基于应变补偿的SA508-3钢本构模型修正

在Gleeble1500D热模拟试验机上开展了SA508-3钢的热压缩试验,研究了该材料的热变形行为。试验参数为温度800~1200℃,应变速率0.001~1 s^(-1),变形量45%。根据应力-应变曲线数据,采用应变补偿法建立了SA508-3钢的修正本构模型。该模型是在综合考虑变形温度、应变速率对流变应力影响的Arrhenius本构模型基础上,引入应变对模型中各参数的影响得到的。通过对比修正本构模型的应力预测值与试验真实值之间的相关系数R、平均相对误差AARE,得出R为0.996,AARE为4.89%,证明修正后的模型具有较高的精度。

构筑成形工艺用高品质SA508‑3钢连铸坯试制

为满足构筑成形工艺用高品质SA508⁃3钢连铸坯开发需要,本研究突破了连铸板坯低硫、低磷与低氧纯净度控制的技术难点,通过长流程冶炼工艺,结合低拉速、低过热度以及铸坯凝固末端压下技术,实现了高纯净、高致密、高均质的250 mm厚SA508⁃3钢连铸坯技术开发。经低倍、化学成分及夹杂物检测分析,铸坯中只存在较轻的缩孔、疏松缺陷;钢中杂质元素:w(P)≤0.006%,w(S)≤0.0015%,w(T.O)≤0.0015%,w(H)≤0.0002%,碳含量波动≤0.03%;A,B,C,D和Ds五类夹杂物均≤1.0级,满足高品质核电锻件构筑成型用SA508⁃3钢的技术要求。

Analysis of microstructure and performance of temper bead welded joints for SA508-3 steel by Quenching and Tempering mode

The HAZ microstructure and performance of Quenching and Tempering mode temper bead welding and general welded joints which were made on SA508-3 steel of 60 mm thickness were compared in this article. The result shows that tempering sorbite which has excellent overall performance was obtained in both modes. The microstructure of Quenching and Tempering mode welded joints got more fine grain. Even though the hardness of tempering bead welded joints is higher than the general one,it still meets the standards which is lower than 350 HV. The impact absorbing energy of each district of tempering bead welded joints HAZ reached 170 J,which is equal to general one.

锻态SA508-3钢的动态再结晶预测模型

在Gleeble1500D热模拟试验机上开展了锻态SA508-3钢的单道次热压缩试验,研究了该材料的动态再结晶行为。试验参数为温度1000℃~1200℃、应变速率0.001 s^(-1)~1 s^(-1)。研究结果表明:SA508-3钢在高温低应变速率条件下均发生了动态再结晶现象。在此基础上,根据应力-应变曲线数据,建立了该材料的动态再结晶临界应变模型、动态再结晶百分数模型,结合压缩后试样的显微组织,建立了SA508-3钢的动态再结晶晶粒尺寸模型。

考虑高温蠕变损伤的服役金属屈服强度模型探析

在役设备长期承受高温高压且无法预测其重要力学性能指标,有必要建立考虑高温蠕变损伤的屈服强度模型。传统屈服准则未考虑温度的影响以及材料有效杨氏模量随损伤下降的趋势。在阐述金属温度相关性屈服强度理论模型和K-R蠕变损伤本构方程的基础上,通过建立服役杨氏模量与蠕变损伤内变量的内在联系,推导出考虑高温蠕变损伤的服役金属屈服强度模型。以SA508-Ⅲ钢材料为例,开展了蠕变中断+高温拉伸试验,理论计算与试验结果呈现一致性。

核电SA508-3钢厚壁圆筒纵向焊接残余应力分析

针对由某公司生产首次应用到核电设备上的SA508-3钢,为了获得焊接残余应力分布及规律,采用ANSYS有限元软件对60 mm厚圆筒纵焊的焊接接头进行温度场及残余应力数值模拟,并将模拟结果与相同工艺条件下焊接试验结果进行比较验证.结果表明,模拟结果与试验结果基本吻合;焊接时热源周围极窄区域温度高,梯度大,远离热源温度峰值急剧下降;圆筒外表面残余应力大于内表面残余应力;焊缝及近焊缝区的残余拉应力值较大,远离焊缝中心残余拉应力值逐渐减小;圆筒两端和中部的残余应力在方向上或数值大小上不同;这对控制圆筒残余应力提供了理论依据.

