核電站接管角焊縫OVERLAY堆焊修復數(shù)值模擬及殘余應力分析

崔 勇

江蘇核電有限公司，江蘇 連云港 222000

0 前言

SA508-Ⅲ是低碳合金鋼，其典型組織為97%上貝氏體+3%碳化物，是核電設備中壓力容器的典型用鋼[1]。為了保證與主設備相連接的支管的耐腐蝕性能，支管材料多選用奧氏體不銹鋼，兩者之間先采用鎳基合金進行預堆隔離，再采用角焊縫形式進行連接。核電站服役經(jīng)驗表明，異種金屬材料的差異使得角焊縫及預堆層在長期高溫、高壓、高輻射環(huán)境下，常因應力腐蝕、疲勞腐蝕、疲勞等因素產(chǎn)生裂紋或其他超標缺陷，嚴重影響核電站的安全運行[2]。典型案例如某核電站在運行期間2號機組發(fā)生脈沖管線BOSS頭焊縫漏水事件[3]。為修復此類型接管受損結構或焊縫，保證其服役性能，可采用打磨+補焊、切割+更換及OVERLAY堆焊修復三種方式。前兩種方式局限性較大，OVERLAY堆焊修復方式不僅可以加強原焊縫結構，還能改善原焊縫結構的應力狀態(tài)。目前該種修復方式在各大核電站得到了應用及推廣。

為了保證接管角焊縫及預堆層在OVERLAY修復后的安全可靠服役，合適的堆焊結構并控制堆焊過程中的殘余應力都是必須的。隨著焊接試驗數(shù)據(jù)的積累和相關理論的完善，殘余應力分布規(guī)律的研究從機械法及物理法等試驗手段拓寬至以有限元分析為主的數(shù)值模擬手段[4-5]。但由于接管角焊縫及預堆層不僅包含多種材料，而且結構復雜（為復雜的空間相貫線），且堆焊結構為多層多道焊，使殘余應力計算更為復雜繁瑣。魏敏[6]等運用有限元分析方法對核壓力容器接管安全端的堆焊修復失效進行評定，通過仿真計算證明了增加堆焊層厚度可以有效促進結構的安全性；張世偉[7]等針對核電廠穩(wěn)壓器噴霧管接管嘴堆焊結構建立軸對稱有限元模型，通過數(shù)值模擬方式闡述了結構在堆焊后及運行工況下的應力分布；李守彬[8]等運用有限元分析計算了支管座結構堆焊修復過程的應力分布，為實現(xiàn)支管座焊縫原有壓應力分布提供了具體的研究方向。

針對某核電站主管道儀表接管角焊縫及預堆層的缺陷，文中基于國內外已有的維修經(jīng)驗，制定了OVERLAY堆焊修復的技術路線，通過ABAQUS的熱-力順序耦合方式及熱循環(huán)曲線法模擬堆焊修復過程中溫度場和應力應變場，根據(jù)工藝需求開展不同堆焊厚度、不同線能量下的殘余應力分布和焊接變形特性分析，為堆焊工藝的優(yōu)化、堆焊層壽命評估尤其是現(xiàn)場堆焊修復方案的制定提供數(shù)據(jù)支撐。

1 堆焊修復技術路線

1.1 堆焊修復結構

某核電站主設備上的一種接管角焊縫結構如圖1所示，由低合金鋼管道、兩層不銹鋼預堆層、不銹鋼馬鞍形坡口角焊縫及不銹鋼接管構成。根據(jù)國內外類似結構運行經(jīng)驗，在預堆層和角焊縫可能出現(xiàn)裂縫或超標顯示。根據(jù)項目修復需求，結合現(xiàn)場工程實施條件，制定了以OVERLAY堆焊修復為主的技術路線，即在預堆層和角焊縫外側熔覆一層堆焊層，實現(xiàn)結構的加強，從而保證角焊縫結構的服役性能。

圖1 接管角焊縫結構示意Fig.1 Structural diagram of fillet weld

根據(jù)國內已開展的結構堆焊修復經(jīng)驗[4]并參考ASME Case N-740/N-504標準規(guī)范要求[9-10]，基于最嚴苛的假設條件，即預堆層全失效、角焊縫全貫穿的情況，并根據(jù)接管角焊縫結構的形式、材料和工況具體情況，開展堆焊結構設計。同時，考慮到異型堆焊結構體積檢測技術難點，采用直面型表面結構設計理念，將堆焊層外表面設計為圓錐面，以實現(xiàn)OVERLAY堆焊層超聲波檢測。綜合考量后設計的堆焊結構形式如圖2所示。

