杨立才 罗英 邱天 郑浩 曾鹏
摘 要目前对于华龙一号反应堆压力容器用国产16MND5材料，缺少堆芯熔融条件下的高温性能数据。本论文利用取自华龙一号反应堆压力容器下封头延伸段的国产16MND5材料，开展了一系列高温弹性、拉伸及持久试验，获得了16MND5材料的高温弹性、拉伸、持久性能数据及变化规律;同时采用最小二乘法，结合高温持久试验数据，推导获得了不同温度下的持久强度方程。结果表明：16MND5材料的弹性模量、屈服强度和抗拉强度随温度升高而降低，在900℃至1000℃区间，材料已进入软化状态，其变化渐缓;此外，在600℃至700℃、900℃至1050℃温度区间，16MND5材料在同一断裂时间的持久强度随温度升高而降低，但在组织相变温度区间（即750℃至850℃），持久强度方程斜率关系为800℃>750℃> 850℃，且该三个温度下的持久强度在断裂时间约为5小时时存在相交情况。
关键词严重事故;国产16MND5材料;高温拉伸;持久强度
0 引言
为应对美国三哩岛和日本福岛核电站类似的堆芯熔化严重事故，以华龙一号（HPR1000）和AP1000为代表的三代核电采用了堆内熔融物滞留（IVR）的先进设计理念。即在发生堆芯熔融时，通过能动或非能动的方式将冷却水注入反应堆压力容器（RPV）与压力容器保温层的间环形流道，冷却RPV外壁面以带走堆内熔融物的热量，避免RPV下封头熔穿，从而达到将堆内熔融物包容在RPV内部的目的。在严重事故条件下， RPV下封头材料可能会承受约500℃-1200℃的高温，同时承受内压、堆内熔融物重量等载荷，因此，高温蠕变是其主要的失效模式[1]。
为确保RPV下封头在堆芯融化条件下的结构完整性，需进行高温蠕变分析，首先需要获得RPV下封头材料高温性能数据。目前，核电技术发达国家，如美国、法国等均开展过RPV材料高温性能试验。美国爱达荷州国家工程实验室对RPV下封头用SA533B1钢在627℃-1200℃范围进行了拉伸和蠕变试验，得到了该材料在1200℃以下的屈服强度、抗拉强度及蠕变断裂时间等试验数据[2]。法国原子能委员会采用法国RPV用16MND5钢开展试验，在20℃-1350℃范围内进行拉伸试验，在600℃-1300℃范围进行蠕变试验[3]，并将试验数据与三哩岛中获得的RPV钢的力学性能进行了比较。试验结果表明，500℃-700℃间16MND5钢的屈服强度和抗拉强度显著下降，在700℃时的蠕变断裂时间和三哩岛所得数据基本相同，但高于1000℃后两者数据差异较大，16MND5的性能数据相对较好。国内在建核电站中，RPV下封头材料16MND5和SA508 Gr.3 Cl.1均有使用。上海核工程研究设计院等单位合作完成了SA508 Gr.3 Cl.1钢的高温蠕变性能试验[1]，试验温度范围在450℃-1000℃，获得了对应温度下的等时应力-应变曲线。
目前，对于华龙一号RPV下封头用国产16MND5钢开展的高温性能试验未见报道，相关的下封头高温蠕变分析[4-5]采用国外文献中的材料试验数据。因此，本文针对华龙一号反应堆压力容器下封头用国产16MND5钢进行高温试验，获取该材料的高温弹性性能、高温拉伸性能、高温持久强度等试验数据及其随温度的变化规律，从而为后续进行堆芯融化严重事故条件下RPV下封头高温蠕变分析提供试验数据。
1 试验材料
试验用16MND5材料取自采用华龙一号技术的福清5号RPV下封头锻件延伸段，见图1。福清5号RPV下封头遵循RCC-M M2131的要求制造，锻造后相继进行900℃-980℃的正火、600℃-700℃的回火、850℃-925℃的淬火以及635℃-665℃的回火热处理，并进行各项试验和检验，其化学成分数据如表1所示。
2 试验结果与讨论
2.1 高温弹性性能测试
高温弹性性能测试包括杨氏模量、剪切模量和泊松比的测定，依据标准GB/T 22315-2008进行[6]，从室温至1000℃间隔50℃测量。杨氏模量是描述固体材料抵抗形变能力的物理量，泊松比是反映材料横向变形的弹性常数，通常在进行设备力学分析时需要输入这两项参数，本试验目的即获得该材料高温下的杨氏模量和泊松比。
弹性性能的测试采用动态测量方法-敲击共振法，即通过触发敲击使样品产生振动，探测系统采集的振动信号经数据处理获得其共振频率，经计算得到试样的弹性性能。测试装置为比利时IMCE公司生产RFDA HTVP 1750-C，在此设备上可同时完成以上各项弹性性能的测试和計算。
图2是试验测得杨氏模量随温度变化的情况，并与RCC-M和ASME规范给出的数据对比。RCC-M 附录ZⅠ中给出了C-Mn-Ni-Mo钢从0℃至600℃的杨氏模量值，ASME第Ⅱ卷给出了镍钢从-200℃至700℃的杨氏模量值。可以看到三组数据随温度升高而杨氏模量值降低的趋势是相同的，由于化学成分差异，国产16MND5钢的数据略高一点。
