陳 濤，陳 亮，陸文杰，邱振生，劉 攀，徐 曉，劉東杰

(1.核電安全監(jiān)控技術(shù)與裝備國家重點實驗室，廣東 深圳 518172；2.深圳中廣核工程設(shè)計有限公司，廣東 深圳 518172)

某壓水堆核電廠反應(yīng)堆壓力容器(RPV)頂蓋法蘭制造期間產(chǎn)生焊接缺陷，該頂蓋法蘭與容器法蘭之間采用螺栓連接，材料為低合金鋼16MND5，頂蓋法蘭內(nèi)壁面及底部密封面均采用不銹鋼308L和309L進行帶極堆焊。該缺陷沿環(huán)向范圍大于8°，跨越1.5根主螺栓，一側(cè)緊鄰四位一體鍵鍵槽。根據(jù)RCC-M規(guī)范[1]B3172.1，內(nèi)壁堆焊層不承擔(dān)機械載荷，但對溫度載荷起中間傳導(dǎo)作用；密封面堆焊層則直接承受軸向載荷，對RPV密封性能起決定性作用[2]。該缺陷造成頂蓋法蘭母材減薄，對一回路的完整性、密封性及安全性構(gòu)成嚴重影響，若處置不當(dāng)則存在鍛件報廢風(fēng)險。

對于該類缺陷，除整體更換鍛件外，補焊是目前較為成熟且得到廣泛應(yīng)用的缺陷修復(fù)技術(shù)，是設(shè)備服役安全的重要保障。

本文基于該焊接缺陷產(chǎn)生的原因，從應(yīng)力、疲勞、密封角度分析該缺陷對RPV結(jié)構(gòu)完整性的影響，從而確定最終的缺陷修復(fù)方案。

1 缺陷清除及原因分析

超聲檢測(UT)顯示，本文研究的焊接缺陷位于密封面不銹鋼堆焊層與頂蓋法蘭低合金鋼母材的焊接熔合線附近，如圖1所示，缺陷整體尺寸約為300 mm×35 mm×35 mm(周向×徑向×軸向)，不銹鋼堆焊層高為32 mm，低合金鋼區(qū)域尺寸為300 mm×35 mm×3 mm。

根據(jù)UT位置對缺陷進行打磨清除，直至液體滲透檢測(PT)合格；打磨深度至約31.5 mm后改為每次打磨0.5 mm并邊磨邊檢，以確定缺陷性質(zhì)；最終打磨至原焊縫熔合線下2 mm，并對缺陷邊緣進行圓角過渡。

通過對焊接過程控制文件、焊接參數(shù)的反復(fù)研究及缺陷清除過程中的進一步檢測[3-4]，確定該焊接缺陷性質(zhì)為斷續(xù)夾渣、焊道未充分熔合缺陷。缺陷產(chǎn)生的根本原因及產(chǎn)生過程分析如下：1) 上一道焊道焊接過程中，堆焊層與母材熔合不理想，焊縫邊緣成型不良，產(chǎn)生細小夾渣，且未對其進行認真檢查和清理；2) 下一道焊道搭接過程中，未發(fā)現(xiàn)上一條焊道的焊接質(zhì)量問題，未對上一條焊道邊緣進行打磨就繼續(xù)焊接，導(dǎo)致兩條焊道搭接部位產(chǎn)生夾渣；3) 待堆焊表面清理不徹底，可能存在灰塵、油脂等影響焊接質(zhì)量的雜質(zhì)。

2 修復(fù)方案

出于結(jié)構(gòu)防腐蝕需要，保證低合金鋼材料不與冷卻劑直接接觸，設(shè)備內(nèi)表面需堆焊不銹鋼，如圖1所示(過渡層堆焊309L、耐蝕層堆焊308L)。將缺陷區(qū)域內(nèi)低合金鋼材料用不銹鋼堆焊層代替，原結(jié)構(gòu)形式無實質(zhì)性改變，不會形成原電池腐蝕關(guān)系，且避免了采用低合金鋼材料補焊在設(shè)備服役期間跟蹤檢查的風(fēng)險。基于上述分析并參考RCC-M規(guī)范[1]S7600，制定補焊方案如下：1) 缺陷打磨部位低合金鋼減薄區(qū)域由不銹鋼焊縫金屬替代，首層堆焊309L，后續(xù)層堆焊308L；2) 對缺陷整圈坡口進行45°整形處理，打磨區(qū)域沿環(huán)向?qū)ΨQ設(shè)計，缺陷及坡口剖面尺寸如圖2所示；3) 采用手工焊條電弧焊方法進行缺陷修復(fù)；4) 補焊實施過程中，在缺陷打磨區(qū)域熔合線上整圈覆蓋309L搭接焊道，在搭接焊道之上熔敷309L加強焊道，再采用308L不銹鋼材料進行填充，直至與密封面底面齊平；5) 對補焊部位進行PT、目視檢測(VT)及UT并合格。