圖2 堆焊結構示意Fig.2 Schematic diagram of the cladding structure

1.2 材料參數(shù)

管道材料為SA508-Ⅲ低合金鋼，接管材料為316L不銹鋼，管道和接管間的兩層預堆層材料分別為Inconel 182、Inconel 82，角焊縫及堆焊層材料為52M，材料的部分性能參數(shù)如圖3所示[11-12]。

圖3 材料性能參數(shù)Fig.3 Material performance parameters

1.3 堆焊結構尺寸計算

在結構形式設計完成后，根據(jù)ASMEⅪ篇[13]關于堆焊結構設計的要求，參考斷裂力學理論及規(guī)范要求的缺陷深度與待修復結構的厚度比、堆焊結構長度設計原則，代入角焊縫結構的材料及原始尺寸，分別計算堆焊修復層的厚度及長度，并通過規(guī)范要求的膜應力、彎曲應力及剪切應力的評價準則進行結構校核，從而完成堆焊結構的迭代優(yōu)化，最終獲得最小堆焊結構：堆焊厚度約為10 mm，堆焊長度約為60 mm。

1.4 焊道規(guī)劃及焊接順序

由于接管角焊縫堆焊層存在兩層預堆層，加大了馬鞍形焊縫的焊接難度，經(jīng)過初期工藝摸索及試驗，確定堆焊工藝如下：先在管道表面進行填充層的堆焊，與預堆層表面齊平后，再由下向上逐道覆蓋原預堆層及焊縫表面，最后由內至外逐漸完成堆焊。焊道規(guī)劃如圖4所示。

在建模過程中，對焊道幾何特征進行適應性簡化，每道焊道均進行一定的規(guī)則化處理，焊接順序為從馬鞍形頂部開始逆時針堆焊，每完成一道控溫至180℃以下后，方可進行下一道次的堆焊。

圖4 焊道規(guī)劃示意Fig.4 Schematic diagram of the weld path plan

2 有限元分析模型建立

考慮到周向焊接的連續(xù)性及接管角焊縫幾何結構的特性，基于接管角焊縫的結構特性在CAD軟件中建立三維模型，再導入ABAQUS中建立有限元分析模型。首先在前處理模塊中完成網(wǎng)格劃分，再通過熱源校核完成焊接熱源模型的建立和校正，然后通過前處理模塊完成材料賦予、載荷添加、邊界條件設定等，最后提交給求解器完成分析計算，具體流程如圖5所示。

圖5 焊接過程數(shù)值模擬流程Fig.5 Schematic diagram of the numerical simulation flow of the welding process

2.1 網(wǎng)格劃分

根據(jù)熱-力順序耦合方式的要求，在ABAQUS中分別建立熱分析模型和力分析模型，且為確保計算的統(tǒng)一性，兩種分析模型采用相同的網(wǎng)格劃分。為提高計算準確性并平衡計算時間，按照距離堆焊層位置的遠近對網(wǎng)格進行劃分并盡可能選用質量較好的六面體規(guī)則網(wǎng)格，堆焊層及其附近的網(wǎng)格密集，遠離堆焊層逐漸稀疏，網(wǎng)格模型如圖6所示。整個模型共472 323節(jié)點和443 042個單元。熱分析模型選用DC3D8單元，力分析模型選用C3D8R單元。

圖6 網(wǎng)格模型Fig.6 Grid model

2.2 熱源模型

熱源模型的選取、建立及校核是實現(xiàn)焊接過程數(shù)值模擬的關鍵。焊接過程中熱源具有局部集中性、瞬時性和移動性等，容易形成梯度較大的不均勻溫度場，而不均勻溫度場是導致焊接過程及焊后形成較大殘余應力和變形的根本原因。因此，合理的熱源模型選取直接關系到后續(xù)數(shù)值模擬的計算精度及準確性。文中采用雙橢球移動熱源模型，該模型前半部分和后半部分分別為長度不同的1/4橢球，如圖7所示，不僅考慮了焊接電弧的挖掘和攪拌效應，還考慮了厚度方向的熱效應，更接近文中采用的自動氬弧焊的真實焊接熱流分布。

