高溫高壓水環(huán)境下690TT合金傳熱管微動(dòng)磨損研究

初起寶,黃 倩,張夢(mèng)陽,蔣慶磊,譚 蔚

(1.天津大學(xué) 化工學(xué)院,天津 300350;2.生態(tài)環(huán)境部 核與輻射安全中心,北京 100082;3.北京科技大學(xué),北京 100083;4.中核武漢核電運(yùn)行技術(shù)股份有限公司,湖北 武漢 430223)

蒸汽發(fā)生器(SG)是壓水堆核電廠一回路、二回路的樞紐,承擔(dān)著一、二回路的壓力邊界,它的完整性對(duì)于核電站的安全運(yùn)行十分重要。蒸汽發(fā)生器運(yùn)行過程中,二次側(cè)流動(dòng)會(huì)引起傳熱管的振動(dòng),進(jìn)而導(dǎo)致傳熱管與支撐部件發(fā)生碰撞,由此產(chǎn)生的傳熱管磨損稱之為微動(dòng)磨損[1-5]。微動(dòng)磨損幾乎存在于所有SG中且伴隨其運(yùn)行過程長(zhǎng)期存在,它一般發(fā)生在傳熱管與支撐件接觸的區(qū)域,如彎管區(qū)傳熱管與防振條的接觸位置等。隨著SG服役年限的增加,管內(nèi)流體擾動(dòng)或壓力變動(dòng)造成的傳熱管和支撐板之間的微動(dòng)磨損,引起傳熱管失效現(xiàn)象逐漸增加[6-7]。微動(dòng)磨損導(dǎo)致管壁的減薄甚至破裂,從而造成傳熱效率下降及放射性物質(zhì)的泄漏。

對(duì)于SG傳熱管的微動(dòng)磨損現(xiàn)象,國(guó)內(nèi)外開展了不少相關(guān)試驗(yàn)研究,主要集中于揭示傳熱管在不同環(huán)境下微動(dòng)磨損的損傷機(jī)制及微動(dòng)磨損的影響因素[8-10],但在高溫高壓水環(huán)境中傳熱管材料的微動(dòng)磨蝕行為和損傷機(jī)制研究還不充分[11-12]。本文通過模擬傳熱管服役環(huán)境,探究在高溫高壓水環(huán)境中,蒸汽發(fā)生器傳熱管材料690TT合金的微動(dòng)磨損行為。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

本文選取外徑17.47 mm、壁厚1.01 mm的國(guó)產(chǎn)690TT合金管,以及厚4 mm、寬12 mm的405SS不銹鋼作為試驗(yàn)材料,并對(duì)試樣做硬度、晶粒度測(cè)量。405SS經(jīng)過軋制和熱處理,組織呈現(xiàn)不均勻分布,中間部分結(jié)晶完好,邊緣部分未完全結(jié)晶,這將導(dǎo)致試樣材料性能不均勻。將試樣中間和邊緣兩部分單獨(dú)進(jìn)行分析,如圖1a所示。圖1b為405SS試樣邊緣位置的顯微組織形貌圖,圖1c為405SS試樣中間位置的顯微組織形貌圖,邊緣位置的晶粒呈等軸狀,而中間位置的晶粒呈變形態(tài),沿同一方向被拉長(zhǎng),且晶粒尺寸粗大。圖1d為690TT合金的掃描電子顯微鏡(SEM)形貌圖。690TT合金為單相奧氏體合金,由等軸晶粒組成,690TT合金經(jīng)過敏化處理,使晶界處的鉻含量增加,在晶界處形成M23C6相,并含有一定量的Ti(C,N),具有較好的抗腐蝕能力[13]。

圖1 405SS分析位置示意圖、邊緣位置和中間位置的顯微織形貌圖以及690TT的SEM形貌圖Fig.1 Morphology analysis position, microstructures of middle and margin of 405SS, and SEM diagram of 690TT alloy

690TT、405SS的粗糙度、晶粒度及硬度列于表1,其中405SS因?yàn)榻?jīng)過軋制和熱處理后組織不均勻,故對(duì)405SS試樣邊緣和中間部分單獨(dú)分析。690TT與405SS組成摩擦副時(shí),其接觸部位硬度相差不大。405SS粗糙度和晶粒度都明顯大于690TT。

表1 690TT、405SS的粗糙度、晶粒度及硬度Table 1 Roughnesses, grain sizes and hardness of 690TT and 405SS

