核电站接管角焊缝OVERLAY堆焊修复数值模拟及残余应力分析

崔 勇

江苏核电有限公司，江苏 连云港 222000

0 前言

SA508-Ⅲ是低碳合金钢，其典型组织为97%上贝氏体+3%碳化物，是核电设备中压力容器的典型用钢[1]。为了保证与主设备相连接的支管的耐腐蚀性能，支管材料多选用奥氏体不锈钢，两者之间先采用镍基合金进行预堆隔离，再采用角焊缝形式进行连接。核电站服役经验表明，异种金属材料的差异使得角焊缝及预堆层在长期高温、高压、高辐射环境下，常因应力腐蚀、疲劳腐蚀、疲劳等因素产生裂纹或其他超标缺陷，严重影响核电站的安全运行[2]。典型案例如某核电站在运行期间2号机组发生脉冲管线BOSS头焊缝漏水事件[3]。为修复此类型接管受损结构或焊缝，保证其服役性能，可采用打磨+补焊、切割+更换及OVERLAY堆焊修复三种方式。前两种方式局限性较大，OVERLAY堆焊修复方式不仅可以加强原焊缝结构，还能改善原焊缝结构的应力状态。目前该种修复方式在各大核电站得到了应用及推广。

为了保证接管角焊缝及预堆层在OVERLAY修复后的安全可靠服役，合适的堆焊结构并控制堆焊过程中的残余应力都是必须的。随着焊接试验数据的积累和相关理论的完善，残余应力分布规律的研究从机械法及物理法等试验手段拓宽至以有限元分析为主的数值模拟手段[4-5]。但由于接管角焊缝及预堆层不仅包含多种材料，而且结构复杂（为复杂的空间相贯线），且堆焊结构为多层多道焊，使残余应力计算更为复杂繁琐。魏敏[6]等运用有限元分析方法对核压力容器接管安全端的堆焊修复失效进行评定，通过仿真计算证明了增加堆焊层厚度可以有效促进结构的安全性；张世伟[7]等针对核电厂稳压器喷雾管接管嘴堆焊结构建立轴对称有限元模型，通过数值模拟方式阐述了结构在堆焊后及运行工况下的应力分布；李守彬[8]等运用有限元分析计算了支管座结构堆焊修复过程的应力分布，为实现支管座焊缝原有压应力分布提供了具体的研究方向。

针对某核电站主管道仪表接管角焊缝及预堆层的缺陷，文中基于国内外已有的维修经验，制定了OVERLAY堆焊修复的技术路线，通过ABAQUS的热-力顺序耦合方式及热循环曲线法模拟堆焊修复过程中温度场和应力应变场，根据工艺需求开展不同堆焊厚度、不同线能量下的残余应力分布和焊接变形特性分析，为堆焊工艺的优化、堆焊层寿命评估尤其是现场堆焊修复方案的制定提供数据支撑。

1 堆焊修复技术路线

1.1 堆焊修复结构

某核电站主设备上的一种接管角焊缝结构如图1所示，由低合金钢管道、两层不锈钢预堆层、不锈钢马鞍形坡口角焊缝及不锈钢接管构成。根据国内外类似结构运行经验，在预堆层和角焊缝可能出现裂缝或超标显示。根据项目修复需求，结合现场工程实施条件，制定了以OVERLAY堆焊修复为主的技术路线，即在预堆层和角焊缝外侧熔覆一层堆焊层，实现结构的加强，从而保证角焊缝结构的服役性能。

图1 接管角焊缝结构示意Fig.1 Structural diagram of fillet weld

根据国内已开展的结构堆焊修复经验[4]并参考ASME Case N-740/N-504标准规范要求[9-10]，基于最严苛的假设条件，即预堆层全失效、角焊缝全贯穿的情况，并根据接管角焊缝结构的形式、材料和工况具体情况，开展堆焊结构设计。同时，考虑到异型堆焊结构体积检测技术难点，采用直面型表面结构设计理念，将堆焊层外表面设计为圆锥面，以实现OVERLAY堆焊层超声波检测。综合考量后设计的堆焊结构形式如图2所示。

