核电站接管安全端异种金属焊接接头残余应力预测的研究现状

郭 舒，王海涛，韩恩厚

(中国科学院金属研究所，核用材料安全与评价重点实验室，沈阳 110016)

0 引 言

目前，我国在役与在建压水堆(PWR)核电站的设计制造广泛采用自主品牌核电技术CPR1000(二代改进型)。同时，三代核电技术AP1000(美国西屋)与EPR(法国阿海珐)也已引进并投入使用[1-3]。核电站核岛主设备包括反应堆压力容器(Reactor Pressure Vessel,RPV)、蒸汽发生器(Steam Generator,SG)、稳压器(Pressurizer,PZR)等承压容器[4-6]，是一回路系统的重要组成部分与压力边界[7-11]，制造标准严苛[7,12]。接管安全端异种金属焊接接头(Dissimilar Metal Weld Joint,DMWJ)是指用不锈钢或镍基合金焊料焊接低合金钢接管嘴和不锈钢安全端形成的用于连接低合金钢压力容器与不锈钢管道的重要过渡部件和特征结构[8,13-16]。该异种金属焊接接头的结构完整性与核电站安全密切相关[7,13,17-19]，其焊接质量对核电设备正常运行至关重要[20-21]，属于核安全重点关注部位[11]。接管安全端异种金属焊接是压力容器制造的关键技术难点[7,12,15,22]，其焊接工艺要求高，难度大[12,16,18,20]，对焊材、设备、环境、焊接参数选择、施焊人员以及无损检验工艺等都有极为严格的要求[12,16]。

接管安全端异种金属焊接接头长期处于高温、高压、交变复杂应力载荷、腐蚀性介质与中子辐照交互作用的工况下[7,8,11,17,23-24]，是一回路系统的薄弱环节[11,14,21-23]。焊接残余应力是导致焊接接头产生一次侧应力腐蚀开裂(Primary Water Stress Corrosion Cracking,PWSCC)的主要驱动因素之一[14,25]。在压水堆高温和水化学环境下，含较高焊接残余应力的600镍基合金焊缝金属易于发生一次侧应力腐蚀开裂[26-27]。过去20 a间，世界各地关于压水堆核电站的600镍基合金焊接接头出现一次侧应力腐蚀开裂迹象和泄露的事故屡有报道[28]。一次侧应力腐蚀开裂最常出现在压水堆主设备反应堆压力容器、蒸汽发生器与稳压器的接管嘴安全端异种金属焊接接头中[29]。上述问题是核电站与核安全监管机构最为关心的问题[30]，引发了国际上对该问题的广泛研究以及对缓解方案的不断探索[31]。美、日、英等国相关组织都曾设立大量的研究项目来评估影响异种金属焊接接头的一次侧应力腐蚀开裂行为，寻求建立准确衡量焊接残余应力的方法，其中包括尝试设计制造具有代表性的接管安全端试件、采用深孔法等方法测定残余应力，以及使用有限元方法对不同尺寸异种金属焊接接头的残余应力分布进行模拟预测等[27,29]。目前，美国ASME和法国RSE-M标准均要求对核级接头执行役前和在役检查[10]，同时国际原子能机构也明确指出接管安全端异种金属焊接件的可靠性预测是保证PWR安全运行的关键[32]。

因此，了解和掌握不同尺寸的压力容器接管安全端异种金属焊接接头内，尤其是贯穿接头厚度方向的残余应力分布并进行系统性的研究对保障我国核电主设备结构完整性具有重要意义；基于残余应力分布研究，一方面可以开展一次侧应力腐蚀裂纹扩展的风险评估，另一方面可以推动压力容器焊接工艺的优化与改进研究。相比于试验检测方法，有限元方法能清晰地表征复杂焊接件整体结构的残余应力分布，因此广泛用于焊接残余应力的预测。作者主要对有限元数值模拟在接管安全端异种金属焊接接头残余应力预测方面的应用与研究现状进行综述，拟给相关研究人员提供参考。

1 接管安全端异种金属焊接接头的特征

1.1 结构特征

如前文所述，反应堆压力容器、蒸汽发生器和稳压器等压水堆核岛主设备都有典型的接管安全端异种金属焊接接头结构形式[5,14,17,25,32-34]。以稳压器顶部的安全泄压阀(Safety Relief Valve,SRV)接管安全端为例，如图1[35]所示，展示典型的接管安全端异种金属焊接接头的结构组成[29-30]。可见接管安全端异种金属焊接接头主要由低合金钢接管嘴(母材)、接管内壁堆焊层、接管侧坡口预堆边(隔离层)、异种金属对接焊缝和不锈钢安全端(母材)组成[14,19,36]。为确保焊接质量，一般在设备制造厂中对接管嘴和安全端进行对接焊；在安装现场，只需进行不锈钢部件之间的焊接[2,17,19,37-38]，即不锈钢安全端与不锈钢管道之间的同种金属焊接。