1.2 試驗(yàn)裝置和工況

試驗(yàn)采用國(guó)內(nèi)自主研發(fā)的微動(dòng)磨損試驗(yàn)系統(tǒng),主要用于在高溫高壓水環(huán)境下對(duì)管狀、板狀摩擦副進(jìn)行微動(dòng)磨損試驗(yàn)。裝置示意圖如圖2所示,主要包括微動(dòng)磨損裝置、水化學(xué)裝置、控制柜、預(yù)加熱裝置以及冷水機(jī)。其中磨損裝置是主要工作部分,由高壓釜、驅(qū)動(dòng)電機(jī)、摩擦副夾具組成。釜內(nèi)布置力和位移傳感器測(cè)得釜內(nèi)試樣徑向力、切向位移振幅和頻率。水化學(xué)裝置為試驗(yàn)提供所需的水化學(xué)環(huán)境和介質(zhì)壓力,并對(duì)水環(huán)境電導(dǎo)率、pH值、溶解氧含量(DO值)等參數(shù)進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量。預(yù)加熱裝置為試驗(yàn)回路提供一定的高溫,可快速加熱,然后通過高壓釜內(nèi)的電加熱絲進(jìn)行二次加熱;冷水機(jī)為水化學(xué)裝置和主機(jī)提供冷卻,保證設(shè)備正常運(yùn)行。

圖2 微動(dòng)磨損試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of fretting wear experimental system

高溫高壓水環(huán)境微動(dòng)磨損試驗(yàn)參數(shù)列于表2。試驗(yàn)后將試樣放入無水乙醇中超聲清洗15 min,清除磨損表面的松散磨屑。

表2 高溫高壓水環(huán)境微動(dòng)磨損試驗(yàn)參數(shù)Table 2 Experimental parameter of fretting wear in high temperature and high pressure water environment

微動(dòng)磨損試驗(yàn)完成后,使用白光干涉儀進(jìn)行磨損體積、磨損三維形貌及截面輪廓分析,計(jì)算得出690TT合金傳熱管在高溫高壓水環(huán)境下的磨損系數(shù)。使用SEM和能譜儀(EDS)進(jìn)行磨損表面微觀形貌觀察和化學(xué)成分分析,探究高溫高壓水環(huán)境690TT和405SS磨損機(jī)制。

2 結(jié)果分析及討論

2.1 磨損行為分析

圖3為690TT合金在循環(huán)周次為5×105和6×105時(shí)不同振幅的截面輪廓和最大磨損深度。由圖3a、b可知,當(dāng)振幅為20 μm時(shí),低于摩擦副原始表面的部分較少,故材料損失最小,磨損深度較小。隨著振幅的增加,材料損失逐漸增大,當(dāng)振幅為150 μm時(shí),磨損深度最大。由圖3c可知,當(dāng)循環(huán)周次為5×105時(shí),振幅為20 μm時(shí)最大磨損深度較小,隨著振幅的增加,磨損加劇,磨損最大振幅不斷增大,當(dāng)振幅為150 μm時(shí),最大磨損深度達(dá)到最大。當(dāng)循環(huán)周次為6×105次時(shí),最大磨損深度與循環(huán)周次為5×105時(shí)有相同的變化規(guī)律。當(dāng)振幅相同時(shí),與循環(huán)周次為5×105時(shí)相比,循環(huán)周次為6×105時(shí)的磨損深度均有所增加,但差別不大。

圖4為循環(huán)周次為5×105和6×105時(shí)不同振幅的磨損體積。從圖4可知,當(dāng)循環(huán)周次為5×105時(shí),振幅由20 μm增加到50 μm,磨損體積從0.58×109μm3急劇增加到1.12×109μm3。當(dāng)振幅為150 μm時(shí),磨損體積增加到最大值1.43×109μm3。當(dāng)循環(huán)周次為6×105時(shí),磨損體積隨振幅的變化規(guī)律與5×105時(shí)的相同。當(dāng)振幅相同時(shí),與循環(huán)周次為5×105時(shí)相比,循環(huán)周次為6×105時(shí)的磨損體積更大。

圖4 循環(huán)周次5×105、6×105時(shí)不同振幅的磨損體積Fig.4 Wear volumes of different amplitudes at 5×105 and 6×105 cycles

Archard公式被廣泛用于微動(dòng)磨損行為評(píng)價(jià),其主要作用是獲取材料磨損系數(shù)。方程假設(shè)材料磨損系數(shù)為常數(shù),用公式表示為:

V=KFS

(1)

其中:V為磨損體積;K為磨損系數(shù);F為法向接觸力;S為切向滑移距離。由于試驗(yàn)中摩擦副被加載正弦位移,因此S可通過下式計(jì)算:

S=4Aft

(2)

其中:A為正弦位移幅值;f為加載頻率;t為試驗(yàn)時(shí)間。將式(2)代入式(1)后,等式兩邊對(duì)時(shí)間t求導(dǎo)后得到磨損速率和磨損系數(shù)的關(guān)系:

V=4KFAf

(3)

研究[14]發(fā)現(xiàn)磨損系數(shù)在微動(dòng)磨損過程中不是保持穩(wěn)定的,而是在磨損初期迅速到達(dá)峰值后,緩慢下降最終趨于穩(wěn)定。因此,為了獲取準(zhǔn)確的磨損系數(shù),應(yīng)對(duì)式(1)作如下調(diào)整:

DV=KF·DS

(4)

其中,DV和DS分別為某段時(shí)間內(nèi)磨損體積變化量和滑移距離變化量。5×105和6×105磨損次數(shù)對(duì)應(yīng)的磨損時(shí)間分別為4.63 h和5.56 h,因此磨損系數(shù)K表示為:

(5)

基于式(5)得到圖5所示的不同振幅下磨損系數(shù)變化。由圖5可知,磨損系數(shù)由位移幅值為20 μm時(shí)的1.014×10-13Pa-1快速增加至位移幅值為50 μm時(shí)的1.939×10-13Pa-1;隨著位移幅值繼續(xù)增加至100 μm時(shí),磨損系數(shù)的增速減緩,磨損系數(shù)增加至2.358×10-13Pa-1;隨著位移幅值進(jìn)一步增加至150 μm時(shí),磨損系數(shù)增加至3.653×10-13Pa-1。

圖5 不同振幅的磨損系數(shù)Fig.5 Wear coefficients of different amplitudes

在高溫高壓水中,腐蝕磨損是微動(dòng)磨損中的主要機(jī)理。振幅較小時(shí),接觸狀態(tài)為黏著,高溫水難以進(jìn)入接觸面,腐蝕的作用較小;振幅逐漸增加,接觸副相對(duì)滑動(dòng),高溫水腐蝕作用顯著,機(jī)械磨損和腐蝕磨損相互促進(jìn),使磨損體積迅速增加;當(dāng)振幅較高時(shí),穩(wěn)定的氧化磨屑層形成后,磨損體積的增速逐漸降低。

2.2 磨損機(jī)制分析

圖6～9分別為振幅20、50、100和150 μm時(shí),循環(huán)周次為5×105、6×105時(shí)的磨損表面區(qū)域和局部放大的SEM圖。如圖7a和c所示,振幅為20 μm時(shí),磨損為不連續(xù)的線狀,線狀的中心黏著區(qū)大部分區(qū)域未被損傷,幾乎與基體表面一致,部分區(qū)域受到損傷。由表面局部放大形貌(圖6b和d)可知,磨損表面主要為部分滑移區(qū),在接觸中心,磨損機(jī)制以黏著磨損為主,在接觸邊緣,磨損機(jī)制以氧化磨損為輔,因此部分滑移區(qū)的磨損體積較小。當(dāng)振幅增大到50 μm時(shí),如圖7a和c所示,磨損寬度增加。磨損形貌依然呈現(xiàn)部分滑移區(qū)的特征,振幅增加,接觸體之間的相對(duì)滑動(dòng)變得容易,黏著區(qū)塑性變形逐漸積累,微滑區(qū)磨損程度加劇。由表面局部放大形貌(圖7b和d)可知,振幅增加,黏著處發(fā)生材料的撕裂,較大尺寸的金屬顆粒脫落后在往復(fù)碾壓作用下形成磨屑,同時(shí)在管表面形成較大的磨坑。當(dāng)振幅進(jìn)一步增大到100 μm時(shí),如圖8a和c所示,磨損寬度進(jìn)一步增加。部分滑移區(qū)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橥耆茀^(qū),中心的黏著區(qū)幾乎消失,磨損表面被第三體(存在于摩擦表面的摩擦產(chǎn)物,將兩體摩擦變?yōu)槿w摩擦)覆蓋,相應(yīng)的主要磨損機(jī)制轉(zhuǎn)變?yōu)檠趸p和剝層磨損,從表面局部放大形貌(如圖8b和d)可知,磨損表面存在大量第三體和剝層產(chǎn)生的大尺寸金屬顆粒。當(dāng)振幅為150 μm時(shí),磨屑的產(chǎn)生和排出速度增加,表面存在大量第三體,磨損寬度達(dá)到最大,如圖9a和c所示。磨損中心的磨屑呈波浪形且磨屑聚集程度較高,剝層脫落后在磨損表面形成磨坑,如圖9b、d所示。在高溫高壓水環(huán)境下,機(jī)械磨損和氧化磨損是微動(dòng)磨損的主要機(jī)制。由圖9e可知,往復(fù)運(yùn)動(dòng)所產(chǎn)生的磨屑被氧化,形成八面體氧化物顆粒,其元素組成如圖9f所示。同時(shí)由圖6～9可知,循環(huán)周次由5×105增加到6×105,相同振幅時(shí)的磨損寬度逐漸增加。