对于16MND5材料，一般认为其泊松比为0.3。图3是试验测得泊松比随温度变化的情况，可以看到在400℃以下泊松比在0.29-0.30变化很小，这与RPV设计温度343℃范围内泊松比是一个定值的预期相符;在400℃以上，泊松比有逐渐增大的趋势。
2.2 高温拉伸试验
高温拉伸试验从600℃至1200℃间隔50℃测量，分别测量其抗拉强度、屈服强度、断后伸长率和断面收缩率，试验依据GB/T 4338-2006进行[7]。图4是试验测得抗拉强度和屈服强度随温度变化情况，600℃以上16MND5钢抗拉强度和屈服强度均随温度升高而下降较快，在900℃至1000℃因材料已进入软化状态，其抗拉强度和屈服强度的变化渐缓。
图5是断后伸长率随温度变化情况，图6是断面收缩率随温度变化情况。图4中的抗拉强度和屈服强度值在每个温度点的3组结果相差不大，但每个温度点的断后伸长率数据则相对离散。从图5和图6的总体趋势来看，断后伸长率和断面收缩率在600℃-800℃逐渐升高，800℃-1000℃达到最大值。
2.3 高温持久试验
高温持久试验从600℃至1050℃间隔50℃进行测量，每个温度点选择4-7个不同的恒定应力值，直至测出断裂时间，试验依据GB/T 2039-2012进行[8]。
对于每个恒定的温度点，根据先前的大量高温蠕变理论及试验研究结果可知，钢材蠕变断裂时间与持久强度两者的对数呈线性关系，即：
表2中给出了各个温度下常数a，b的拟合值。由表2可知，600℃至700℃、900℃至1000℃持久强度方程的a值随温度升高而减小， 而750℃、800℃和850℃三个持久强度方程的a值为a800℃>a750℃> a850℃。图7为不同温度下测得的持久试验数据，根据图7，在同一斷裂时间的持久强度随温度升高而降低。但750℃、800℃和850℃下的持久强度值在约5小时左右存在相交情况，断裂时间大于5小时时，持久强度σ800℃>σ750℃>σ850℃。该情况出现的原因是在该温度区间，试样材料处于贝氏体回火组织向奥氏体过渡的两相组织状态。
3 总结
本文采用取自福清5号RPV下封头延伸段材料，对国产16MND5钢的高温性能开展试验研究：
（1）获得了国产16MND5钢材料的杨氏模量、泊松比、抗拉强度、屈服强度等在高温阶段的试验数据及随温度的变化规律。
（2）通过高温持久试验获得了不同温度下的持久强度-断裂时间数据，并采用最小二乘法获得了不同温度下的持久强度方程。
（3）16MND5材料在600℃至700℃、900℃至1050℃持久强度方程的斜率绝对值随温度升高而减小，但在组织相变温度区间（即750℃至850℃），斜率关系为a800℃>a750℃> a850℃，且该三个温度下的持久强度在断裂时间约为5小时时存在相交情况。
参考文献
[1]姚彦贵，宁冬，武志玮，等.假想堆芯熔化严重事故下反应堆压力容器完整性的研究进展与建议[J].核技术，2013，36（4）：040615-1-6.
[2]Thinnes G L， Korth G E， Chavez S A， et al. High-temperature creep and tensile data for pressure vessel steel SA533B1 and SA508-CL2 [J]. Nuclear Engineering and Design， 1994， 148（2-3）： 343-350.
[3]Devos J， Sainte C C， Poette C， et al. CEA programme to model the failure of the lower head in severe accidents[J]. Nuclear Engineering and Design， 1999， 191（1）：3-15.
[4]邱天，罗英，张蕊，等.严重事故下反应堆压力容器下封头高温蠕变变形数值研究[J].热加工工艺，2018，47（8）：56-59.
[5]罗娟，罗家成，李朋洲，等.堆芯熔化严重事故下反应堆压力容器下封头高温蠕变分析[J].核动力工程，2019，40（2）：37-41.
[6]国家质量监督检验检疫总局.GB/T 22315-2008，金属材料弹性模量和泊松比试验方法[S].北京：中国标准出版社，2008.
[7]国家质量监督检验检疫总局.GB/T 4338-2006，金属材料高温拉伸试验方法[S].北京：中国标准出版社，2006.
[8]国家质量监督检验检疫总局.GB/T 2039-2012，金属材料单轴拉伸蠕变试验方法[S].北京：中国标准出版社，2012.
