華龍一號反應堆壓力容器材料高溫性能試驗研究

楊立才 羅英 邱天 鄭浩 曾鵬

摘 要目前對于華龍一號反應堆壓力容器用國產16MND5材料，缺少堆芯熔融條件下的高溫性能數據。本論文利用取自華龍一號反應堆壓力容器下封頭延伸段的國產16MND5材料，開展了一系列高溫彈性、拉伸及持久試驗，獲得了16MND5材料的高溫彈性、拉伸、持久性能數據及變化規律;同時采用最小二乘法，結合高溫持久試驗數據，推導獲得了不同溫度下的持久強度方程。結果表明：16MND5材料的彈性模量、屈服強度和抗拉強度隨溫度升高而降低，在900℃至1000℃區間，材料已進入軟化狀態，其變化漸緩;此外，在600℃至700℃、900℃至1050℃溫度區間，16MND5材料在同一斷裂時間的持久強度隨溫度升高而降低，但在組織相變溫度區間（即750℃至850℃），持久強度方程斜率關系為800℃>750℃> 850℃，且該三個溫度下的持久強度在斷裂時間約為5小時時存在相交情況。

關鍵詞嚴重事故;國產16MND5材料;高溫拉伸;持久強度

0 引言

為應對美國三哩島和日本福島核電站類似的堆芯熔化嚴重事故，以華龍一號（HPR1000）和AP1000為代表的三代核電采用了堆內熔融物滯留（IVR）的先進設計理念。即在發生堆芯熔融時，通過能動或非能動的方式將冷卻水注入反應堆壓力容器（RPV）與壓力容器保溫層的間環形流道，冷卻RPV外壁面以帶走堆內熔融物的熱量，避免RPV下封頭熔穿，從而達到將堆內熔融物包容在RPV內部的目的。在嚴重事故條件下， RPV下封頭材料可能會承受約500℃-1200℃的高溫，同時承受內壓、堆內熔融物重量等載荷，因此，高溫蠕變是其主要的失效模式[1]。

為確保RPV下封頭在堆芯融化條件下的結構完整性，需進行高溫蠕變分析，首先需要獲得RPV下封頭材料高溫性能數據。目前，核電技術發達國家，如美國、法國等均開展過RPV材料高溫性能試驗。美國愛達荷州國家工程實驗室對RPV下封頭用SA533B1鋼在627℃-1200℃范圍進行了拉伸和蠕變試驗，得到了該材料在1200℃以下的屈服強度、抗拉強度及蠕變斷裂時間等試驗數據[2]。法國原子能委員會采用法國RPV用16MND5鋼開展試驗，在20℃-1350℃范圍內進行拉伸試驗，在600℃-1300℃范圍進行蠕變試驗[3]，并將試驗數據與三哩島中獲得的RPV鋼的力學性能進行了比較。試驗結果表明，500℃-700℃間16MND5鋼的屈服強度和抗拉強度顯著下降，在700℃時的蠕變斷裂時間和三哩島所得數據基本相同，但高于1000℃后兩者數據差異較大，16MND5的性能數據相對較好。國內在建核電站中，RPV下封頭材料16MND5和SA508 Gr.3 Cl.1均有使用。上海核工程研究設計院等單位合作完成了SA508 Gr.3 Cl.1鋼的高溫蠕變性能試驗[1]，試驗溫度范圍在450℃-1000℃，獲得了對應溫度下的等時應力-應變曲線。

目前，對于華龍一號RPV下封頭用國產16MND5鋼開展的高溫性能試驗未見報道，相關的下封頭高溫蠕變分析[4-5]采用國外文獻中的材料試驗數據。因此，本文針對華龍一號反應堆壓力容器下封頭用國產16MND5鋼進行高溫試驗，獲取該材料的高溫彈性性能、高溫拉伸性能、高溫持久強度等試驗數據及其隨溫度的變化規律，從而為后續進行堆芯融化嚴重事故條件下RPV下封頭高溫蠕變分析提供試驗數據。

1 試驗材料

試驗用16MND5材料取自采用華龍一號技術的福清5號RPV下封頭鍛件延伸段，見圖1。福清5號RPV下封頭遵循RCC-M M2131的要求制造，鍛造后相繼進行900℃-980℃的正火、600℃-700℃的回火、850℃-925℃的淬火以及635℃-665℃的回火熱處理，并進行各項試驗和檢驗，其化學成分數據如表1所示。

2 試驗結果與討論

2.1 高溫彈性性能測試

高溫彈性性能測試包括楊氏模量、剪切模量和泊松比的測定，依據標準GB/T 22315-2008進行[6]，從室溫至1000℃間隔50℃測量。楊氏模量是描述固體材料抵抗形變能力的物理量，泊松比是反映材料橫向變形的彈性常數，通常在進行設備力學分析時需要輸入這兩項參數，本試驗目的即獲得該材料高溫下的楊氏模量和泊松比。

