試驗(yàn)參數(shù)對(duì)不銹鋼包殼管環(huán)向拉伸的影響

李 萍，徐 健，陳建偉，吳慶生

（1.合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥230009；2.合肥工業(yè)大學(xué)工業(yè)與裝備技術(shù)研究院，合肥230009；3.中國科學(xué)院核能安全技術(shù)研究所，合肥230031；4.中子輸運(yùn)理論與輻射安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（中國科學(xué)院），合肥230031）

試驗(yàn)參數(shù)對(duì)不銹鋼包殼管環(huán)向拉伸的影響

李 萍1，2，徐 健2，3，4，陳建偉3，4，吳慶生3，4

（1.合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥230009；2.合肥工業(yè)大學(xué)工業(yè)與裝備技術(shù)研究院，合肥230009；3.中國科學(xué)院核能安全技術(shù)研究所，合肥230031；4.中子輸運(yùn)理論與輻射安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（中國科學(xué)院），合肥230031）

包殼管是反應(yīng)堆內(nèi)重要的安全屏障，其在服役環(huán)境下承受一定裂變氣體內(nèi)壓，同時(shí)面臨芯塊和包殼間機(jī)械相互作用的考驗(yàn).開展包殼管環(huán)向拉伸性能研究，對(duì)反應(yīng)堆燃料組件設(shè)計(jì)和安全分析具有重要意義.奧氏體不銹鋼是快中子反應(yīng)堆包殼管重要候選材料，具有良好的高溫力學(xué)性能.本文針對(duì)奧氏體不銹鋼包殼管高溫環(huán)向拉伸試驗(yàn)，研究了夾具、標(biāo)距段寬度和潤滑條件等試驗(yàn)參數(shù)對(duì)包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn)的影響.結(jié)果表明：三嵌塊夾具可以避免試樣標(biāo)距段向內(nèi)展平，且夾具和試樣間摩擦力較小；標(biāo)距段的寬度對(duì)包殼管環(huán)向拉伸強(qiáng)度影響不大，但是標(biāo)距段寬度過大或者過小都會(huì)造成試樣延伸率下降；夾具與試樣間隙的摩擦?xí)黾永燧d荷，降低延伸率，使用石墨潤滑可以有效減小摩擦力的影響.

奧氏體不銹鋼包殼管；環(huán)向拉伸；夾具；標(biāo)距段寬度；潤滑條件

奧氏體不銹鋼具有良好的力學(xué)性能、輻照穩(wěn)定性和抗腐蝕性，被選為鉛基反應(yīng)堆包殼管的候選材料［1-6］.反應(yīng)堆運(yùn)行時(shí)，燃料芯塊由于裂變反應(yīng)產(chǎn)生腫脹，造成芯塊-包殼間機(jī)械作用；同時(shí)，包殼內(nèi)部裂變反應(yīng)產(chǎn)生的裂變氣體不斷累積，導(dǎo)致包殼受到的內(nèi)壓不斷增加.這2種情況均導(dǎo)致包殼管的環(huán)向變形，特別是在事故工況下，堆芯溫度升高導(dǎo)致包殼力學(xué)性能下降［7-9］，可能會(huì)造成包殼破損.因此，需要重點(diǎn)研究奧氏體不銹鋼包殼管的環(huán)向力學(xué)性能.

目前，包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn)及方法主要針對(duì)鋯合金包殼管，奧氏體不銹鋼包殼管的環(huán)向拉伸試驗(yàn)研究尚未見報(bào)道.通過對(duì)鋯合金包殼管環(huán)向拉伸的調(diào)研發(fā)現(xiàn)，不同的拉伸夾具、標(biāo)距段寬度以及摩擦潤滑方式等試驗(yàn)條件對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生顯著影響［10-14］.奧氏體不銹鋼包殼管的服役溫度為500℃左右，比鋯合金包殼管的服役溫度高［6］.另外，奧氏體不銹鋼包殼管壁比較薄，鋯合金包殼管環(huán)向拉伸的試驗(yàn)方法不一定適用于奧氏體不銹鋼環(huán)向拉伸試驗(yàn)，因此需要開展相關(guān)研究.

本文針對(duì)Φ12 mm×0.4 mm的15-15Ti奧氏體不銹鋼無縫包殼管的高溫環(huán)向拉伸試驗(yàn)，研究不同夾具、標(biāo)距段寬度和潤滑條件等試驗(yàn)參數(shù)對(duì)奧氏體不銹鋼包殼管的高溫環(huán)向拉伸性能的影響，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果確定最優(yōu)的試驗(yàn)方法.

