 求得 二 · 一‘ 为 了研究 下降规律 以最高的热老化温度 ℃为基准 定义热老化因子 尸如下 尸 一三些些厂王 · 又 、 一 二二二丫 通过式 可以将温度和时间的影响统一为一 个 因子 夏 比冲击功随热老化 因子 尸 的变化如图 所示 拟合公式为 · 一 一 式 即为 一 以室温夏比冲击功表示的 热老化脆化动力学方程对于已经在运行的主管道 一 不锈钢材料 己知服役温度和 时间便 可通过式 求得热老化因子进一步通过式 可 以预测 当时的夏 比冲击功值 从而获知该材料的 热老化程度 材料在热老化过程 中夏 比冲击功的降低和铁 素体硬度 的升高是 由铁素体中析出 相和 相造 成 的 际‘。一‘ 因此热老化脆化与铁素体 的形貌和 含量有直接关系 核电站主管道直管是离心铸造不 锈钢 弯管和主泵是静态铸造不锈钢 由于铸造方 式不 同铁素体形态和铁素体含量也不 同 铸造后 美国阿贡实验室 对美国核电站所用 、 和 铸造不锈钢 的热老化进行 了大量 实验研究 “一 得出了用材料的化学成分预测热老 化激活能的经验公式 以与 一 材料相当 的 一 不锈钢为例 经验公式如下所示 二 【 一 一 。 一 二 一 。 一 。 一 二 、 式中 二 为 的质量分数 对 一 钢 、 温度 区间 取 将本实验所用 一 的化学成分代入式 预测得到的热老化激活能 · 一‘ 用 一‘预测 的 ℃热老化后夏 比冲 击功值如图 中点画线所示 预测值 可 以 看到该预测值 比实际测得的 ℃下冲击功值高 而且下 降缓慢 对 中国某核 电站在役主管道材 料 一 不锈钢 用 的预测流程会得到 较高的冲击功值 从而低估 了材料 的脆化程度 中国核 电站面临延寿问题 针对实际在役材料 的热老化评估可借鉴的评估方法不多材料热老化 性能数据缺乏 直接应用 国外的经验可能造成错误 估计的现象 因此对具体部件材料进行热老化实验 建立热老化动力学公式 充实热老化数据库是非常 重要 的 铁素体的硬度 图 是不同热老化温度下铁素体纳米压入硬度 随时间的变化 从 图 可 以看 出热老化后铁素体
第5期 李树肖等：核电主管道铸造不锈钢的热老化脆化 605 的纳米压入硬度H。随着老化时间而升高.铁素体 已知冲击功与铁素体硬度的对应关系，若该材 硬度的上升趋势在热老化时间较短时非常明显，随 料不方便做冲击性能测试时，可以通过测试材料热 后增长较慢.更高温度的热老化会导致铁素体硬度 老化后铁素体纳米硬度来预测材料的冲击功 升高更快 3核电主管道材料热老化性能预测 以Z3CN20-09M材料直管冷管段(288℃)和热 管段(327℃)为例，预测了在运行40a内夏比冲 击功（图8所示）和铁素体显微硬度（图9所示）的 变化.如图8所示，热管段材料的夏比冲击功在运 6 ■300℃： ●350℃ 行过程中一直低于冷管段材料，说明热管段老化程 & 4■ ▲400℃ 度高于冷管段.在运行5a时，热管段和冷管段材 ◆ 料的夏比冲击功分别为56.1和63.1J;运行至10 4 a时，分别为52.4和56.3J.在运行10a以后夏比 0 500010(001500020000 冲击功下降趋于平缓，两个部位的冲击功值相差很 热老化时间，t/h 小.至设计寿命40a时，热管段和冷管段的夏比冲 图6不同温度热老化后Z3CN20-09M不锈钢的铁素体纳米 击功分别下降至49.3和50.5J,已经非常接近材料 压入硬度随时间变化 的最低冲击韧性48J. Fig.6 Change in nanohardness of Z3CN20-09M stainless steel 3507 thermnally aged at different temperatures with time --冷管段288℃ 300 ·一热管段327℃ 将铁素体硬度值与热老化因子P建立关系，如 c心250 图7所示.用最小二乘法拟合得到铁素体硬度与热 200 老化因子P之间的关系为 Hm=3.331+1.123P. (9) 9 100 50 10 300℃ 0 10 20 30 40 ·350℃ 运行时间/a 8 .400℃ ●4A 拟合曲线 图8运行过程中Z3CN20-09M不锈钢的夏比冲击功预测值 6 Fig.8 Estimated values of Charpy impact energy for ■ Z3CN20-09M stainless steel during operation 4 拟合方程： 10r 2 Hn=3.331+1.123P 9 8 ◆一冷管段288气℃， 0 4 5 6 热老化因子，P +一热管段327℃ 图7Z3CN20-09M不锈钢的铁素体纳米压入硬度随热老化因 子变化 5 Fig.7 Change in nanohardness of Z3CN20-09M stainless steel 茶 with thermal aging parameter P 20 30 40 运行时间/a 通过式（⑨）即可预测某运行温度和时间下铁素 体硬度.冲击功Cv和铁素体纳米硬度H都可以 图9运行过程中Z3CN20-09M不锈钢的铁素体纳米压入硬 与热老化因子P建立关系式，通过式(7)和式(9) 度预测值 可以将Cv表示为Hn的关系式： Fig.9 Estimated values of nanohardness for Z3CN20-09M stainless steel during operation gCv=1.68120.4314{1-tanh(Hn-6.6113)/1.123]} (10) 图9是运行过程中铁素体纳米硬度的预测值