图2 堆焊结构示意Fig.2 Schematic diagram of the cladding structure

1.2 材料参数

管道材料为SA508-Ⅲ低合金钢，接管材料为316L不锈钢，管道和接管间的两层预堆层材料分别为Inconel 182、Inconel 82，角焊缝及堆焊层材料为52M，材料的部分性能参数如图3所示[11-12]。

图3 材料性能参数Fig.3 Material performance parameters

1.3 堆焊结构尺寸计算

在结构形式设计完成后，根据ASMEⅪ篇[13]关于堆焊结构设计的要求，参考断裂力学理论及规范要求的缺陷深度与待修复结构的厚度比、堆焊结构长度设计原则，代入角焊缝结构的材料及原始尺寸，分别计算堆焊修复层的厚度及长度，并通过规范要求的膜应力、弯曲应力及剪切应力的评价准则进行结构校核，从而完成堆焊结构的迭代优化，最终获得最小堆焊结构：堆焊厚度约为10 mm，堆焊长度约为60 mm。

1.4 焊道规划及焊接顺序

由于接管角焊缝堆焊层存在两层预堆层，加大了马鞍形焊缝的焊接难度，经过初期工艺摸索及试验，确定堆焊工艺如下：先在管道表面进行填充层的堆焊，与预堆层表面齐平后，再由下向上逐道覆盖原预堆层及焊缝表面，最后由内至外逐渐完成堆焊。焊道规划如图4所示。

在建模过程中，对焊道几何特征进行适应性简化，每道焊道均进行一定的规则化处理，焊接顺序为从马鞍形顶部开始逆时针堆焊，每完成一道控温至180℃以下后，方可进行下一道次的堆焊。

图4 焊道规划示意Fig.4 Schematic diagram of the weld path plan

2 有限元分析模型建立

考虑到周向焊接的连续性及接管角焊缝几何结构的特性，基于接管角焊缝的结构特性在CAD软件中建立三维模型，再导入ABAQUS中建立有限元分析模型。首先在前处理模块中完成网格划分，再通过热源校核完成焊接热源模型的建立和校正，然后通过前处理模块完成材料赋予、载荷添加、边界条件设定等，最后提交给求解器完成分析计算，具体流程如图5所示。

图5 焊接过程数值模拟流程Fig.5 Schematic diagram of the numerical simulation flow of the welding process

2.1 网格划分

根据热-力顺序耦合方式的要求，在ABAQUS中分别建立热分析模型和力分析模型，且为确保计算的统一性，两种分析模型采用相同的网格划分。为提高计算准确性并平衡计算时间，按照距离堆焊层位置的远近对网格进行划分并尽可能选用质量较好的六面体规则网格，堆焊层及其附近的网格密集，远离堆焊层逐渐稀疏，网格模型如图6所示。整个模型共472 323节点和443 042个单元。热分析模型选用DC3D8单元，力分析模型选用C3D8R单元。

图6 网格模型Fig.6 Grid model

2.2 热源模型

热源模型的选取、建立及校核是实现焊接过程数值模拟的关键。焊接过程中热源具有局部集中性、瞬时性和移动性等，容易形成梯度较大的不均匀温度场，而不均匀温度场是导致焊接过程及焊后形成较大残余应力和变形的根本原因。因此，合理的热源模型选取直接关系到后续数值模拟的计算精度及准确性。文中采用双椭球移动热源模型，该模型前半部分和后半部分分别为长度不同的1/4椭球，如图7所示，不仅考虑了焊接电弧的挖掘和搅拌效应，还考虑了厚度方向的热效应，更接近文中采用的自动氩弧焊的真实焊接热流分布。

图7 双椭球热源模型Fig.7 Double ellipsoidal heat source model

2.3 热循环曲线法

文中模型构件尺寸大、网格数量较多且焊道多，采用移动热源+生死单元技术的计算量较为庞大，需适当简化温度场计算，即采用热循环曲线法进行热-力耦合的计算。首先使用对应的焊接工艺和模型构件结合双椭球热源进行初步温度场计算，通过调整双椭球热源的各个参数确保温度场计算的准确性；在得到初始温度场分布之后，提取出对应的各个焊道的热循环曲线；然后将热循环曲线作为热学温度载荷依次加载到对应的焊道上，从而计算出完整的温度场，再利用热弹塑性理论完成力学模型的有限元分析计算。在使用热循环曲线加载计算温度场的过程中，由于未考虑到热源的移动，焊接顺序及方向对最终焊接应力应变结果的影响很大，因此在接管角焊缝堆焊过程数值模拟仿真过程中，将每条焊缝分成8段，且保证在马鞍形顶部区域和底部区域焊接的连续性，热循环曲线按照焊接方向依次被加载到各个焊缝段上。