圖6 振幅為20 μm時(shí)690TT合金循環(huán)周次為5×105(a, b)和6×105(c,d)時(shí)的磨蝕形貌和局部放大SEM圖Fig.6 Fretting corrosion morphology and local magnification SEM images after 5×105(a, b) and 6×105(c, d) cycles at displacement amplitude of 20 μm of 690TT alloy

圖7 振幅為50 μm時(shí)690TT合金循環(huán)周次為5×105(a,b)和6×105(c,d)的磨損形貌和局部放大SEM圖 Fig.7 Fretting corrosion morphology and local magnification SEM images after 5×105(a, b) and 6×105(c, d) cycles at displacement amplitude of 50 μm of 690TT alloy

圖8 振幅為100 μm時(shí)690TT合金循環(huán)周次為5×105(a,b)和6×105(c,d)的磨損形貌和局部放大SEM圖 Fig.8 Fretting corrosion morphology and local magnification SEM images after 5×105(a, b) and 6×105(c, d) cycles at displacement amplitude of 100 μm of 690TT alloy

圖9 振幅為150 μm時(shí)690TT合金循環(huán)周次為5×105(a,b)和6×105(c,d)的磨損形貌和局部放大SEM圖,磨屑SEM圖和能譜分析(e,f) Fig.9 Fretting corrosion morphology and local magnification SEM images after 5×105(a, b) and 6×105(c, d) cycles at displacement amplitude of 150 μm of 690TT alloy, SEM image and energy spectrum analysis of abrasive dust (e, f)

圖10為振幅100 μm、循環(huán)周次5×105和6×105時(shí)EDS測(cè)得的磨損表面元素線分布圖譜。由圖譜可知,690TT合金是Ni基合金,405SS是Fe基合金,但是690TT合金的磨損表面Fe含量較高,這說明有405SS的磨損材料轉(zhuǎn)移到690TT合金表面。磨損后材料表面磨損區(qū)的O含量增加,而未磨損區(qū)域氧含量較低,表明磨損表面被氧化,這一結(jié)果與圖9e中的結(jié)果一致,說明存在氧化磨損。在該磨損條件下,未觀察到690TT合金表面有裂紋萌生,主要的磨損機(jī)制為氧化磨損、磨粒磨損和剝層磨損。

圖10 振幅為100 μm、循環(huán)周次為5×105(a)和6×105(b)時(shí)EDS測(cè)得的690TT合金磨損表面元素線分布圖Fig.10 Line distribution of elements on wear scars surface of 690TT alloy measured by EDS after 5×105 (a) and 6×105 (b) cycles at displacement amplitude of 100 μm

3 結(jié)論

通過對(duì)國(guó)產(chǎn)690TT合金傳熱管和405SS組成的摩擦副在高溫高壓水環(huán)境下開展微動(dòng)磨損試驗(yàn),分析后得出如下結(jié)論。

1) 在高溫高壓水環(huán)境中,振幅從20 μm增加到150 μm時(shí),690TT合金管在磨損5×105次時(shí)瞬態(tài)磨損系數(shù)從1.014×10-13Pa-1系數(shù)增加至3.653×10-13Pa-1。

2) 在高溫高壓水環(huán)境中,微動(dòng)磨損情況極為復(fù)雜,多種磨損機(jī)制的聯(lián)合作用造成微動(dòng)損傷,其中包含黏著磨損、疲勞磨損、剝層磨損和氧化(腐蝕)等。振幅較小時(shí),主要的磨損機(jī)制為黏著磨損,特征區(qū)域?yàn)轲ぶ鴧^(qū),振幅增大時(shí),磨損機(jī)制轉(zhuǎn)變?yōu)檠趸p、剝層磨損和磨粒磨損。

3) 循環(huán)周次影響磨損深度和磨損寬度,對(duì)損傷機(jī)制改變影響較小。