圖7 雙橢球熱源模型Fig.7 Double ellipsoidal heat source model

2.3 熱循環(huán)曲線法

文中模型構件尺寸大、網(wǎng)格數(shù)量較多且焊道多，采用移動熱源+生死單元技術的計算量較為龐大，需適當簡化溫度場計算，即采用熱循環(huán)曲線法進行熱-力耦合的計算。首先使用對應的焊接工藝和模型構件結合雙橢球熱源進行初步溫度場計算，通過調整雙橢球熱源的各個參數(shù)確保溫度場計算的準確性；在得到初始溫度場分布之后，提取出對應的各個焊道的熱循環(huán)曲線；然后將熱循環(huán)曲線作為熱學溫度載荷依次加載到對應的焊道上，從而計算出完整的溫度場，再利用熱彈塑性理論完成力學模型的有限元分析計算。在使用熱循環(huán)曲線加載計算溫度場的過程中，由于未考慮到熱源的移動，焊接順序及方向對最終焊接應力應變結果的影響很大，因此在接管角焊縫堆焊過程數(shù)值模擬仿真過程中，將每條焊縫分成8段，且保證在馬鞍形頂部區(qū)域和底部區(qū)域焊接的連續(xù)性，熱循環(huán)曲線按照焊接方向依次被加載到各個焊縫段上。

2.4 邊界條件

焊接開始前，結構處于常溫環(huán)境，設定初始溫度和環(huán)境溫度為20℃。由于是在空氣中進行焊接作業(yè)，故結構與外界接觸的面均設置對流邊界，對流換熱系數(shù)為20 W/（m2·℃），設置結構的輻射發(fā)射率為0.85。另外，根據(jù)實際層間溫度控制的要求，在焊縫降至150℃再開始下一道次的焊接，因此在每道焊接完成后均設置200～300 s的冷卻時間，確保溫度降至150℃以下。

在力分析計算中，對結構邊緣設定剛性位移約束，用于模擬焊接過程中工裝對試件的約束。

3 有限元結果分析

3.1 熱分析模型計算結果

完成材料參數(shù)及熱源模型添加、接觸屬性和邊界設置，完善接管角焊縫堆焊熱分析模型后，將模型導入ABAQUS求解器中進行熱分析計算，并在后處理中查看結果。接管角焊縫在第一道次焊接過程的溫度場計算結果如圖8所示。

圖8 第一道次溫度場結果Fig.8 Temperature field results of the first pass

在ABAQUS中，溫度云圖從深藍色到鮮紅色表示溫度從低到高，灰色區(qū)域則表示該區(qū)域達到焊絲熔化溫度，可認為是熔池部分。從圖8a可以看出，堆焊進行到3 s左右時熱源溫度約為2 460℃，焊縫熔池和模型的溫度場分布呈橢圓狀，焊縫區(qū)域等溫線密集，遠離熱源處等溫線稀疏直至消失。隨著堆焊過程的進行，熱源從馬鞍形頂部繞著接管向頂部移動，焊縫起始部位將熱量傳輸?shù)狡渌麉^(qū)域，溫度迅速下降，而下一個焊接區(qū)域溫度迅速上升，形成新的熔化區(qū)。焊接完成后，各點溫度均迅速下降，逐漸趨于一致。焊接仿真完成后，選擇各層具有代表性的道次溫度場進行分析，不同道次焊接過程的溫度場分布如圖9所示，各道次間溫度場分布趨勢接近一致，最高溫度基本維持在2 400～25 00℃。

圖9 各道次溫度場結果Fig.9 Temperature field results of each channel

溫度場計算完成后，提取出熔池區(qū)域內各典型點的熱循環(huán)曲線并求平均值，獲得每條焊道中各段的熱循環(huán)曲線。第一道次焊道第二段的熱循環(huán)曲線如圖10所示。

圖10 第一道次第二段的熱循環(huán)曲線Fig.10 Thermal cycling curve of the first section of the first pass

由圖10可知，焊接開始前，該段截面各節(jié)點溫度均較低，熱源移動靠近時，各點溫度均快速上升，溫度發(fā)生劇烈變化，該截面節(jié)點中最高溫度迅速上升到約2 650℃。隨著熱源逐漸遠離該截面，各點溫度快速下降，10 s內降至約600℃，散熱速度非常快。這是由于溫度高時，熱輻射引起的熱量傳導非常迅速，隨著溫度的降低，降溫速度在逐漸降低，直至平緩。取該熔池截面區(qū)域所有點的平均溫度用于表征第一道次第二段的溫度變化趨勢，繪制熱循環(huán)曲線如圖10b所示。初始溫度場計算后，分別提取出各道次每段的熱循環(huán)曲線，將其作為溫度載荷加載后提交至求解器完成完整的溫度場計算。