1 環(huán)向拉伸的影響因素

1.1 夾具的形式

鋯合金包殼管的環(huán)向拉伸試驗(yàn)表明，不同的環(huán)向拉伸夾具對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有很大影響.國內(nèi)外一些學(xué)者采用半圓形夾具進(jìn)行環(huán)向拉伸試驗(yàn)，試樣有2種放置方式，試樣標(biāo)距段放置在夾具兩側(cè)（圖1（a））或夾具上下圓弧面（圖1（b））.Arsene等［15］在鋯合金環(huán)向拉伸試驗(yàn)中采用三嵌塊環(huán)向拉伸夾具，如圖1（c）所示，中間啞鈴狀橫桿起支撐作用，上下兩橫桿用來傳遞拉伸力.

圖1 包殼管環(huán)向拉伸夾具Fig.1 Hoop tensile mandrels of the cladding：（a）（b）two half-mandrels tooling；（c）three-piece tooling

采用圖1（a）所示的半圓形夾具進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，環(huán)狀樣品的標(biāo)距段在拉伸過程中會(huì)產(chǎn)生展平效應(yīng)，由弧狀變?yōu)橹本€狀，使得拉伸曲線的彈性階段與塑性階段重疊，無法有效區(qū)分［14］，且試樣標(biāo)距段易產(chǎn)生應(yīng)變不均勻、應(yīng)力集中等問題［15］.采用圖1（b）所示的半圓形夾具進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，試樣標(biāo)距段一直處于夾具圓弧支撐面，可有效避免標(biāo)距段向內(nèi)展平，但試樣整個(gè)標(biāo)距段都與夾具直接接觸，會(huì)產(chǎn)生較大的摩擦力，使得拉伸載荷過大［16-17］.采用圖1（c）所示的三嵌塊夾具進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，中間啞鈴狀橫桿的弧形表面可以支撐標(biāo)距段，使得樣品標(biāo)距段的原始曲率變化較小，不會(huì)向內(nèi)部發(fā)生展平，且在夾具側(cè)面的標(biāo)距段產(chǎn)生的摩擦力較小.因此，本文采用三嵌塊夾具進(jìn)行奧氏體包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn).

1.2 試樣標(biāo)距段不同寬度對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響

由于環(huán)向拉伸試樣的尺寸很小，目前尚未有統(tǒng)一的試樣尺寸標(biāo)準(zhǔn)，通用的環(huán)形試樣形狀如圖2所示，在試樣的兩邊各設(shè)置一段標(biāo)距段，標(biāo)距段的寬度為D，長度為G，標(biāo)距段的兩邊設(shè)置圓弧R作為過渡，試樣寬度為W.過渡段圓弧R與標(biāo)距段寬度D的比值會(huì)影響環(huán)向拉伸試驗(yàn)結(jié)果，現(xiàn)設(shè)計(jì)3種不同方案的環(huán)形試樣的尺寸，如表1所示，固定過渡段圓弧R，標(biāo)距段寬D分別為1.5、2.0和2.5 mm.

圖2 試樣形狀示意圖Fig.2 The shape of specimen

表1 不同環(huán)形試樣尺寸對(duì)比Table.1 The comparison between different ring specimens

采用三嵌塊夾具分別在300和600℃下進(jìn)行奧氏體不銹鋼包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn)，標(biāo)距段的應(yīng)力通過載荷與2個(gè)標(biāo)距段截面積之和的比值獲得，處理后的位移-應(yīng)力曲線如圖3所示（環(huán)向拉伸曲線處理方法在本文第2小節(jié)中詳細(xì)敘述）.從圖3可以看出，3種方案在同一溫度下獲得的強(qiáng)度相差不大，但是延伸率有較大差異，方案二中曲線獲得的延伸率較高.當(dāng)圓弧R固定時(shí)，R/D越小，即標(biāo)距段寬度D越大，標(biāo)距段內(nèi)的應(yīng)力集中越明顯，造成試樣提前斷裂，延伸率減小，塑性降低；R/D越大，即標(biāo)距段寬度D越小，標(biāo)距段的表面積與體積比增大，標(biāo)距段表面上的晶粒數(shù)與標(biāo)距段內(nèi)部的晶粒數(shù)的比值也隨之增大，而表面層上的晶粒受到的約束要比內(nèi)部晶粒受到的約束相對(duì)較少，造成試樣延伸率降低［18-20］.綜上所述，優(yōu)選方案二進(jìn)行奧氏體不銹鋼包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn).

