焊后热处理对核反应堆压力容器用16MND5钢组织和性能的影响

任国松

(哈电集团(秦皇岛)重型装备有限公司,河北 秦皇岛 066206)

16MND5低合金高强度钢因具有良好的淬透性、高温性能、抗低温回火脆性及较低的无延性转变温度,广泛应用于核反应堆压力容器构件[1-3]。焊接是16MND5钢用于核反应堆压力容器构件的连接形式,焊后热处理是改善焊接接头的组织性能,提高焊接结构的使用可靠性和寿命的重要手段,在核反应堆压力容器制造过程中占有重要地位[4-5]。然而,由于焊后热处理温度较高,保温时间长,16MND5钢在经受长时间的高温保温后,是否还具有良好的力学性能是关系到设备能否安全运行的主要因素。

目前,国内外均开展了核电构件的焊后热处理工艺研究,但大多集中于核反应堆压力容器和主管道焊缝焊接残余应力分布等[6-9],鲜有研究关注焊后热处理对16MND5钢组织和性能的影响。欧阳鑫等[10]研究了焊后热处理次数对60 mm厚压力容器用Q370R钢板组织和力学性能的影响,结果表明,随着焊后热处理次数的增加,钢板拉伸和冲击性能均有所下降,析出物尺寸增大、数量增加。胡海洋等[11]研究了在不同温度回火不同时间的150 mm厚16MND5钢板的力学性能和组织变化,但该报道中所采用的回火温度和回火时间与实际工程应用的16MND5钢焊后热处理温度和时间相差较大,其结果无法直接用于指导16MND5钢焊后热处理工艺的制定。王爽等[12]利用箱式热处理炉对50 mm厚16MND5钢板进行了615 ℃保温16 h的模拟焊后热处理,结果表明,钢板的抗拉强度仍可完全满足核反应堆压力容器用16MND5钢板的技术要求。因此,本文研究了焊后热处理对16MND5钢组织和力学性能的影响,对优化焊后热处理工艺,提高核反应堆压力容器的制造水平具有重要意义。

1 试验材料与方法

1.1 试验材料

试验材料采用法国Industeel公司生产的119 mm厚16MND5钢板,交货状态为淬火+回火,淬火温度为900 ℃,回火温度为650 ℃,其化学成分和力学性能分别如表1和表2所示。

表1 16MND5钢板的化学成分Table 1 Chemical composition of 16MND5 steel plate

表2 16MND5钢板的力学性能Table 2 Mechanical properties of 16MND5 steel plate

1.2 模拟焊后热处理试样制备

焊后热处理的保温温度分别设定为595、600、605、610、615及620 ℃,保温时间为16和25 h,温控精度为±2 ℃,300 ℃以上升温速率为55 ℃/h。

1.3 力学性能测试

分别对焊后热处理后16MND5钢试样进行拉伸、夏比V型缺口冲击和落锤试验。其中,拉伸试样采用NF EN 10002标准规定的圆形截面比例试样,试样直径为10 mm,分别在室温和350 ℃进行拉伸试验;冲击试验按NF EN 10045标准进行,试样尺寸为10 mm×10 mm×55 mm,试验温度为0和-20 ℃;落锤试样按NF EN 10274标准进行,通过落锤试验结合夏比V型缺口冲击试验获得试样的无延性转变温度(RTNDT)。

1.4 显微组织表征

金相试样经机械研磨、抛光后,用体积分数为4%的硝酸酒精溶液侵蚀,在光学显微镜下进行组织观察和晶粒度分析。采用Tecnal G220型透射电子显微镜(transmission electron microscope, TEM)观察焊后热处理后试样中第二相粒子的析出行为。