图1 稳压器安全泄压阀接管安全端的典型结构示意[35]Fig.1 Typical structure diagram of nozzle to safe-end ofregulator safety relief valve[35]

不同企业设计制造出的接管安全端几何尺寸会有一些差异，并且与常规的二代加堆型相比，三代核电技术下主设备的尺寸和壁厚增大。通常，反应堆压力容器、蒸汽发生器的接管安全端异种金属焊接接头外径在840～1 000 mm，壁厚在75～90 mm[12,19,34]；稳压器的接管安全端异种金属焊接接头外径在120～350 mm，壁厚在20～50 mm[27,39]。

以秦山核电站300 MW级核电机组一回路主系统为例，其以600镍基合金为焊接材料(焊材)的异种金属焊接接头焊缝的数量统计如下：反应堆压力容器中的600镍基合金焊缝共计34条，包括4条进水口、出水口安全端焊缝，另有底部测量管套管贯穿件J型焊缝30条；一回路主系统共有2台蒸汽发生器，每台有进水口、出水口安全端焊缝各1条；稳压器共有600镍基合金焊缝95条，上封头有与喷雾管、安全泄压管连接的安全端焊缝4条，下封头有与波动管连接的安全端焊缝1条(另有90条与电加热器套管连接的贯穿件焊缝)；一回路主系统共有2台主冷却剂泵(Reactor Coolant Pump,RCP)，每台泵上有进水口、出水口安全端焊缝各1条[25]。

1.2 材料特征

在接管安全端异种金属焊接接头中，与核压力容器相连的接管嘴材料为SA508低合金钢，与一回路管道相连的安全端材料为316L奥氏体不锈钢[2-3,7-8,18,21,32,34,40-41]；反应堆冷却剂管道材料一般采用耐蚀性较好的奥氏体不锈钢[2]。低合金钢与奥氏体不锈钢在化学成分、物理性能和力学性能上存在较大差距，如低合金钢强度高，奥氏体不锈钢的线膨胀系数比低合金钢大30%～50%，热导率却只有低合金钢的1/3(20～600 ℃温度范围)[42]；二者之间的焊接比同种材料焊接困难[43]。因此，正确选择用作填充金属的焊材很关键。填充金属应能承受母材的稀释作用，能抵抗碳扩散迁移层的形成，应具有与母材相适应的物理性能，同时形成的焊缝金属应保持组织与性能的稳定[44]。此外，在选择焊材时还应考虑热开裂和残余应力等问题[44]。

目前，核电站使用的焊材涉及碳钢、低合金钢、不锈钢和镍基合金4大类[17,45-47]，具体由主设备的结构特点、主体材料类型、技术条件、生产设备和焊接工艺决定[48]。现阶段通常用不锈钢焊丝或者镍基合金焊丝连接低合金钢接管嘴和奥氏体不锈钢安全端，不锈钢焊丝一般采用308L、309L奥氏体不锈钢，镍基合金焊丝一般采用600系镍基合金(82合金、182合金)以及690系镍基合金(52合金、152合金)[2,11,32,40,43]。我国二代加CPR1000核电站的接管安全端焊接接头主要采用不锈钢焊材[3,11,40]，三代AP1000核电站的接管安全端堆焊隔离层和异种金属对接焊缝的填充金属主要采用镍基合金焊材[3-4,6-7,18]。镍基合金焊材能防止碳迁移，其室温强度与低合金钢相当，高温强度介于低合金钢与奥氏体不锈钢之间，线膨胀系数介于奥氏体不锈钢与低合金钢之间，更接近低合金钢，有利于降低内应力[2,18,42,44]；不锈钢焊材的优点在于热敏感性和使用成本低[2]。

但是，镍基合金的焊接性不佳。镍基合金熔敷金属的黏度大，流动性、润湿性差[12,18,41,45,48-49]，与坡口面亲和力差，易产生侧壁未熔合等缺陷[12,45,48-49]；高温熔化状态下镍基合金极易发生氧化，产生低熔点氧化镍杂质，氧化镍成为焊缝的夹渣，影响焊缝熔合[12,41,45,48-49]；镍基合金对磷、硫等杂质元素敏感，这些杂质元素极易熔入焊缝金属，导致焊缝产生微裂纹[18,48-49]。为此，研究人员开发了具有更高铬含量的镍基合金焊材(52焊丝/ERNiCrFe-7焊丝)；该种焊丝形成的焊缝在热处理和具体服役过程中不易在晶界形成贫铬带，从而提高了焊缝的应力腐蚀抗性，但是容易产生失延裂纹。于是，研究人员又在52焊丝的基础上研制出52M/152M焊丝，以减少异种金属焊接接头的失延开裂现象。52M/52/152焊丝目前广泛应用于核电设备制造及配件更换中[43]。