圖3 不同尺寸環(huán)形試樣的位移-應(yīng)力曲線Fig.3 Displacement-stress curves for different ring speci-mens at 300℃（a）and 600℃（b）

1.3 潤滑條件對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響

通過鋯合金包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn)可知，試樣和夾具之間的摩擦?xí)黾永燧d荷，影響試驗(yàn)結(jié)果［16，21］，一般采用潤滑脂和石墨等潤滑劑來減小摩擦.為了研究潤滑條件對(duì)奧氏體不銹鋼包殼管環(huán)向拉伸性能的影響，本文采用石墨和氮化硼潤滑脂潤滑（亞微粒氮化硼固體潤滑劑稠化高苯基硅油，并加有活性鉬、抗氧化、抗腐蝕等添加劑精制而成的白色高溫潤滑脂）以及無潤滑3種條件，分別在300和600℃進(jìn)行奧氏體不銹鋼包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn).圖4（a）為300℃時(shí)不同潤滑條件下試樣的環(huán)向拉伸曲線，可以看出：沒有添加潤滑劑的試樣的抗拉強(qiáng)度明顯高于添加潤滑劑的試樣的抗拉強(qiáng)度，且添加石墨的試樣和添加潤滑脂的試樣的抗拉強(qiáng)度幾乎相等；但是采用石墨潤滑的試樣的延伸率最大，潤滑脂次之，沒有添加潤滑劑試樣的延伸率最小.圖4（b）為600℃時(shí)不同潤滑條件的環(huán)向拉伸曲線，可以看出，采用石墨潤滑試樣的抗拉強(qiáng)度明顯低于采用其他2種潤滑條件的試樣，而且后2種試樣的環(huán)向拉伸曲線中出現(xiàn)明顯抖動(dòng).

圖4 不同摩擦條件下位移-應(yīng)力曲線Fig.4 Displacement-load curves of different friction condi-tions at 300℃（a）and 600℃（b）

環(huán)向拉伸試驗(yàn)與棒狀、板狀樣品的拉伸試驗(yàn)不同，在環(huán)向拉伸試驗(yàn)中，環(huán)形試樣與夾具之間有較大的接觸面，從而產(chǎn)生很大的摩擦，減少了材料的流動(dòng)范圍，使材料過多地集中在局部發(fā)生變形，導(dǎo)致環(huán)向試樣上的應(yīng)力分布不均勻.當(dāng)局部變形超過材料的變形能力時(shí)，材料發(fā)生斷裂，即造成試樣的強(qiáng)度增加，延伸率下降，塑性降低.從上述現(xiàn)象可以看出，在沒有添加潤滑的試驗(yàn)中，試樣與夾具接觸面的摩擦比較大，試驗(yàn)獲得的載荷數(shù)據(jù)中包含了摩擦力，這與文獻(xiàn)［16］中所述內(nèi)容一致.300℃時(shí)，石墨和潤滑脂的潤滑效果基本上相同，都能有效地減小摩擦力，因此兩者的抗拉強(qiáng)度基本一致.600℃時(shí)，由于潤滑脂中高苯基硅油不能承受高溫而發(fā)生碳化，無法有效降低摩擦力，因此抗拉強(qiáng)度升高；采用石墨潤滑的試樣沒有受到影響，所以抗拉強(qiáng)度低.采用潤滑脂潤滑的試樣和沒有添加潤滑的試樣的環(huán)向拉伸曲線出現(xiàn)上下抖動(dòng)，這是因?yàn)樵诟邷乩爝^程中試樣和夾具之間粘著和滑動(dòng)交替發(fā)生的躍動(dòng)過程；而在300℃時(shí)，試樣與夾具之間的粘著力較小，沒有出現(xiàn)拉伸曲線抖動(dòng).添加石墨潤滑的試樣的曲線沒有出現(xiàn)抖動(dòng)，是因?yàn)槭旧舷四Σ亮?由此可見，潤滑條件對(duì)包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn)的影響非常大，為了更好地減小摩擦的影響，奧氏體不銹鋼包殼管高溫環(huán)向拉伸時(shí)應(yīng)選擇石墨潤滑劑.