3.2 力分析計算結果

將完整溫度場計算結果作為載荷輸入設置完善力分析模型，再將力分析模型提交后完成力學分析計算。為更清晰地表達接管及接管角焊縫的應力應變狀態(tài)，建立以接管軸線方向為圓柱軸向的柱坐標系，堆焊后的應力狀態(tài)如圖11所示。

圖11 接管角焊縫堆焊后應力分布Fig.11 Stress distribution after fillet weld overlay of nozzle

圖11a的Von Mises等效應力結果表明應力集中區(qū)域位于堆焊層與主管道接觸區(qū)域、堆焊層表面及堆焊層與接管接觸區(qū)域，最大應力為520 MPa，超過材料的屈服強度，該位置的塑性變形較大。同時，原焊縫及預堆層的等效應力水平都低于200 MPa，未達到材料的屈服強度。圖11b徑向應力場計算結果表明堆焊層結構分向應力均為正值，越靠近外側下端，拉應力越高；而原焊縫結構大部分區(qū)域及管道表面部分的分向應力轉變?yōu)樨撝?，該區(qū)域的應力狀態(tài)轉變?yōu)閴簯?，表明堆焊層對該區(qū)域應力狀態(tài)有改善作用。圖11c、11d的周向和軸向應力場計算結果表明堆焊層結構分向應力為正值，越靠近外側兩端，拉應力越高，而越靠近內側，應力逐漸轉變?yōu)樨撝?，原焊縫、預堆層及主管道多呈壓應力分布。

根據(jù)接管角焊縫堆焊層結構特點，選擇如圖12所示的4個路徑分別對堆焊后應力分布狀態(tài)進行分析，路徑各方向應力如圖13所示。

圖12 路徑1～4示意Fig.12 Schematic diagram of path 1～4

圖13 路徑1～3各方向應力Fig.13 Stress in all directions of path 1～3

由圖13可知，越靠近外側堆焊層，表面殘余應力越大，在焊縫區(qū)及周圍區(qū)域多表現(xiàn)為拉應力，最大徑向應力分別為180 MPa、110 MPa，最大周向應力為240 MPa、200 MPa，最大軸向應力為120 MPa、210 MPa；而往內側方向時，應力水平逐漸減小至為壓應力，靠近最內側附近多表現(xiàn)為壓應力，最大徑向壓應力為39 MPa，最大周向壓應力為-270 MPa，最大軸向壓應力為-202 MPa。路徑3各方向應力顯示原焊縫表面三個方向的應力均以壓應力為主，靠近下部應力值有所增大，但應力值范圍在-200～90 MPa，表明對原焊縫內側改善效果明顯。

路徑4各方向應力曲線如圖14所示?？梢钥闯?，路徑4在焊趾處均存在較大的周向應力，整圈焊趾的周向應力都大于200 MPa，最大值近260 MPa，徑向應力則在50～150 MPa，軸向應力基本表現(xiàn)為壓應力。

圖14 路徑4各方向應力曲線Fig.14 Stress curve in each direction of path 4

綜上可知，三個方向分應力都呈現(xiàn)不均勻分布的特性，在馬鞍形底部和頂部位置應力較大，而在過渡區(qū)應力水平較低。

接管角焊縫在堆焊完成后冷卻收縮產(chǎn)生了焊后變形，如圖15所示，整體上變形較小。軸向變形結果顯示接管整體存在向下收縮的趨勢，最大收縮為0.63 mm；周向變形最大為0.30 mm，但支管整體不均勻，存在傾斜趨勢；徑向變形結果顯示接管右半部分向內變形，左半部分向外變形，整體向左產(chǎn)生偏移，取接管頂端內徑面4個點的變形量，其中最大徑向收縮為0.11 mm，接管整體無明顯傾斜。