使用不锈钢焊材时存在以下不足：不锈钢的热膨胀系数和低合金钢母材相差较大[16,22]，在热循环作用下会形成较大的热应力；在不锈钢焊缝与低合金钢母材的界面处容易发生碳迁移，使得低合金钢侧出现淬硬层/脆性过渡层[16,22]；不锈钢焊缝易受到低合金钢母材的稀释，导致成分和组织发生显著变化[22]；此外，不锈钢焊缝还存在易敏化、易腐蚀的问题[22]。所以，不锈钢焊材仅在早期的安全端焊接中得到广泛使用，20世纪90年代后接管嘴安全端的焊接大多采用镍基合金焊材[16]。

焊材的选择可参考相关国际规范，根据规范要求，焊材必须经大量试验验收工艺评定后才可用于产品。比如，法国《RCC-M压水堆核岛机械设备设计和建造规则》就是一种核电制造规范[16]，该规范通过借鉴ASME规范，吸收法国工业发展实践成果制定而成。RCC-M规范对焊材的要求极高，卡片没有的材料不准使用。RCC-M规范给焊材制造厂和设备制造厂的自由选择空间很小，是一部安全性与操作性极强的设备制造规范[47]。

目前我国核岛主设备使用的锻件材料基本实现了国产化，但是核I级设备焊接所使用的焊材仍以进口为主[17,45,47]。国内一些科研及焊材制造企业已在核电焊材国产化方面做了很多工作，获得一定成果。通过推动核电焊材的国产化研发与应用，掌握核I级焊材焊接性能评价技术，从而带动核电设备焊接技术的进步，需要国内相关单位的共同努力[17]。

1.3 工艺特征

1.3.1 保障焊缝成形质量的措施

如上文所述，镍基合金焊缝易产生质量缺陷，这是产品焊接时需重点关注和解决的问题[17]。为此，有2个重要因素需要注意：焊道表面打磨质量和焊接时的气体保护效果[12,41,45]。在焊接过程中，镍基合金焊材易形成氧化膜，如不及时清理，接头易产生未熔合与夹渣缺陷[18,41]。因此，每完成一道焊都需要清理打磨焊道表面[45]、起弧收弧以及成形不良位置[18,41]，务必将氧化膜和焊接杂质去除干净[12,41]，使焊道露出金属光泽[41]。接管嘴与安全端常采用氩弧对接焊工艺，氩气能将熔池与空气隔绝，阻碍熔池中金属氧化物的形成，从而减少焊缝内的氧化物夹渣和未熔合等缺陷[12]。在对接焊过程中，应当用保护罩充分遮盖、围蔽住整个焊接工位[18,45]，以确保气体保护效果，防止保护气氛被流动空气破坏[18]；为更好地隔绝空气以防止焊缝氧化，还可以采用多级气体保护措施。应当注意的是，保护气体流量应合理：流量过大，可能吹偏熔池，不利于焊接质量；流量过小，则不能有效保护焊缝[12]。

此外，焊前应对工件进行清理，确保焊接区无污染无异物；必须使用丙酮或酒精将坡口表面及周围区域擦洗干净，否则会使焊缝金属中熔入杂质元素，形成焊接裂纹[18]。

1.3.2 焊接方法的演变

过去十几年间，核电主设备接管安全端焊接接头的焊接方法发生了很大变化，比如从手工焊向自动焊转变[6,22]，焊接坡口由最初的宽间隙坡口发展为窄间隙坡口[6]。主设备安全端焊接最初采用手工钨极氩弧焊(GTAW)和手工焊条电弧焊(SMAW)[6,16]，而目前接管安全端的焊接工艺主要包括自动脉冲钨极氩弧焊、埋弧自动焊与手工药皮焊条电弧焊[49]。窄间隙自动脉冲钨极氩弧焊是一种高效的适合三代核电站安全端接头的焊接方法[49]。该工艺使用直达坡口底端的超长导电嘴，采用热输入较小的脉冲方式，改善了熔池流动性，使得焊道与母材边缘均匀熔合[46]。而且，若在核电站运行期间进行接头返修，采用自动脉冲钨极氩弧焊能够防止焊接操作工受到大剂量的中子辐照[6]。相对于宽间隙坡口，窄间隙坡口设计减少了金属填充量，降低了焊接变形与焊缝内应力，从而提高了接头质量[6,46]。

