焊后熱處理對核反應堆壓力容器用16MND5鋼組織和性能的影響

任國松

(哈電集團(秦皇島)重型裝備有限公司,河北 秦皇島 066206)

16MND5低合金高強度鋼因具有良好的淬透性、高溫性能、抗低溫回火脆性及較低的無延性轉變溫度,廣泛應用于核反應堆壓力容器構件[1-3]。焊接是16MND5鋼用于核反應堆壓力容器構件的連接形式,焊后熱處理是改善焊接接頭的組織性能,提高焊接結構的使用可靠性和壽命的重要手段,在核反應堆壓力容器制造過程中占有重要地位[4-5]。然而,由于焊后熱處理溫度較高,保溫時間長,16MND5鋼在經受長時間的高溫保溫后,是否還具有良好的力學性能是關系到設備能否安全運行的主要因素。

目前,國內外均開展了核電構件的焊后熱處理工藝研究,但大多集中于核反應堆壓力容器和主管道焊縫焊接殘余應力分布等[6-9],鮮有研究關注焊后熱處理對16MND5鋼組織和性能的影響。歐陽鑫等[10]研究了焊后熱處理次數對60 mm厚壓力容器用Q370R鋼板組織和力學性能的影響,結果表明,隨著焊后熱處理次數的增加,鋼板拉伸和沖擊性能均有所下降,析出物尺寸增大、數量增加。胡海洋等[11]研究了在不同溫度回火不同時間的150 mm厚16MND5鋼板的力學性能和組織變化,但該報道中所采用的回火溫度和回火時間與實際工程應用的16MND5鋼焊后熱處理溫度和時間相差較大,其結果無法直接用于指導16MND5鋼焊后熱處理工藝的制定。王爽等[12]利用箱式熱處理爐對50 mm厚16MND5鋼板進行了615 ℃保溫16 h的模擬焊后熱處理,結果表明,鋼板的抗拉強度仍可完全滿足核反應堆壓力容器用16MND5鋼板的技術要求。因此,本文研究了焊后熱處理對16MND5鋼組織和力學性能的影響,對優化焊后熱處理工藝,提高核反應堆壓力容器的制造水平具有重要意義。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗材料采用法國Industeel公司生產的119 mm厚16MND5鋼板,交貨狀態為淬火+回火,淬火溫度為900 ℃,回火溫度為650 ℃,其化學成分和力學性能分別如表1和表2所示。

表1 16MND5鋼板的化學成分Table 1 Chemical composition of 16MND5 steel plate

表2 16MND5鋼板的力學性能Table 2 Mechanical properties of 16MND5 steel plate

1.2 模擬焊后熱處理試樣制備

焊后熱處理的保溫溫度分別設定為595、600、605、610、615及620 ℃,保溫時間為16和25 h,溫控精度為±2 ℃,300 ℃以上升溫速率為55 ℃/h。

1.3 力學性能測試

分別對焊后熱處理后16MND5鋼試樣進行拉伸、夏比V型缺口沖擊和落錘試驗。其中,拉伸試樣采用NF EN 10002標準規定的圓形截面比例試樣,試樣直徑為10 mm,分別在室溫和350 ℃進行拉伸試驗;沖擊試驗按NF EN 10045標準進行,試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm,試驗溫度為0和-20 ℃;落錘試樣按NF EN 10274標準進行,通過落錘試驗結合夏比V型缺口沖擊試驗獲得試樣的無延性轉變溫度(RTNDT)。

1.4 顯微組織表征

金相試樣經機械研磨、拋光后,用體積分數為4%的硝酸酒精溶液侵蝕,在光學顯微鏡下進行組織觀察和晶粒度分析。采用Tecnal G220型透射電子顯微鏡(transmission electron microscope, TEM)觀察焊后熱處理后試樣中第二相粒子的析出行為。

2 結果與討論

2.1 拉伸性能

如表2所示,未經模擬焊后熱處理的原始態16MND5鋼的室溫抗拉強度約660 MPa,屈服強度約520 MPa,斷后伸長率為24%,斷面收縮率為62%;350 ℃抗拉強度約601 MPa,屈服強度約581 MPa,斷后伸長率為22%,斷面收縮率為63%。經模擬焊后熱處理后16MND5鋼的室溫拉伸性能如圖1所示。從圖1(a)可見,焊后熱處理保溫時間為16 h時,隨著焊后熱處理溫度從595 ℃升至620 ℃,16MND5鋼的室溫抗拉強度和屈服強度均呈下降趨勢,其中抗拉強度為660～625 MPa,屈服強度為510～480 MPa,斷后伸長率和斷面收縮率基本保持穩定。從圖1(b)可見,焊后熱處理保溫時間為25 h時,16MND5鋼的室溫抗拉強度和屈服強度較保溫16 h的進一步降低,抗拉強度降至640～620 MPa,屈服強度降至500～460 MPa,斷后伸長率和斷面收縮率仍基本保持穩定。