2 结果与讨论

2.1 拉伸性能

如表2所示,未经模拟焊后热处理的原始态16MND5钢的室温抗拉强度约660 MPa,屈服强度约520 MPa,断后伸长率为24%,断面收缩率为62%;350 ℃抗拉强度约601 MPa,屈服强度约581 MPa,断后伸长率为22%,断面收缩率为63%。经模拟焊后热处理后16MND5钢的室温拉伸性能如图1所示。从图1(a)可见,焊后热处理保温时间为16 h时,随着焊后热处理温度从595 ℃升至620 ℃,16MND5钢的室温抗拉强度和屈服强度均呈下降趋势,其中抗拉强度为660～625 MPa,屈服强度为510～480 MPa,断后伸长率和断面收缩率基本保持稳定。从图1(b)可见,焊后热处理保温时间为25 h时,16MND5钢的室温抗拉强度和屈服强度较保温16 h的进一步降低,抗拉强度降至640～620 MPa,屈服强度降至500～460 MPa,断后伸长率和断面收缩率仍基本保持稳定。

图2为经模拟焊后热处理后16MND5钢的350 ℃拉伸性能。与室温拉伸性能类似,350 ℃抗拉强度和屈服强度也呈下降趋势,且下降幅度随焊后热处理温度的升高以及焊后热处理时间的延长而增大。此外,在不同模拟焊后热处理温度和时间下,16MND5钢的350 ℃断后伸长率和断面收缩率均基本保持稳定。

综上,经长时间模拟热处理后,16MND5钢的室温和350 ℃抗拉强度和屈服强度均有所下降,室温抗拉强度不低于620 MPa,室温屈服强度不低于460 MPa,350 ℃抗拉强度不低于550 MPa,350 ℃屈服强度不低于410 MPa,仍能满足RCC-M标准要求,且有一定的富余量。

图1 模拟焊后热处理16(a)和25 h(b)后16MND5钢的室温拉伸性能Fig.1 Room temperature tensile properties of 16MND5 steel after simulated post-weld heat treatment for 16(a) and 25 h(b)

2.2 冲击性能

图3和图4分别为不同工艺焊后热处理的16MND5钢的0和-20 ℃冲击吸收能量变化曲线。如图3所示,经595～620 ℃焊后热处理16 h后,16MND5钢板的0 ℃平均冲击吸收能量为160～175 J,-20 ℃平均冲击吸收能量为120～130 J,单值波动较小,说明焊后热处理温度对冲击性能的影响不大。从表2可见,未经焊后热处理的钢的0 ℃平均冲击吸收能量约为160 J,-20 ℃平均冲击吸收能量约为138 J,模拟焊后热处理16 h的钢的0 ℃平均冲击吸收能量与未经焊后热处理的钢相当,-20 ℃平均冲击吸收能量略有降低。

如图4所示,当焊后热处理时间增加至25 h时,16MND5钢的0 ℃平均冲击吸收能量为145～170 J,-20 ℃平均冲击吸收能量为100～130 J,与焊后热处理16 h的钢相比,0和-20 ℃平均冲击吸收能量均略有下降,单值波动较大。综上,经焊后热处理16 h的16MND5钢的0 ℃冲击性能与未经焊后热处理的钢基本相当,-20 ℃冲击性能略有下降;当焊后热处理时间延长至25 h时,0和-20 ℃冲击性能均有一定程度的下降,且波动较大。焊后热处理温度对冲击性能的影响并不显著。经焊后热处理后16MND5钢的冲击性能仍能满足RCC-M标准要求。

图2 模拟焊后热处理16(a)和25 h(b)后16MND5钢的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)

图3 经不同温度模拟焊后热处理16 h后16MND5钢的0(a)和-20 ℃(b)冲击吸收能量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

图4 经不同温度模拟焊后热处理25 h后16MND5钢的0(a)和-20 ℃(b)冲击吸收能量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为不同模拟焊后热处理条件下16MND5钢的RTNDT值。可以看出:经不同温度焊后热处理16 h的钢的RTNDT值均为-22 ℃;保温25 h的钢的RTNDT值虽有一定程度的波动,但最终趋于稳定。说明焊后热处理温度和保温时间对RTNDT值的影响均不明显。

表3 不同模拟焊后热处理条件下16MND5钢的RTNDT值Table 3 RTNDT values of 16MND5 steel under different simulated post-weld heat treatment conditions