总体而言，各核电站压力容器的接管安全端异种金属焊接接头的焊接工艺较类似[4-7,11-12,14-16,22,24,32,46-48]。首先，在低合金钢接管嘴和不锈钢安全端短管口处加工出焊接坡口；其次，通过热丝钨极惰性气体焊(TIG焊)在低合金钢接管嘴侧堆焊出镍基合金隔离层(镍基合金预堆边)；再次，进行消除焊接应力热处理、无损检测以及坡口机加工；最后，通过冷丝钨极氩弧焊在接管嘴隔离层和安全端之间进行对接焊，得到异种金属焊接接头。

1.3.3 焊接位置

国内几乎都采用自动脉冲钨极氩弧焊工艺对镍基合金隔离层与安全端进行对接焊接[12,17]，但是在具体焊接工艺实施操作方面存在巨大差异[12,17]，在通过大量焊接工艺试验确定工艺参数的基础上都获得了合格的焊接产品[17-18, 41]。比如对于RPV接管安全端对接接头，大部分核电设备制造厂采用横焊位工艺进行焊接[12,41]，也有一些制造厂采用全位置焊接工艺。横焊位工艺的特点是在焊接过程中整个RPV设备处于横躺状态[12]，其优点为焊接位置固定，焊接参数易掌握，熔敷金属与镍基合金隔离层熔合较好，焊接质量稳定性优良；缺点在于焊接周期长，最多同时对2个接管嘴进行安全端的焊接[41]。全位置焊接的特点是在焊接过程中整个RPV设备处于竖立状态[12]。在全位置自动TIG焊过程中,焊接的空间位置不断变化(平焊、下坡焊、上坡焊与仰焊)，熔池液态金属在不同的空间位置因受力不同而流动性不同，焊缝成形质量变化显著。这就需要采用合理的焊接工艺参数，保持焊接过程中熔池稳定，使得焊缝成形质量一致[18]。全位置焊接工艺的优点是焊接效率高，能同时焊接多达6个接管嘴；缺点是工艺复杂、难度大、稳定性不佳，在实际制造过程中，接头返修率较高。

2 有限元模拟接管安全端异种金属焊接接头残余应力

奥氏体不锈钢的线膨胀系数和热导率与低合金钢差异较大，因此在这两种材料焊接过程中会形成较大的热应力，进而导致焊接变形和焊接残余应力。异种金属焊接件的焊接残余应力很难通过焊后热处理来消除，焊后热处理只能引起残余应力的重新分布，同时还会诱发其他焊接缺陷如晶粒粗化等[42]。在缺陷评定分析中，一次侧应力腐蚀裂纹的萌生、扩展均与核部件内残余应力分布密切相关[50]。在采用试验方法测试异种金属焊接件的残余应力时，无论是破坏性还是非破坏性方法都有一定局限性，如：一般只能检测结构表面和附近的残余应力，难以获得结构内部残余应力的分布；中子衍射法虽然能测试焊接接头内部的残余应力，但是对试样尺寸有限制。因此，通过有限元方法模拟焊接过程，以获得核电站大尺寸厚壁部件——接管安全端异种金属焊接接头内部残余应力的大小和分布变得尤为重要。

2.1 国内外研究现状

2000年起，欧洲提出评价老化管道异种金属焊接接头结构完整性(Assessment of Aged Piping Dissimilar Metal Weld Integrity,ADIMEW)项目，采用简化2D轴对称模型模拟了铁素体不锈钢与奥氏体不锈钢异种金属焊接接头的残余应力，并在室温与运行温度下对异种金属焊接接头残余应力进行了试验测试与分析[51]。随后十几年间，鉴于世界各地压水堆中接管安全端镍基合金环焊缝开裂现象时有出现，各国陆续开展了针对接管安全端异种金属焊接接头残余应力的数值模拟研究。