圖2為經模擬焊后熱處理后16MND5鋼的350 ℃拉伸性能。與室溫拉伸性能類似,350 ℃抗拉強度和屈服強度也呈下降趨勢,且下降幅度隨焊后熱處理溫度的升高以及焊后熱處理時間的延長而增大。此外,在不同模擬焊后熱處理溫度和時間下,16MND5鋼的350 ℃斷后伸長率和斷面收縮率均基本保持穩定。

綜上,經長時間模擬熱處理后,16MND5鋼的室溫和350 ℃抗拉強度和屈服強度均有所下降,室溫抗拉強度不低于620 MPa,室溫屈服強度不低于460 MPa,350 ℃抗拉強度不低于550 MPa,350 ℃屈服強度不低于410 MPa,仍能滿足RCC-M標準要求,且有一定的富余量。

圖1 模擬焊后熱處理16(a)和25 h(b)后16MND5鋼的室溫拉伸性能Fig.1 Room temperature tensile properties of 16MND5 steel after simulated post-weld heat treatment for 16(a) and 25 h(b)

2.2 沖擊性能

圖3和圖4分別為不同工藝焊后熱處理的16MND5鋼的0和-20 ℃沖擊吸收能量變化曲線。如圖3所示,經595～620 ℃焊后熱處理16 h后,16MND5鋼板的0 ℃平均沖擊吸收能量為160～175 J,-20 ℃平均沖擊吸收能量為120～130 J,單值波動較小,說明焊后熱處理溫度對沖擊性能的影響不大。從表2可見,未經焊后熱處理的鋼的0 ℃平均沖擊吸收能量約為160 J,-20 ℃平均沖擊吸收能量約為138 J,模擬焊后熱處理16 h的鋼的0 ℃平均沖擊吸收能量與未經焊后熱處理的鋼相當,-20 ℃平均沖擊吸收能量略有降低。

如圖4所示,當焊后熱處理時間增加至25 h時,16MND5鋼的0 ℃平均沖擊吸收能量為145～170 J,-20 ℃平均沖擊吸收能量為100～130 J,與焊后熱處理16 h的鋼相比,0和-20 ℃平均沖擊吸收能量均略有下降,單值波動較大。綜上,經焊后熱處理16 h的16MND5鋼的0 ℃沖擊性能與未經焊后熱處理的鋼基本相當,-20 ℃沖擊性能略有下降;當焊后熱處理時間延長至25 h時,0和-20 ℃沖擊性能均有一定程度的下降,且波動較大。焊后熱處理溫度對沖擊性能的影響并不顯著。經焊后熱處理后16MND5鋼的沖擊性能仍能滿足RCC-M標準要求。

圖2 模擬焊后熱處理16(a)和25 h(b)后16MND5鋼的350 ℃拉伸性能Fig.2 Tensile properties at 350 ℃ of 16MND5 steel after simulated post-weld heat treatment for 16(a) and 25 h(b)

圖3 經不同溫度模擬焊后熱處理16 h后16MND5鋼的0(a)和-20 ℃(b)沖擊吸收能量Fig.3 Impact absorbed energy of 16MND5 steel at 0(a) and -20 ℃(b) after simulated post-weld heat treatment at different temperatures for 16 h

圖4 經不同溫度模擬焊后熱處理25 h后16MND5鋼的0(a)和-20 ℃(b)沖擊吸收能量Fig.4 Impact absorbed energy of 16MND5 steel at 0(a) and -20 ℃(b) after simulated post-weld heat treatment at different temperatures for 25 h

表3為不同模擬焊后熱處理條件下16MND5鋼的RTNDT值?？梢钥闯?經不同溫度焊后熱處理16 h的鋼的RTNDT值均為-22 ℃;保溫25 h的鋼的RTNDT值雖有一定程度的波動,但最終趨于穩定。說明焊后熱處理溫度和保溫時間對RTNDT值的影響均不明顯。