彈性性能的測試采用動態測量方法-敲擊共振法，即通過觸發敲擊使樣品產生振動，探測系統采集的振動信號經數據處理獲得其共振頻率，經計算得到試樣的彈性性能。測試裝置為比利時IMCE公司生產RFDA HTVP 1750-C，在此設備上可同時完成以上各項彈性性能的測試和計算。

圖2是試驗測得楊氏模量隨溫度變化的情況，并與RCC-M和ASME規范給出的數據對比。RCC-M 附錄ZⅠ中給出了C-Mn-Ni-Mo鋼從0℃至600℃的楊氏模量值，ASME第Ⅱ卷給出了鎳鋼從-200℃至700℃的楊氏模量值。可以看到三組數據隨溫度升高而楊氏模量值降低的趨勢是相同的，由于化學成分差異，國產16MND5鋼的數據略高一點。

對于16MND5材料，一般認為其泊松比為0.3。圖3是試驗測得泊松比隨溫度變化的情況，可以看到在400℃以下泊松比在0.29-0.30變化很小，這與RPV設計溫度343℃范圍內泊松比是一個定值的預期相符;在400℃以上，泊松比有逐漸增大的趨勢。

2.2 高溫拉伸試驗

高溫拉伸試驗從600℃至1200℃間隔50℃測量，分別測量其抗拉強度、屈服強度、斷后伸長率和斷面收縮率，試驗依據GB/T 4338-2006進行[7]。圖4是試驗測得抗拉強度和屈服強度隨溫度變化情況，600℃以上16MND5鋼抗拉強度和屈服強度均隨溫度升高而下降較快，在900℃至1000℃因材料已進入軟化狀態，其抗拉強度和屈服強度的變化漸緩。

圖5是斷后伸長率隨溫度變化情況，圖6是斷面收縮率隨溫度變化情況。圖4中的抗拉強度和屈服強度值在每個溫度點的3組結果相差不大，但每個溫度點的斷后伸長率數據則相對離散。從圖5和圖6的總體趨勢來看，斷后伸長率和斷面收縮率在600℃-800℃逐漸升高，800℃-1000℃達到最大值。

2.3 高溫持久試驗

高溫持久試驗從600℃至1050℃間隔50℃進行測量，每個溫度點選擇4-7個不同的恒定應力值，直至測出斷裂時間，試驗依據GB/T 2039-2012進行[8]。

對于每個恒定的溫度點，根據先前的大量高溫蠕變理論及試驗研究結果可知，鋼材蠕變斷裂時間與持久強度兩者的對數呈線性關系，即：

表2中給出了各個溫度下常數a，b的擬合值。由表2可知，600℃至700℃、900℃至1000℃持久強度方程的a值隨溫度升高而減小， 而750℃、800℃和850℃三個持久強度方程的a值為a800℃>a750℃> a850℃。圖7為不同溫度下測得的持久試驗數據，根據圖7，在同一斷裂時間的持久強度隨溫度升高而降低。但750℃、800℃和850℃下的持久強度值在約5小時左右存在相交情況，斷裂時間大于5小時時，持久強度σ800℃>σ750℃>σ850℃。該情況出現的原因是在該溫度區間，試樣材料處于貝氏體回火組織向奧氏體過渡的兩相組織狀態。

3 總結

本文采用取自福清5號RPV下封頭延伸段材料，對國產16MND5鋼的高溫性能開展試驗研究：

（1）獲得了國產16MND5鋼材料的楊氏模量、泊松比、抗拉強度、屈服強度等在高溫階段的試驗數據及隨溫度的變化規律。

（2）通過高溫持久試驗獲得了不同溫度下的持久強度-斷裂時間數據，并采用最小二乘法獲得了不同溫度下的持久強度方程。

（3）16MND5材料在600℃至700℃、900℃至1050℃持久強度方程的斜率絕對值隨溫度升高而減小，但在組織相變溫度區間（即750℃至850℃），斜率關系為a800℃>a750℃> a850℃，且該三個溫度下的持久強度在斷裂時間約為5小時時存在相交情況。

參考文獻

[1]姚彥貴，寧冬，武志瑋，等.假想堆芯熔化嚴重事故下反應堆壓力容器完整性的研究進展與建議[J].核技術，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，羅英，張蕊，等.嚴重事故下反應堆壓力容器下封頭高溫蠕變變形數值研究[J].熱加工工藝，2018，47（8）：56-59.

[5]羅娟，羅家成，李朋洲，等.堆芯熔化嚴重事故下反應堆壓力容器下封頭高溫蠕變分析[J].核動力工程，2019，40（2）：37-41.

[6]國家質量監督檢驗檢疫總局.GB/T 22315-2008，金屬材料彈性模量和泊松比試驗方法[S].北京：中國標準出版社，2008.

[7]國家質量監督檢驗檢疫總局.GB/T 4338-2006，金屬材料高溫拉伸試驗方法[S].北京：中國標準出版社，2006.

[8]國家質量監督檢驗檢疫總局.GB/T 2039-2012，金屬材料單軸拉伸蠕變試驗方法[S].北京：中國標準出版社，2012.