法国阿海珐公司(AREVA)提出了使用ANSYS软件模拟核电站异种金属焊接接头残余应力的方法并应用到2D轴对称模型中，经与结构件实测结果对比，证明了该方法可行[26]；随后又采用上述方法计算了稳压器波动管焊接接头残余应力，同样通过实测结果予以验证[52]。三菱重工联合日本核能安全组织采用相同工艺制造了日本压水堆核电站反应堆压力容器出水管管嘴实体模型，通过有限元分析计算了该模型焊缝区残余应力分布，并与试验测得的132镍基合金焊缝的应力进行比较，计算结果与实测结果吻合较好[28]，据此建立起了一套残余应力评估方法[29]。英国能源公司(BE)发起若干项目来评估一次侧应力腐蚀开裂对异种金属接头残余应力分布的影响，并联合澳大利亚核科技组织(ANSTO)、美国西屋公司等共同对稳压器安全泄压阀接管安全端进行了焊接全过程模拟，研究了焊接热输入、材料本构模型以及接管安全端尺寸等因素对该接管安全端焊接接头残余应力分布场的影响[27,30-31]。美国核管理委员会(NRC)与电力研究院(EPRI)合作设立了焊接残余应力验证项目，旨在研究如何验证压水堆一回路冷却系统中异种金属焊接接头内的焊接残余应力模拟结果，世界各地相关研究人员都受邀参与其中，并分别对核电站稳压器波动管和安全泄压阀管嘴模型进行了焊接残余应力模拟[35]。此外，还进行了参数敏感性研究，以确定哪些输入参数对焊接残余应力影响最大[53]。SONG等[39,54]等研究了几何结构因素(如接管嘴壁厚和半径、安全端长度)、堆焊修复层等对压水堆核电站接管安全端异种金属焊接接头焊接残余应力的影响。

我国现役与在建的CPR1000、AP1000、EPR等核电站中，异种金属焊接接头得到广泛使用。研究与经验显示，该结构是我国核电站系统中的薄弱环节，其服役寿命低于设计寿命[55]。近年来，核电站异种金属接头焊接残余应力的预测研究得到了我国学者们的关注。很多学者使用热-弹-塑性有限元模型计算了不同类型核电主设备接管安全端异种金属焊接接头的残余应力，但采用的模拟假设和方法不尽相同。满浩[5]、张倩等[32]利用Abaqus软件建立2D轴对称模型，分别模拟了反应堆压力容器热水管段与稳压器安全泄压管接管嘴的焊接过程，研究了焊接接头的残余应力分布规律，以及安全端长度、焊接约束条件对异种金属焊接接头残余应力的影响。李晓波[56]和王英儒[57]使用ANSYS和Abaqus有限元软件分别对反应堆压力容器和蒸汽发生器接管安全端建立3D全局模型与局部模型，对各自的焊接过程进行了数值仿真分析，获得了瞬时温度和残余应力的分布特征。蔡建鹏[42]采用Abaqus有限元软件建立2D轴对称模型，考虑加工硬化和退火等因素的影响，计算得到稳压器波动管接管安全端焊接接头的焊接残余应力，研究了不同坡口形式对异种金属平板对接接头焊接残余应力的影响。葛可可[58]通过Sysweld有限元软件分别建立2D与3D模型，考虑焊后热处理和切削加工等因素的影响，计算得到蒸汽发生器水室下封头组件冷却剂出口接管安全端的焊接残余应力分布，并与盲孔法实测残余应力进行对比。林方强等[23]、张世伟等[59]采用ANSYS有限元软件分别建立了稳压器喷雾管2D轴对称模型，模拟了该结构的堆焊修复过程，研究了堆焊修复对异种金属焊接接头残余应力的作用。DONG等[55]通过Sysweld有限元软件建立了CAP1400核电站某厚壁接管安全端焊接接头的2D轴对称模型，模拟了该结构的制造过程(考虑了内壁堆焊、隔离层堆焊、焊后热处理以及异种金属焊接接头多层多道焊)，分析了对应的焊接残余应力演变规律。

2.2 模拟流程

焊接模拟计算非常具有挑战性，因为焊接过程许多环节都具有高度的非线性；材料的熔化-再凝固、极高的瞬态热梯度、与温度相关的塑性应变和相变等都是造成非线性的原因。此外，为了使焊接模拟在工业生产中具有实用性，计算求解时间必须可控[60]。

为了评估焊接残余应力分布，需要对焊接过程进行热-弹-塑性有限元分析。有限元焊接模拟过程包含两个主要分析模块——热分析模块和力学分析模块[60-65]。学者们通常采用顺序耦合分析法来模拟焊接过程中的热流与力学变形[60,64-65]。在该方法中，第一步，进行瞬态热传导分析，以求解整个焊接过程中有限元模型温度的时间-空间分布；第二步，将计算获得的热历史作为热载荷输入到随后的力学分析中，计算焊接结构内由焊接热效应带来的弹塑性残余应力和应变[60,64,66]。大量模拟研究表明，在不同焊接模型中应用顺序耦合法模拟焊接过程的结果均较为准确[60,62,64]。此外，除了顺序耦合法，还可以采用直接耦合法求解热应力。直接耦合法是双向的耦合方法，能直接求解应力场和温度场，但占用内存较大[67-68]。