核压力容器SA508-3钢高温性能试验分析

针对由某公司生产应用于核压力容器的SA508-3钢,为了获得不同高温下的组织性能特征参数,在Gleeble1500D热模拟机上,采用凝固法对800～1 300℃共6个温度水平进行拉伸试验。结果表明,断面收缩率、应变和热强度在1 000℃时为最大值;6个试验温度下断口附近的组织是形态各异的板条马氏体;800、1 000和1 300℃试验温度下的断口剖面最大硬度分别位于距断口10、14和18 mm处,且1 000℃拉伸试样的硬度变化幅度小,其它2个试验温度下的试样硬度变化幅度较大;低温塑性的断口形貌是以沿晶脆性断裂为主;为后续焊接数值模拟工作提供参考数据有着重要的实用价值。

核电SA508-3钢研究进展

SA508-3钢具有强度高、韧性好和辐照脆化敏感性低等特性,是广泛应用的核电用钢。通过介绍其组织结构、化学成分、力学性能、冶金工艺、热处理工艺和焊接性能等几个方面,阐述了目前SA508-3钢的研究进展,为进一步提高钢的综合性能和研发下一代核电用钢提供了参考。

核电SA508-3钢焊接连续冷却转变曲线的分析

针对首次应用到核电上的SA508-3钢,在Gleeble1500D热模拟机上,采用膨胀法测定了SH-CCT曲线,获得了焊接工艺特征参数t8/5从3.75-20 000 s范围内的焊接热影响区组织变化规律.结果表明,获得全部马氏体相变的冷却时间为15 s,全部贝氏体相变的冷却时间60 s〈t8/5≤3 000 s,全部铁素体和珠光体相变的冷却时间为6 000 s;当t8/5≤100 s时,焊接热影响区硬度高于350 HV,存在淬硬和裂纹敏感性;当t8/5≥20 000 s时,焊接热影响区硬度小于母材硬度,易出现软化现象.

焊接热循环对SA508-3钢临界粗晶区组织和性能的影响

针对核电设备用SA508-3钢临界粗晶区,采用热模拟技术研究了不预热下焊接热循环对临界粗晶区组织和性能的影响.结果表明,临界粗晶区在原奥氏体晶界上析出了项链状的隐晶马氏体组织,使其性能恶化,是焊接接头中最为薄弱的区域.临界粗晶区在经历峰值温度400~650℃的焊接热循环后,冲击韧性得到明显的改善,此时可以获得良好的强韧性匹配.在SA508-3钢多层多道焊接过程中,通过合理控制层道间焊接热循环条件,可有效改善临界粗晶区组织和性能.

SA508-3钢平衡相转变的热力学计算和分析

采用Thermo-Calc热力学软件计算了SA508-3钢(％:0．19C、0．01-0．22Si、1．40-1．58Mn、0．65- 0．76Ni、0．50-0．55Mo)的析出相、析出温度和各相的含量,并研究了Si和Mn-Ni-Mo含量对该钢析出相的影响。计算结果表明,SA508-3钢平衡态的析出相主要为合金渗碳体、M7C3及Mo的碳化物。Si含量变化对钢中各相析出温度和析出量无显著影响。随Mo含量降低,钢中脆性相析出减少,但对合金渗碳体析出无显著影响。SA508-3钢最佳回火温度为643-678℃。

焊接热循环峰值温度及冷却速率对SA508-3钢粗晶区组织和性能的影响

针对核电设备用SA508-3钢粗晶区,采用热模拟技术研究了在不预热前提下二次焊接热循环峰值温度及冷却速率对粗晶区组织和性能的影响.结果表明,粗晶区在经历不同峰值温度及冷却速率的焊接热循环后,其显微硬度与冲击韧性起伏较大,是SA508-3钢焊接接头中性能极不稳定的区域.粗晶区在经历峰值温度600~700℃的二次焊接热循环后可以获得较好的强韧性匹配.t8/5为10 s时,粗晶区在经历峰值温度750~950℃的二次焊接热循环后,在晶界附近形成的隐晶马氏体以及晶粒的进一步粗化,使得综合性能最差,应加以避免.

SA508-3钢回火焊道技术焊道搭接量的分析

针对核电设备常用钢种SA508-3钢,采用钨极氩弧自动焊接方法,对该钢种在使用回火焊道焊接技术修复时的焊道搭接量进行了分析。试验结果表明,焊道搭接量在0%~30%时,相邻的焊道间有明显的凹坑的存在,在后续焊道的焊接过程中容易出现未熔合问题;焊道搭接量达到70%时,焊道表面向瘤状发展,不利于后续焊道的排布,焊道几何尺寸的排布使得回火焊道焊接技术无法实施;焊道搭接量在40%~60%时,焊道分布相对平直,显微硬度及淬硬组织分布均匀,利于回火焊道技术的实施。

试样尺寸对SA508-3钢焊接接头断裂韧度的影响

针对大型核容器SA508-3钢焊接接头断裂韧度进行了研究.结果表明,在大试样条件下,母材、焊缝金属及热影响区的断裂韧度存在差异,焊缝金属的断裂韧度优于热影响区,母材的断裂韧度最低.试样几何尺寸直接影响裂纹尖端的应力状态,小试样时裂纹尖端处于平面应力状态,母材、焊缝金属及热影响区全部呈韧窝断裂,表现出良好的塑性;大试样时裂纹尖端处于平面应变状态,母材断口特征转变为准解理与解理混合断裂,热影响区为典型的准解理断裂,焊缝为韧窝断裂.