圖15 焊后變形結果Fig.15 Deformation results after welding

焊后變形結果顯示接管有下凹現(xiàn)象，但無明顯傾斜，為減小接管下凹趨勢，建議在實際焊接過程中采用工裝對接管進行固定約束。

4 堆焊工藝優(yōu)化

在多層多道堆焊過程中，殘余應力和焊后變形受到多種因素的影響，尤其是堆焊層厚度和線能量，因此數(shù)值模擬時通過設置不同堆焊厚度和線能量分析不同工藝下的殘余應力和焊后變形，選擇典型的路徑1進行殘余應力對比分析，選擇接管頂端變形量進行對比分析。

4.1 堆焊厚度影響

不同堆焊厚度下路徑1應力曲線如圖16所示。由圖16可知，隨著堆焊厚度的增加，軸向應力變化較小，差別不大；原焊縫區(qū)域徑向壓應力明顯增大，有助于改善原焊縫應力狀態(tài)，但在堆焊層及堆焊層表面，徑向拉應力先減小后增大；周向應力結果顯示，隨著堆焊厚度的增加，原焊縫區(qū)域內應力狀態(tài)有所下降，但在堆焊層拉應力略有增加。

圖16 不同堆焊厚度下路徑1應力曲線Fig.16 Stress curve of path 1 with different surfacing thickness

不同堆焊厚度焊后變形結果如表1所示?？梢钥闯?，隨著堆焊厚度增加，各方向收縮變形均有較大的增加，其中軸向收縮變形由0.63 mm逐漸增加至1.25 mm，徑向方向收縮變形由0.11 mm增加至0.39 mm，表明隨著堆焊厚度的增加，接管向內向下收縮越發(fā)明顯。

表1 不同堆焊厚度焊后變形結果Table 1 Post weld deformation results of different surfacing thickness

4.2 線能量影響

不同線能量下路徑1應力的結果對比如圖17所示，可以看出，隨著線能量的增加，各方向應力均有一定幅度的增加，但增幅不明顯。

圖17 不同線能量下路徑1應力曲線Fig.17 Stress curve of path 1 under different line energy

不同線能量焊后變形結果如表2所示。可以看出，隨著線能量的增加，各方向收縮變形均有一定幅度的增加，其中軸向收縮變形由0.63 mm逐漸增加至0.91 mm，徑向方向收縮變形由0.11 mm增加至0.15 mm，徑向收縮增加幅度較低。

表2 不同線能量焊后變形結果Table 2 Deformation results after welding with different wire energies

堆焊工藝優(yōu)化結果顯示，隨著堆焊厚度的增加，應力水平呈下降趨勢，但焊后變形呈增大趨勢，且向內收縮增大幅度比軸向收縮更為明顯，因此建議選擇最小堆焊厚度以降低焊后變形；隨著線能量的增加，應力水平和焊后變形均有增大趨勢，但增大幅度并不明顯，因此，在實際施焊過程中為確保焊接質量，可以適當提高線能量。

5 結論

（1）通過數(shù)值模擬，確定了設計的維修結構能夠實現(xiàn)原焊縫、預堆層及管道的應力改善，應力狀態(tài)以壓應力為主。應力分布表明，堆焊層與管道接觸區(qū)域、堆焊層表面、堆焊層與接管接觸區(qū)域的淺表層出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，接管變形以軸向方向收縮為主，最大為0.63 mm，徑向收縮最大僅0.11 mm?？蔀楹罄m(xù)焊后打磨和堆焊層兩端圓滑過渡處理提供理論支持。

（2）隨著堆焊厚度的增加，應力水平呈下降趨勢，焊后變形呈增大趨勢，且向內收縮增大幅度比軸向收縮更為明顯。

（3）隨著線能量的增加，應力水平呈上升趨勢，焊后變形也呈增大趨勢，但增幅不明顯。

（4）本文建立的堆焊修復過程數(shù)值模擬方法為順利完成針對某核電站主管道儀表接管角焊縫缺陷的堆焊工藝研發(fā)提供了有力的數(shù)據(jù)支撐。研發(fā)的堆焊工藝在后續(xù)焊接試驗過程中成型良好，焊縫質量滿足核級標準，目視、滲透、超聲及各項破壞性檢驗均達到指標要求，滿足俄羅斯標準中相關要求，具備工程應用條件。同時也可廣泛應用于核電廠接管角焊縫、支管座等結構采用堆焊修復技術的殘余應力分析及工藝優(yōu)化。通過堆焊結構設計—堆焊過程仿真—堆焊工藝優(yōu)化等路線可為該類型結構堆焊的設計及堆焊工藝的改進提供數(shù)據(jù)支撐。