异种金属焊接接头是通过连续沉积焊道形成的，其间伴随着高温熔融金属的冷却、凝固和收缩[53]。焊接过程中的加热与冷却循环造成了瞬态热应力，使得焊缝附近材料接近或发生屈服，这种现象导致了焊接件中残余应力的形成。因此，在焊接数值分析和焊接残余应力预测过程中，瞬态热求解对焊接模拟结果准确性的影响是最大的[63]。在热分析中模拟放置焊条熔珠的焊接过程，即先将热能引入焊道，然后将焊缝冷却至合适的层间温度。焊接的热输入需要进行调节，应确保在每条焊道的沉积过程中，都能达到焊材的熔化温度(高达1 700 K)[60,66]。在焊接模拟中，经常将焊接电弧视作移动体热源，并采用Goldak提出的双椭球分布来描述该热源。总之，热分析阶段焊接模拟遵循的原则是：在逐层逐道焊的基础上，依据实际焊接流程中对接焊缝的焊接顺序，通过有限元软件的单元添加-移除功能添加焊道，继而加热、冷却焊道[60,64-65]；每条焊道只有当其将要沉积的时候才将其对应单元激活，否则保持未激活状态[60,63-64]；当一条焊道的填充完成之后，将试样冷却至层间温度，该层间温度可视作填充下一条焊道的开始温度[63]。焊接热分析使用了材料的很多热物性参数，如密度、比热容、热导率、潜热等，而且这些材料性能参数囊括了从室温至材料熔化温度的整个温度范围[60,63-64]。在焊接加热和冷却步骤中，热量以表面对流和辐射的方式释放。一般假设焊接管道内外环境是室温空气(20 ℃)，且装配模型与周围环境之间热传导发生在模型所有自由面上[60,64-66]。热分析阶段的单元类型采用热传导单元[63,65]，在焊缝及热影响区采用较密网格进行划分，远离焊缝区则采用较疏网格。在焊接模拟的力学分析阶段使用的网格划分与热分析阶段是相同的，但是单元类型需要改为应力单元[63,65]。同时，在进行残余应力分析时需采用与温度相关的力学性能参数[64]，包括泊松比、弹性模量、热膨胀系数和屈服强度等[69-70]。

2.3 影响因素

在核电接管安全端异种金属焊接接头残余应力模拟过程中，参数敏感性研究受到国内外学者的重视。制造工艺流程、焊接热源、焊缝沉积顺序、焊材硬化行为等因素均对模拟结果有不同程度的影响[35,50]。了解哪些因素对焊接残余应力的影响更大，有助于完善有限元模拟，指导工厂的实际加工制造过程。

2.3.1 实际生产制造环节

预测焊接残余应力的方法建立在对实际生产制造过程详细了解的基础之上。学者们的焊接模拟工作覆盖了核电部件制造过程的多个环节[63]，除了异种金属焊接接头多层多道焊，还包括堆焊、焊后热处理、补焊、同种金属焊(不锈钢安全端与管道之间)、清根处理、堆焊修复、静水压测试等生产制造环节；这些环节都有可能对异种金属对接接头的内应力产生影响[61,63-64]。MURNSKY等[61]的研究工作表明，预堆焊对异种金属焊接接头残余应力的影响较小，在模拟中可忽略不计，这是因为预堆焊后的焊后热处理使得预堆焊产生的残余应力得到了释放。

2.3.2 硬化准则

在焊接过程中，每沉积一条焊道，伴随一次加载循环，于是就将循环塑性引入了结构，所以硬化模型对焊接残余应力预测有着显著影响[61]。一般认为，采用等向硬化准则能给出相对保守的结果，而使用随动硬化准则会给出相对更低的应力场下限[60,63]。

ZHANG等[60]分别采用混合硬化、等向硬化和随动硬化准则计算了反应堆压力容器接管嘴异种金属焊接接头残余应力分布，结果表明：不同硬化准则下的分析结果都能反映出轴向和环向应力分布的整体趋势，并且与焊接残余应力实测结果相符；但是轴向与环向应力的绝对值在等向硬化准则下最大，在随动硬化准则下最小，在混合硬化准则下介于二者之间，并且混合硬化准则下的计算结果最接近实测值。TRAN等[63]进行稳压器波动管焊接残余应力预测时，在应力分析阶段分别使用了等向硬化和随动硬化本构模型来捕获材料在焊接时的循环响应，结果表明，比起随动硬化本构模型，采用等向硬化本构模型获得的焊接残余应力预测值更高，与实测结果更相符。