表3 不同模擬焊后熱處理條件下16MND5鋼的RTNDT值Table 3 RTNDT values of 16MND5 steel under different simulated post-weld heat treatment conditions

2.3 顯微組織

圖5為原始態和不同模擬焊后熱處理條件下16MND5鋼的顯微組織、TEM形貌和衍射斑點。

如圖5(a)所示,原始態16MND5鋼的顯微組織為貝氏體,晶粒較細小,晶粒度為7級。鋼基體中彌散分布著大量橢圓形尺寸約20 nm的小尺寸第二相粒子,衍射斑點標定表明其主要為NbC、VC和少量氮化物。

如圖5(b)所示,經595 ℃×16 h焊后熱處理的鋼顯微組織仍為貝氏體,晶粒尺寸沒有明顯變化。鋼中彌散分布的小尺寸第二相粒子數量有所減少,同時生成了少量50 nm的大尺寸粒子,衍射斑點標定表明小尺寸粒子主要為NbC、VC,大尺寸粒子為Nb(C,N)和V(C,N)復合析出相,說明經過焊后熱處理部分第二相粒子發生了融合長大。第二相粒子的長大主要是由于NbC和NbN易形成連續固溶體Nb(C,N),VC和VN易形成連續固溶體V(C,N)[14],在約600 ℃保溫過程中鋼中原子發生擴散,長時間保溫為N原子取代C原子提供了有利條件,當N原子部分取代C原子時,即可形成Nb(C,N)和V(C,N)。由于第二相粒子的長大和小尺寸第二相粒子數量的減少,位錯被釘扎的概率降低,第二相粒子間距也會增大到某一尺寸,位錯能夠繞過第二相粒子而運動,位錯運動的阻力減小,位錯塞積也減少,固溶強化效果減弱,導致屈服強度和抗拉強度下降,這也是模擬焊后熱處理后16MND5鋼的強度低于原始態的主要原因。

如圖5(c)所示,經620 ℃×16 h焊后熱處理的鋼顯微組織也未發生明顯變化,但鋼中彌散分布的小尺寸第二相粒子數量較595 ℃時進一步減少,同時生成了尺寸更大(50～80 nm)的粒子,衍射斑點標定表明小尺寸粒子仍主要為NbC、VC,大尺寸粒子為Nb(C,N)和V(C,N)復合析出相。這是由于溫度提高為原子擴散提供了能量,擴散概率大大增加,第二相粒子在長時間的高溫保溫后發生了更為充分的融合長大。因此,16MND5鋼的強度隨焊后熱處理溫度的升高而呈下降趨勢。

如圖5(d,e)所示,經595和620 ℃焊后熱處理25 h的鋼顯微組織仍為晶粒度7級的貝氏體,鋼中彌散分布的小尺寸NbC、VC第二相粒子數量進一步減少,同時還生成了尺寸為50～80 nm的Nb(C,N)和V(C,N)復合析出相,第二相粒子進一步融合長大,導致鋼的強度進一步降低。綜上,在不同焊后熱處理條件下,第二相粒子的尺寸和數量雖有變化,但尺寸仍為納米級,因此16MND5鋼的RTNDT值變化不大,力學性能仍可滿足RCC-M標準要求。

3 結論

(1)經模擬焊后熱處理后16MND5鋼的室溫和350 ℃拉伸抗拉強度和屈服強度均呈下降趨勢,且下降幅度隨焊后熱處理溫度的升高和時間的延長而增大;焊后熱處理溫度和保溫時間對斷后伸長率和斷面收縮率的影響不明顯。

(2)經不同溫度焊后熱處理16 h后,16MND5鋼的0 ℃沖擊性能與未經焊后熱處理的鋼基本相當,-20 ℃沖擊性能略有下降;當焊后熱處理時間延長至25 h時,0和-20 ℃沖擊性能都有一定程度的下降,且單值波動較大;焊后熱處理溫度對沖擊性能的影響并不顯著。

(3)隨著焊后熱處理溫度的升高和保溫時間的延長,16MND5鋼基體中彌散分布的小尺寸第二相粒子數量減少、部分粒子尺寸增大,導致鋼的強度降低。

圖5 原始態和不同模擬焊后熱處理條件下16MND5鋼的顯微組織、TEM形貌和衍射斑點Fig.5 Microstructures, transmission electron micrographs and diffraction spots of 16MND5 steel in original state and different simulated post-weld heat treatment states