2.3 显微组织

图5为原始态和不同模拟焊后热处理条件下16MND5钢的显微组织、TEM形貌和衍射斑点。

如图5(a)所示,原始态16MND5钢的显微组织为贝氏体,晶粒较细小,晶粒度为7级。钢基体中弥散分布着大量椭圆形尺寸约20 nm的小尺寸第二相粒子,衍射斑点标定表明其主要为NbC、VC和少量氮化物。

如图5(b)所示,经595 ℃×16 h焊后热处理的钢显微组织仍为贝氏体,晶粒尺寸没有明显变化。钢中弥散分布的小尺寸第二相粒子数量有所减少,同时生成了少量50 nm的大尺寸粒子,衍射斑点标定表明小尺寸粒子主要为NbC、VC,大尺寸粒子为Nb(C,N)和V(C,N)复合析出相,说明经过焊后热处理部分第二相粒子发生了融合长大。第二相粒子的长大主要是由于NbC和NbN易形成连续固溶体Nb(C,N),VC和VN易形成连续固溶体V(C,N)[14],在约600 ℃保温过程中钢中原子发生扩散,长时间保温为N原子取代C原子提供了有利条件,当N原子部分取代C原子时,即可形成Nb(C,N)和V(C,N)。由于第二相粒子的长大和小尺寸第二相粒子数量的减少,位错被钉扎的概率降低,第二相粒子间距也会增大到某一尺寸,位错能够绕过第二相粒子而运动,位错运动的阻力减小,位错塞积也减少,固溶强化效果减弱,导致屈服强度和抗拉强度下降,这也是模拟焊后热处理后16MND5钢的强度低于原始态的主要原因。

如图5(c)所示,经620 ℃×16 h焊后热处理的钢显微组织也未发生明显变化,但钢中弥散分布的小尺寸第二相粒子数量较595 ℃时进一步减少,同时生成了尺寸更大(50～80 nm)的粒子,衍射斑点标定表明小尺寸粒子仍主要为NbC、VC,大尺寸粒子为Nb(C,N)和V(C,N)复合析出相。这是由于温度提高为原子扩散提供了能量,扩散概率大大增加,第二相粒子在长时间的高温保温后发生了更为充分的融合长大。因此,16MND5钢的强度随焊后热处理温度的升高而呈下降趋势。

如图5(d,e)所示,经595和620 ℃焊后热处理25 h的钢显微组织仍为晶粒度7级的贝氏体,钢中弥散分布的小尺寸NbC、VC第二相粒子数量进一步减少,同时还生成了尺寸为50～80 nm的Nb(C,N)和V(C,N)复合析出相,第二相粒子进一步融合长大,导致钢的强度进一步降低。综上,在不同焊后热处理条件下,第二相粒子的尺寸和数量虽有变化,但尺寸仍为纳米级,因此16MND5钢的RTNDT值变化不大,力学性能仍可满足RCC-M标准要求。

3 结论

(1)经模拟焊后热处理后16MND5钢的室温和350 ℃拉伸抗拉强度和屈服强度均呈下降趋势,且下降幅度随焊后热处理温度的升高和时间的延长而增大;焊后热处理温度和保温时间对断后伸长率和断面收缩率的影响不明显。

(2)经不同温度焊后热处理16 h后,16MND5钢的0 ℃冲击性能与未经焊后热处理的钢基本相当,-20 ℃冲击性能略有下降;当焊后热处理时间延长至25 h时,0和-20 ℃冲击性能都有一定程度的下降,且单值波动较大;焊后热处理温度对冲击性能的影响并不显著。

(3)随着焊后热处理温度的升高和保温时间的延长,16MND5钢基体中弥散分布的小尺寸第二相粒子数量减少、部分粒子尺寸增大,导致钢的强度降低。

图5 原始态和不同模拟焊后热处理条件下16MND5钢的显微组织、TEM形貌和衍射斑点Fig.5 Microstructures, transmission electron micrographs and diffraction spots of 16MND5 steel in original state and different simulated post-weld heat treatment states