2.3.3 结构模型

如果利用双椭球热源模型作为焊接模拟的移动热源，对应的分析计算需要3D模型，计算量相对较大。为节省计算时间，不少学者使用了2D轴对称模型，将焊接热源同时施加在整段焊缝结构上[64]，并认为该模型能够提供较为保守的异种金属焊接接头残余应力预测结果[60,62]。但是，2D轴对称模型存在约束不足的问题[71]。对于厚壁部件，残余应力沿厚度方向的变化不应忽略，采用3D结构模型能更准确地反映真实焊接残余应力状态[67]。随着计算机硬件设备的提高与分析软件的升级[68-69]，有望实现大型构件3D焊接应力与变形问题的数值模拟。目前已有部分研究工作初步实现了接管安全端异种金属接头的3D焊接过程模拟。

2.3.4 焊接顺序

为了获得准确的焊接残余应力分布预测结果，焊接模拟中的焊接顺序应该尽量与实际加工制造中的焊接顺序相符[50]。RUDLAND等[64]建立了稳压器波动管接管嘴异种金属焊接接头2D轴对称模型并进行焊接残余应力分析，其主焊缝的焊道排布设定为焊条由内壁表面向外壁表面，按照从左至右或者从右至左的顺序填充，计算结果显示，焊接顺序不仅能够改变焊接残余应力预测值的大小，还能够改变厚度方向最大应力的位置。因此，可以通过调整焊接顺序来优化异种金属焊接接头中的应力分布，从而缓解一次侧应力腐蚀开裂。

2.3.5 约束条件

BENDEICH等[71]指出：采用传统的接管安全端2D轴对称模型分析时通常假设整个环向焊道一次性熔化，并在所有位置上以相同速率冷却；由于在焊缝两侧没有足够的约束，两侧都会随着焊缝金属的膨胀和收缩而移动，而实际上，沉积的焊缝金属在轴向的膨胀和后续的收缩中会受到焊炬前后方已凝固材料的约束，因此传统2D轴对称模型在轴向上约束不足的问题在初期的根焊过程中非常明显。为此，BENDEICH等[71]提出一种新方法对轴对称模型进行约束。该方法通过编写子程序更新边界条件来实现，仅允许冷却阶段自由收缩，而在加热循环阶段限制轴向的膨胀，从而使模型在焊缝区域受到更多轴向约束，进而促进应变硬化；将这种新的随动约束方法应用到稳压器安全泄压阀轴对称结构的多道焊模拟中，明显提高了轴向变形和焊接残余应力曲线分布的预测准确性。张倩等[32]也通过2D轴对称模型研究了焊接约束条件对稳压器安全泄压管接管安全端焊接接头残余应力的影响。

2.3.6 层间温度

TRAN等[63]针对稳压器波动管轴对称模型，在焊道填充过程中分别设置3组恒定的层间温度(24.5，150，260 ℃，依据实际工厂生产报告规定的最大层间温度260 ℃而确定)，模拟了其多层多道焊接过程，发现层间温度的变化能够改变焊接残余应力预测值的大小(变化范围在50～100 MPa)，但是没有改变贯穿异种金属焊接接头壁厚方向的焊接残余应力曲线分布的整体趋势[63]。

不同学者的模拟工作采取了不同的层间温度值，比如FREDETTE等[66]设置的层间温度为66 ℃。层间温度范围的确定主要与所研究焊缝的结构尺寸、焊接工艺流程以及焊材成分相关。

2.3.7 堆焊修复层

MARLETTE等[72]通过试验和计算评估了堆焊修复层(Weld Overlay,WOL)对稳压器安全泄压阀接管嘴异种金属焊接接头残余应力分布的影响。试验方面，采用深孔钻削(Deep Hole Drilling,DHD)技术测试了沿异种金属焊接接头壁厚方向的残余应力分布；计算方面，采用2D轴对称ANSYS有限元模型模拟了贯穿异种金属焊接接头壁厚的残余应力分布。结果显示，堆焊修复层降低了异种金属焊接接头的拉应力，促使拉应力区域朝向外壁表面移动，同时增大了压应力和拉应力峰值。ZHANG等[60]对反应堆压力容器异种金属焊接接头残余应力的研究也表明，堆焊修复层具有进一步增强异种金属焊接接头轴向和环向焊接残余压应力场的作用。FREDETTE等[66]建立稳压器波动管2D轴对称模型，计算了堆焊修复层对异种金属焊接接头残余应力分布的影响，发现堆焊修复层越薄，其降低异种金属焊接接头拉应力的效果越不明显，当其厚度低于某个临界值时就不能达到完全消除主焊缝内壁上轴向或环向拉应力的效果，从而无法阻止一次侧应力腐蚀开裂的发生。林方强等[23]通过2D轴对称模型模拟研究也发现，堆焊修复过程对稳压器喷雾管结构异种金属接头残余应力有消除作用。