2 環(huán)向拉伸曲線的分析與處理

奧氏體包殼管環(huán)向拉伸曲線如圖5所示.拉伸曲線可以分為3個(gè)階段，第1階段為夾具與試樣貼合階段（如圖5中AB段曲線），在試驗(yàn)開始后，夾具中間啞鈴狀橫桿與試樣標(biāo)距段的間隙逐漸減小，直至試樣與夾具接觸面完全貼合［15］.在此過程中，拉伸載荷增加的趨勢(shì)越來越大，因此第1階段曲線的斜率逐漸增加.第2階段為彈性變形階段（如圖5中BC段曲線），在拉伸過程中，試樣貼合在三嵌塊夾具表面，不會(huì)發(fā)生展平，所以呈現(xiàn)出明顯的彈性變形階段［15］.需要注意的是，由于這一階段也包含少量夾具的彈性變形，因此不同拉伸曲線BC段的斜率略有不同［12］.采用三嵌塊夾具進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)的拉伸曲線的第2階段不同于采用半圓形夾具進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)的拉伸曲線.半圓形夾具的拉伸曲線也可以類似地分為3個(gè)階段，但是在第2階段會(huì)出現(xiàn)塑性變形并擴(kuò)展到標(biāo)距段，因此，半圓形夾具的拉伸曲線中彈性階段較短［15］.第3階段為試樣的塑性變形階段（如圖5中CD段曲線），試樣達(dá)到彈性極限時(shí)，開始發(fā)生屈服，直至試樣斷裂.

由于每次試驗(yàn)時(shí)試樣裝配有一定的差異，第1階段對(duì)應(yīng)的載荷增加過程也會(huì)有所差別.為了更好地對(duì)比多組試驗(yàn)數(shù)據(jù)，需要對(duì)第1階段的曲線進(jìn)行處理.采用origin繪圖軟件，擬合出第2階段直線BC的方程，計(jì)算出直線BC與x軸的交點(diǎn)E，以曲線EBCD代替原始曲線ABCD.

圖5 奧氏體包殼管環(huán)向拉伸曲線Fig.5 Ring tensile test curves of austenitic cladding

3 結(jié) 論

1）夾具形式會(huì)對(duì)包殼管環(huán)向拉伸試驗(yàn)造成比較大的影響，三嵌塊夾具可以有效地避免試驗(yàn)標(biāo)距段展平效應(yīng).

2）標(biāo)距段寬度對(duì)環(huán)向拉伸試驗(yàn)強(qiáng)度影響較小，但對(duì)延伸率有較大影響.標(biāo)距段太寬會(huì)造成應(yīng)力集中，標(biāo)距段太窄會(huì)產(chǎn)生尺寸效應(yīng)，都會(huì)造成試樣延伸率下降.

3）在高溫下，摩擦?xí)绊懓鼩す墉h(huán)向拉伸試驗(yàn)，增大拉伸載荷，可以使用石墨潤滑劑降低摩擦的影響.

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（編輯 程利冬）

Effect of testing parameters on hoop tensile test of stainless steel tubes

LI Ping1，2，XU Jian2，3，4，CHEN Jianwei3，4，WU Qingsheng3，4
（1.School of Materials Science and Engineering，Hefei University of Technology，Hefei 230031，China；2.Institute of Industry and Equipment Technology，Hefei University of Technology，Hefei 230031，China；3.Institute of Nuclear Energy Safety Technology，Chinese Academy of Sciences，Hefei 230031，China；4.Key Laboratory of Neutronics and Radiation Safety（Chinese Academy of Sciences），Hefei 230031，China）

Cladding tubes are vitally important safety barrier in the reactors，which contain fission gas in service environment and bear the mechanical interaction between pellet and cladding.Research on tensile properties of cladding tubes is important for the design and safety analysis of fuel assembly in nuclear reactors.Due to good high temperature mechanical properties，austenitic stainless steel is an important candidate material for cladding tube in fast reactors.The hoop tensile tests at high temperature of austenitic stainless steel cladding are performed to study the effect of different mandrels，gauge section width and lubricating conditions on the hoop tensile properties.The results show that three-piece tooling can be used to avoid the occurrence of bending moment in the gauge sections，and reduce friction between mandrels and specimens.The influence of gauge section width on tensile strength can be ignored.But the effect of the gauge section width on elongation is obvious.The friction between mandrels and sample will increase tensile load and decrease elongation，and it can be reduced by the graphite effectively.

austenitic stainless steel cladding；hoop tensile；mandrels；gauge section width；lubricating conditions

TG142.1

A

1005-0299（2017）02-0054-05

2016-05-16.< class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：

時(shí)間：2017-01-18.

中國科學(xué)院戰(zhàn)略性先導(dǎo)專項(xiàng)＂未來先進(jìn)核裂變能-ADS嬗變系統(tǒng)＂項(xiàng)目（XDA03040000）；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51501184）.

李 萍（1973—），女，教授，博士生導(dǎo)師.

吳慶生，E-mail：qingsheng.wu＠fds.org.cn.

10.11951/j.issn.1005-0299.20160145