圖1 反應(yīng)堆壓力容器頂蓋法蘭(a)及缺陷位置(b)示意圖Fig.1 Schematic diagram of RPV head flange (a) and weld defect location (b)

圖2 缺陷及坡口剖面示意圖Fig.2 Section schematic diagram of defect and groove

按上述方案完成該焊接缺陷的修復(fù)，對補焊區(qū)域UT未發(fā)現(xiàn)二次缺陷，焊接修復(fù)效果良好。

3 力學(xué)分析及評價

缺陷修復(fù)后，由于3 mm厚不銹鋼焊縫組織替代了原母材鍛件，局部結(jié)構(gòu)強度減弱；另外，異種金屬材料對局部溫度場的影響無法線性評估。因此，該補焊方案需結(jié)合結(jié)構(gòu)完整性評價進行工程應(yīng)用。該缺陷位于RPV法蘭密封面附近，不僅影響到缺陷附近結(jié)構(gòu)的應(yīng)力、疲勞性能，還可能影響RPV的密封性，因此確定力學(xué)評價內(nèi)容為應(yīng)力分析、疲勞分析和密封分析。

本文假設(shè)補焊工藝結(jié)合補焊后的熱處理工藝達到的消應(yīng)力效果與設(shè)計階段一致，即力學(xué)評價不考慮焊接殘余應(yīng)力的影響[5-6]。

3.1 有限元模型

由于缺陷尺寸較大，包含整個缺陷的完整計算模型可達25萬個單元，在內(nèi)部冷卻劑及主螺栓預(yù)緊力的作用下，結(jié)構(gòu)場和溫度場相互耦合，且密封接觸面非線性效應(yīng)復(fù)雜，出于節(jié)省計算資源和計算時間考慮，首先對計算模型進行簡化處理。

1) 完整模型

采用三維實體模型，考慮整個缺陷區(qū)域及邊緣效應(yīng)，完整模型共包含3個螺栓。以半個螺栓為單元對補焊區(qū)域進行分區(qū)處理，共分成6個單元，如圖3所示。

圖3 模型分區(qū)示意圖Fig.3 Division diagram of model

2) 局部模型

第2～4單元的局部模型如圖4所示。分區(qū)后局部模型共分成3類：圖4a對應(yīng)第2單元，位于缺陷邊緣緊鄰鍵槽一側(cè)；圖4b對應(yīng)第3、4單元，位于缺陷中間位置；第5單元則位于缺陷另外一端，無鍵槽影響。

a——第2單元；b——第3、4單元圖4 第2～4單元局部模型示意圖Fig.4 Diagram of local model of unit 2-4

3.2 模型有效性驗證

選取第2、3、5單元進行試算，關(guān)注補焊區(qū)域應(yīng)力結(jié)果并與完整模型計算結(jié)果進行對比，驗證局部模型的有效性。焊接缺陷對應(yīng)力分布有明顯影響，如圖5所示。由圖5可見：1) 由于材料不連續(xù)效應(yīng)，補焊不銹鋼與頂蓋法蘭母材過渡區(qū)域應(yīng)力有明顯的突變(圖5a)；2) 密封面軸向壓載荷對補焊區(qū)域應(yīng)力有影響，靠近外壁面密封面傾角起始位置應(yīng)力達到最大值(圖5b)；3) 由于忽略了小的過渡圓角，鍵槽及頂蓋法蘭位置兩垂直面相交處產(chǎn)生了應(yīng)力集中。

圖5 第2單元補焊區(qū)域應(yīng)力分布云圖(a)與法蘭密封面應(yīng)力分布趨勢(b)Fig.5 Contour of stress distribution (a) and stress distributing trend in sealing surface (b) in repaired area of unit 2

上述材料、結(jié)構(gòu)、接觸單元及密封面軸向載荷的影響均為非線性作用，因此補焊部位應(yīng)力分布是各因素綜合作用的結(jié)果。

采用不同模型計算了缺陷附近區(qū)域母材的應(yīng)力，對比結(jié)果列于表1。表1中，Pm為總體一次薄膜應(yīng)力強度，Pm+Pb為總體一次薄膜+彎曲應(yīng)力強度。由表1可見，完整模型較局部模型結(jié)果更保守，第5單元結(jié)果可被第2單元所包絡(luò)。分區(qū)后，局部模型較完整模型對應(yīng)位置的剛度變小，從結(jié)構(gòu)強度及結(jié)構(gòu)對稱性考慮，總體上認為應(yīng)力結(jié)果相對關(guān)系合理。因此，最終選取第2、3單元模型開展詳細的力學(xué)評價，并保守采用表1中最大比例系數(shù)1.3對局部模型結(jié)果進行修正。