SA508-3钢焊趾部位回火焊道技术研究

采用自动TIG焊方法对核电SA508-3钢焊趾部位回火焊道技术进行了研究.试验结果表明,随着参数S的增大,焊趾处的粗晶区分别经历了完全相变、不完全相变、高温回火、低温回火等热循环过程,S为0 ～0.4mm时,焊趾处显微组织以板条马氏体为主,显微硬度高于420 HV;S为1.5 mm时,后续焊道的临界区覆盖在了焊趾处的粗晶区部位,此时显微组织为原奥氏体晶界的链状隐晶马氏体组织＋回火索氏体组织,显微硬度高于350HV;S为2～2.8 mm时,焊趾处粗晶区转变为回火索氏体组织,显微硬度在300 HV左右;S为3.4～4.3 mm时,焊趾处显微组织为马氏体的回火组织,显微硬度值高于350 HV.

核电用SA508-3钢的奥氏体晶粒生长过程模拟

将核电用SA508-3钢试样分别在温度900~1 250°C下加热0~300min进行奥氏体化热处理,测量处理后的奥氏体晶粒直径,对奥氏体晶粒的生长规律进行研究,同时,通过回归实验数据建立了描述晶粒生长过程的动力学模型.结果表明：奥氏体晶粒直径随加热温度升高而呈现出抛物线形状的变化特征;随着保温时间的延长,其变化规律趋近于双曲线形状;当加热温度为900~1 050°C时,奥氏体晶粒的生长速度较慢;当加热温度在1 050~1 250°C时,奥氏体晶粒的生长速度显著增大;所建数学模型的计算值与实验结果较吻合,能够反映不同温度下的晶粒生长规律.

温度对SA508-Ⅲ钢焊缝金属断裂韧度的影响

为了获得温度对SA508-Ⅲ钢焊缝金属断裂韧度的影响,采用本构曲线法(CCM,constitutive curve method)、ASTM和ISO标准对焊缝金属在典型温度下的试验数据进行了处理.结果表明,采用CCM获得的断裂韧度随温度的升高而降低.当温度从20℃升高到100℃,从100℃升至320℃时,断裂韧度分别降低了11.1%和5.4%.采用扫描电镜观测试样断口形貌发现SA508-Ⅲ钢焊缝金属在典型温度下均呈韧性断裂,当温度达到100和320℃时,韧窝变浅变小,因此韧性出现了一定的下降.研究还发现,采用CCM获得20和100℃时的断裂韧度与ASTM一致;获得320℃时的断裂韧度介于ASTM和ISO之间.

SA508-Ⅲ钢的氢致脆性行为

采用高温高压气相热充氢方法,将氢充入SA508-Ⅲ钢.在常温下,研究了氢与SA508-Ⅲ钢的拉伸变形行为的交互作用,以澄清钢的氢致脆性机理,为核电用钢的安全设计提供理论依据.结果表明,充氢使钢的屈服强度略升高,而钢的断面收缩率明显降低.充氢后钢的拉伸断口由纯微孔聚集型断口转变为韧窝加河流花样复合型断口.钢的屈服强度升高主要归因于在弹性变形阶段氢对位错的钉扎,从而阻碍了位错开动.然而在塑性变形阶段,氢随可动位错迁移并不断富集于碳化物与基体界面处,当氢浓度达到一定值时,造成碳化物与基体之间的结合强度降低,从而引起钢的塑性降低.

核电SA508-3钢大型筒体环焊残余应力分析

为了准确地预测核电SA508-3钢的大型筒体环焊温度和残余应力变化规律,基于ANSYS有限元软件,引入子结构法优化焊接模拟过程,并比较模拟结果与试验数据.结果表明,文中采用的计算方法成功地模拟了更加接近真实的筒体环焊过程,且模拟结果与实测值基本吻合;焊缝上所有节点的热循环曲线相似,热影响区的模拟宽度为4 mm左右;筒体外表面焊缝中心线上任意节点的残余应力大小相近,仅在靠近筒体外表面焊缝中心线附近存在一定的轴向压应力,其它区域大部分为拉应力,环向保持较高的拉应力;筒体焊后产生内凹残余变形;结果可为分析大型筒体环焊残余应力提供参考数据.

热成形工艺参数对SA508-3钢组织演变的影响

通过Gleeble-1500D热力模拟试验机对SA508-3钢在温度为1073~1473 K,应变速率为0.001~1 s-1时进行了热压缩实验,分析了热变形条件下的SA508-3钢的微观组织。采用常规金相分析研究了温度、应变速率、变形程度等热变形参数对SA508-3钢动态再结晶行为和晶粒尺寸的影响。结果表明,SA508-3钢动态再结晶主要通过晶界弓弯形核。提高变形温度、增大变形程度均有利于再结晶发生。但较高温度和较低应变速率会造成晶粒的过分长大,从而形成粗大组织。SA508-3钢的最佳热加工参数范围为变形温度1173~1473 K和应变速率0.1~0.01 s-1。