第 期 李树肖等 核电主管道铸造不锈钢的热老化脆化 的纳米压入硬度 随着老化时间而升高 铁素体 硬度 的上升趋势在热老化时间较短时非常 明显 随 后增长较慢 更高温度的热老化会导致铁素体硬度 升高更快 已知冲击功与铁素体硬度 的对应关系 若该材 料不方便做冲击性能测试 时可 以通过测试材料热 老化后铁素体纳米硬度来预测材料的冲击功 ▲ ▲ 台 ▲ “ 么 … 飞二 今二 ℃ ▲ 飞二 一 图 不同温度热老化后 一的 不锈钢的铁素体纳米 压入硬度随时间变化 一 核 电主管道材料热老化性能预测 以 一 材料直管冷管段 ℃ 和热 管段 ℃ 为例 预测 了在运行 内夏比冲 击功 图 所示 和铁素体显微硬度 图 所示 的 变化 如图 所示 热管段材料的夏 比冲击功在运 行过程 中一直低于冷管段材料 说明热管段老化程 度高于冷管段 在运行 时热管段和冷管段材 料 的夏 比冲击功分别为 和 运行至 时分别为 和 在运行 以后夏 比 冲击功下降趋于平缓 两个部位 的冲击功值相差很 小 至设计寿命 时热管段和冷管段的夏 比冲 击功分别下降至 和 已经非常接近材料 的最低冲击韧性 篇翅鲁兴丈田万川﹃ 曰袍受兰侧百﹄ 将铁素体硬度值与热老化因子 尸建立关系如 图 所示 用最小二乘法拟合得到铁素体硬度与热 老化 因子 尸之 间的关系为 。 ℃ ℃ 似 百 刀 性 召 … 二 二黯黔 图 运行过 一让 程 中 ‘ 。」。、一 运门行 一 时 不 、间 锈钢 的夏 、 比冲击 ‘ 功预测值 飞 一 一一 一 一 刨写国兴代篇口万川﹃ 热老化因子尸 一 不锈钢的铁素体纳米压入硬度随热老化因 一 冷管段 一 热管段 ℃ 图 子变化 一 乙 哭 ” 霉「 兰 。卜 鉴呼 运行时间 通过式 即可预测某运行温度和时间下铁素 体硬度 冲击功 和铁素体纳米硬度 都可 以 与热老化因子 尸建立关系式通过式 和式 可 以将 表示为 。的关系式 任〕 一 一 图 运行过程 中 压 不锈钢的铁素体纳米压入硬 度预测值 一 入 图 是运行过程 中铁 素体纳米硬度 的预测值
,606 北京科技大学学报 第35卷 预测曲线显示了铁素体纳米硬度在运行过程中的变 used in primary coolant pipes of nuclear power plant. 化情况.前期研究表明8-，铁素体硬度的升高与 Mater Rev,2012,26(2):101 铁素体内调幅分解生成的富Cr的α'相和析出的 (王永强，李时磊，杨滨，等.核电站一回路主管道铸造奥氏 富Ni、Si的G相有关.因此铁素体纳米硬度的升高 体不锈钢热老化研究现状与展望.材料导报，2012,26(2)： 101) 能够间接反映铁素体内相变发生的程度.从图9中 [4]Xue F,Yu WW,Wang Z X,et al.Evaluation of ther- 可以看出，由于相变造成的铁素体硬度的升高在运 mal aging effect on primary pipe material in nuclear power 行前期非常迅速，在运行2a内硬度增加幅度超过 plant by micro hardness test method.At Eng Sci Technol, 200%. 2012,46(7:809 4结论 (薛飞，余伟炜，王兆希，等。显微硬度法分析核电站主管道 热老化趋势.原子能科学技术，2012,46(7)：809) (1)以夏比冲击功作为热老化程度指标，根据 (5]Sahu J K,Krupp U,Ghosh R N,et al.Effect of 475 阿累尼乌斯公式通过数据拟合得到该材料的热老化 C embrittlement on the mechanical properties of duplex 激活能为51.962 kJ-mol-1. stainless steel.Mater Sci Eng A,2009,508(1/2):1 (2)以400℃热老化为基准，将其他温度和时 6 Chopra O K.Estimation of Fracture Toughness of Cast 间对热老化的影响转化为热老化因子P.得出室温 Stainless Steels during Thermal Aging in LWR Systems, 夏比冲击功和铁素体纳米压入硬度随热老化因子P NUREG/CR-4513.Washington:U.S.Nuclear Regulatory 的变化关系式分别为 Commission,1994 [7 Chopra O K,Shack W J.Assessment of Thermal Em- lgCv=1.6812+0.4314[1-tanh(P-2.921】, brittlement of Cast Stainless Steels,NUREG/CR-6177. Washington:U.S.Nuclear Regulatory Commission,1994 Hm=3.331+1.123P. [8 Chung H M.Aging and life prediction of cast duplex (3)通过拟合公式预测了Z3CN20-09M材料在 stainless steel components.Int J Pressure Vessels Pip- 冷管段(288℃)和热管段(327℃)下运行40a期 ng.1992,50:179 间，其夏比冲击功和铁素体显微硬度随运行时间的 [9 Li S L,Wang Y L,Zhang H L,et al.Microstructure evolu 变化.