2.3.8 同种金属焊接

不锈钢安全端和不锈钢管道之间的同种金属焊接对接管安全端异种金属焊接接头残余应力分布的影响也受到了各学者的关注。RUTHBUN等[50]对稳压器波动管接管安全端异种金属焊接接头残余应力进行了试验与模拟研究，结果表明同种金属焊接对相邻异种金属焊接接头残余应力的影响非常明显，随着同种金属焊接的施加，异种金属焊接接头内壁上的轴向与环向应力都显著降低。RUDLAND等[64]对稳压器波动管焊接接头以及ZHANG等[60]对大口径接管嘴焊接接头的研究均表明，施加同种金属焊接具有降低异种金属焊接接头轴向和环向拉伸应力的作用，但是该降低作用取决于异种金属焊接接头和同种金属接头焊缝之间的距离，即安全端的长度。例如，ZHANG等[60]研究的案例中，反应堆压力容器接管安全端的长度在100 mm，同种金属焊接的影响明显，蒸汽发生器接管安全端的长度达到239 mm，同种金属焊接的影响很小。此外，张倩等[32]的研究工作也表明，安全端长度对稳压器安全泄压管异种金属焊接接头残余应力有影响。因此，如同焊接顺序，通过对安全端长度进行优化也有助于防止一次侧应力腐蚀开裂[64]。

FREDETTE等[66]在对稳压器波动管异种金属焊接接头研究时也发现，施加同种金属焊接具有降低异种金属焊接接头内表面拉应力的效果。但是当FREDETTE等[35]以稳压器安全泄压阀为研究对象，将不同有限元计算(采取不同硬化准则)获得的异种金属焊接接头残余应力曲线与实测结果进行对比时，却发现施加同种金属焊接对其异种金属焊接接头贯穿壁厚的应力分布基本没有影响。这可能是由于和稳压器波动管相比，稳压器安全泄压阀的直径与壁厚更小，同时安全端长度达到126 mm。MURNSKY等[61]对稳压器安全泄压阀的计算结果亦显示，在该结构上施加同种金属焊接不影响其异种金属焊接接头的应力状态(其结构对应的安全端长度约为231.8 mm)。

3 结束语

过去20 a内，世界各国压水堆核电站中不同尺寸管道部件(如稳压器波动管和喷淋管，反应堆压力容器热水段等)都有开裂事故发生，且开裂往往集中在焊接接头处。核电站接管安全端异种金属焊接接头内的焊接残余应力是造成该结构发生一次侧应力腐蚀开裂的主要驱动力之一。在对一系列核电主设备的低合金钢接管嘴与不锈钢安全端之间进行焊接时，循环加热冷却、连续填充焊道的工艺特征使得异种金属焊接接头内形成了复杂的残余应力分布。因此，正确评估异种金属焊接接头中的残余应力状态，对于准确预测接头内一次侧应力腐蚀裂纹的萌生与扩展非常重要。相比于试验检测手段，有限元仿真能清晰地表征复杂焊接件整体结构的残余应力分布，因而被广泛用于焊接残余应力的预测；对异种金属焊接接头焊接过程的有限元模拟成为研究者关注的重点。采用有限元顺序耦合法模拟焊接过程的有效性已经得到验证，并且利用有限元数值计算模型对大尺寸厚壁部件接头壁厚方向的残余应力分布进行表征，比普通的试验测试技术更具优势。此外，有限元模拟可以执行大量的焊接参数敏感性研究计算，能够对核电部件的制造工艺提供指导。当前，对于全世界的核电厂来说，压水堆核电站异种金属焊接接头内的一次侧应力腐蚀开裂始终是关注重点，迄今为止国内外对接管安全端异种金属焊接接头这种特殊结构的残余应力模拟研究已经获得不少进展。鉴于目前有相当数量的接管安全端异种金属焊接接头存在于现役与在建的压水堆核电站中，仍需要对与核电站主设备连接的接管安全端进行更系统的焊接模拟研究。其中，特别需要针对具有不同结构尺寸的接管安全端具体案例，在不同的热源模型、加工制造流程、焊材选择、焊接顺序、边界约束等预设条件下，对复杂多层多道焊结构的焊接残余应力进行有限元计算和比较，并通过模拟结果优化工程部件的实际制造工艺和材料设计，从而确保核电站的安全运行和结构完整性。