表1 不同模型計算的應(yīng)力結(jié)果對比Table 1 Comparison of stress result with different models

3.3 應(yīng)力、疲勞分析

考慮內(nèi)壓、溫度、主螺栓預(yù)緊載荷，對補焊區(qū)域開展全工況下的應(yīng)力和疲勞分析，研究關(guān)鍵路徑(圖6)的計算結(jié)果滿足RCC-M規(guī)范[1]B3200關(guān)于應(yīng)力強度和疲勞使用因子的限值要求。工況名稱及條件列于表2，上述工況是核電在役運行、試驗等對應(yīng)的假定工況條件，總體要求來自RCC-M規(guī)范[1]。計算結(jié)果及裕量列于表3，計算值采用如下方式修正。

1) 第1、3、4類及水壓試驗工況的Pm、Pm+Pb直接采用比例系數(shù)1.3線性修正。

2) 第2類工況下，僅修正計算結(jié)果中的一次應(yīng)力分量，修正后的一次+二次應(yīng)力幅值S′n的計算公式為：

圖6 評價截面位置Fig.6 Evaluating section location

表2 工況條件Table 2 Loading condition

注：第2、3、4類工況共有幾十種假設(shè)條件，表2僅舉例說明

表3 各工況下的應(yīng)力強度和累積疲勞使用系數(shù)Table 3 Stress intensity and accumulative fatigue usage factor under different conditions

注：裕量=(1-計算值/限值)×100%

S′n=P′+Q=P×1.3+(Sn-P)

(1)

其中：P為一次應(yīng)力，包括薄膜、彎曲等分量；P′為修正后的一次應(yīng)力；Q為二次應(yīng)力；Sn為一次+二次應(yīng)力幅值。

3) 累積疲勞使用系數(shù)U的修正基于Sn的變化率，即認為U的變化與Sn的變化呈冪級關(guān)系，對于頂蓋法蘭母材保守取冪級系數(shù)為3[1]。

補焊后應(yīng)力強度、累積疲勞使用系數(shù)的裕量較原始設(shè)計變小，最小裕量位于路徑1，緊鄰補焊區(qū)域，但仍滿足規(guī)范要求[1]。如第1、3條修正方式所述，由于應(yīng)力強度和累積疲勞使用系數(shù)選取的原因，上述結(jié)果具有一定的保守性。

3.4 特殊應(yīng)力分析

密封面支承應(yīng)力評價公式為：

σa=F/Sa

(2)

其中：σa為支承應(yīng)力；F為密封面承受的軸向壓載荷，考慮了頂蓋質(zhì)量、內(nèi)壓反力、主螺栓預(yù)緊力、密封環(huán)反力等分量；Sa為支承面積。根據(jù)RCC-M規(guī)范B3238.1a，密封面堆焊層支承應(yīng)力限值應(yīng)取母材的材料屬性。計算得系統(tǒng)水壓試驗工況下密封面支承應(yīng)力裕量最小，σa=298.9 MPa

3.5 RPV密封分析

在應(yīng)力計算模型基礎(chǔ)上考慮密封槽結(jié)構(gòu)及密封環(huán)反力開展升降溫等典型工況下的密封分析[7]，獲得頂蓋法蘭、容器法蘭之間的分離量，結(jié)果滿足設(shè)計要求。RPV密封性能主要受法蘭和螺栓剛度、螺栓載荷以及密封面局部結(jié)構(gòu)影響，該缺陷補焊后密封面總體尺寸未發(fā)生變化，母材補焊區(qū)域相對頂蓋法蘭仍屬局部區(qū)域，對頂蓋法蘭整體剛度影響較小，因此認為上述密封分析結(jié)果合理。

4 結(jié)論

本文基于某反應(yīng)堆壓力容器頂蓋法蘭焊接缺陷的產(chǎn)生原因及當(dāng)下技術(shù)現(xiàn)狀，提出了異種材料焊接缺陷的修復(fù)方案，從焊接和力學(xué)角度對該修復(fù)方案進行了綜合分析，評價其對RPV性能的影響，論證該修復(fù)方案的可行性。該反應(yīng)堆壓力容器頂蓋法蘭焊接修復(fù)效果良好，本文評價為其焊接修復(fù)工藝實施提供了有力的技術(shù)支撐，避免了設(shè)備潛在的報廢風(fēng)險。