预测结果可知在运行5a内是材料迅速下降 tion and impact fracture behaviors of Z3CN20-09M stain- less steels after long-term thermal aging.J Nucl Mater 的时期，随后的运行过程中下降程度比较缓慢. 2013,433(1-3):41 10 LiSL,Wang Y L,Li S X,et al.Effect of long term aging 参考文献 on the microstructure and mechanical properties of cast austenitic stainless steels.Acta Metall Sin,2010.46(10): [1)Liu P,Xue F,Dai Z H,et al.Thermal aging and aging 1186 management of cast stainless steel in LWR nuclear power (李时磊，王艳丽，李树肖，等.长期热老化对铸造奥氏体不 station.Nucl Power Eng,2005,26(6):93 锈钢组织和性能的影响.金属学报，2010,46(10)：1186) (刘鹏，薛飞，戴中华，等.轻水堆核电站奥氏体不锈钢铸件 [11]Li S L,Wang Y L,Cheng L,et al.Thermal aging mecha 热老化及其老化管理.核动力工程，2005,26(6)：93) nism of Z3CN20-09M cast austenite stainless steel.J Univ [2]Shu GG,Lu N W.Aging problems and life evaluation Sci Technol Beijing,2008,30(10):1117 for the key metallic components in PWR nuclear power (李时磊，王艳丽，程路，等.Z3CN20-09M铸造奥氏体不锈 plant.Electr Power,2006,39(5):53 钢的热老化机理.北京科技大学学报，2008,30(10)：1117) (束国刚，陆念文.压水堆核电厂关键金属部件的老化和卷 [12]Pareige C,Novy S,Saillet S,et al.Study of phase trans 命评估.中国电力，2006,39(5)：53) formation and mechanical properties evolution of duplex [3 Wang Y Q,Li S L,Yang B,et al.Research status and stainless steels after long term thermal ageing(>20 years) outlook on thermal aging of cast austenitic stainless steels J Nucl Mater,2011,411(1-3):90
· · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 卷 预测 曲线显示了铁素体纳米硬度在运行过程中的变 化情况 前期研究表明 一”铁素体硬度的升高与 铁素体 内调幅分解生成的富 的 ’ 相和析 出的 富 、 的 相有关 因此铁素体纳米硬度的升高 能够间接反映铁素体内相变发生的程度 从图 中 可 以看 出由于相变造成的铁素体硬度 的升高在运 行前期非常迅速 在运行 内硬度增加幅度超过 结论 以夏比冲击功作为热老化程度指标根据 阿累尼乌斯公式通过数据拟合得到该材料的热老化 激活能为 一 · 一‘ 以 ℃热老化为基准将其他温度和时 间对热老化 的影响转化为热老化因子 尸 得 出室温 夏 比冲击功和铁素体纳米压入硬度随热老化因子 尸 的变化关系式分别为 一 一 〕 通过拟合公式预测了 一 材料在 冷管段 ℃ 和热管段 ℃ 下运行 期 间其夏 比冲击功和铁素体显微硬度随运行时间的 变化 预测结果可知在运行 内是材料迅速下降 的时期随后的运行过程中下降程度 比较缓慢 参 考 文 献 川 只 妞 二 肠 夕 刘鹏薛飞戴中华等 轻水堆核电站奥氏体不锈钢铸件 热老化及其老化管理 核动力工程 尸 束国刚陆念文 压水堆核电厂关键金属部件的老化和寿 命评估 中国电力 【」 朋 云。 凡。 王永强李时磊杨滨等 核电站一回路主管道铸造奥氏 体不锈钢热老化研究现状与展望 材料导报 【」 了 薛飞余伟炜王兆希等 显微硬度法分析核电站主管道 热老化趋势 原子能科学技术 一 · ￡玩 夕 云 亡‘ 丹 。 二夕 乞几 。。 ” 夕 忱 几 不 、 【」 、 。 亡 艺 一 、 【」 玩 代 、牡爬 、。肠 几 认恤 入 一 一 跳 鳍 · 亡 对 从 李时磊王艳丽李树 肖等 长期热老化对铸造奥氏体不 锈钢组织和性能的影响 金属学报 一 口刀么 乞了飞犯 咖。夕 李时磊王艳丽程路等 一 铸造奥氏体不锈 钢的热老化机理 北京科技大学学报 罗 叮 二 铭 界 钊 一