2.4 边界条件

焊接开始前，结构处于常温环境，设定初始温度和环境温度为20℃。由于是在空气中进行焊接作业，故结构与外界接触的面均设置对流边界，对流换热系数为20 W/（m2·℃），设置结构的辐射发射率为0.85。另外，根据实际层间温度控制的要求，在焊缝降至150℃再开始下一道次的焊接，因此在每道焊接完成后均设置200～300 s的冷却时间，确保温度降至150℃以下。

在力分析计算中，对结构边缘设定刚性位移约束，用于模拟焊接过程中工装对试件的约束。

3 有限元结果分析

3.1 热分析模型计算结果

完成材料参数及热源模型添加、接触属性和边界设置，完善接管角焊缝堆焊热分析模型后，将模型导入ABAQUS求解器中进行热分析计算，并在后处理中查看结果。接管角焊缝在第一道次焊接过程的温度场计算结果如图8所示。

图8 第一道次温度场结果Fig.8 Temperature field results of the first pass

在ABAQUS中，温度云图从深蓝色到鲜红色表示温度从低到高，灰色区域则表示该区域达到焊丝熔化温度，可认为是熔池部分。从图8a可以看出，堆焊进行到3 s左右时热源温度约为2 460℃，焊缝熔池和模型的温度场分布呈椭圆状，焊缝区域等温线密集，远离热源处等温线稀疏直至消失。随着堆焊过程的进行，热源从马鞍形顶部绕着接管向顶部移动，焊缝起始部位将热量传输到其他区域，温度迅速下降，而下一个焊接区域温度迅速上升，形成新的熔化区。焊接完成后，各点温度均迅速下降，逐渐趋于一致。焊接仿真完成后，选择各层具有代表性的道次温度场进行分析，不同道次焊接过程的温度场分布如图9所示，各道次间温度场分布趋势接近一致，最高温度基本维持在2 400～25 00℃。

图9 各道次温度场结果Fig.9 Temperature field results of each channel

温度场计算完成后，提取出熔池区域内各典型点的热循环曲线并求平均值，获得每条焊道中各段的热循环曲线。第一道次焊道第二段的热循环曲线如图10所示。

图10 第一道次第二段的热循环曲线Fig.10 Thermal cycling curve of the first section of the first pass

由图10可知，焊接开始前，该段截面各节点温度均较低，热源移动靠近时，各点温度均快速上升，温度发生剧烈变化，该截面节点中最高温度迅速上升到约2 650℃。随着热源逐渐远离该截面，各点温度快速下降，10 s内降至约600℃，散热速度非常快。这是由于温度高时，热辐射引起的热量传导非常迅速，随着温度的降低，降温速度在逐渐降低，直至平缓。取该熔池截面区域所有点的平均温度用于表征第一道次第二段的温度变化趋势，绘制热循环曲线如图10b所示。初始温度场计算后，分别提取出各道次每段的热循环曲线，将其作为温度载荷加载后提交至求解器完成完整的温度场计算。

3.2 力分析计算结果

将完整温度场计算结果作为载荷输入设置完善力分析模型，再将力分析模型提交后完成力学分析计算。为更清晰地表达接管及接管角焊缝的应力应变状态，建立以接管轴线方向为圆柱轴向的柱坐标系，堆焊后的应力状态如图11所示。

图11 接管角焊缝堆焊后应力分布Fig.11 Stress distribution after fillet weld overlay of nozzle

图11a的Von Mises等效应力结果表明应力集中区域位于堆焊层与主管道接触区域、堆焊层表面及堆焊层与接管接触区域，最大应力为520 MPa，超过材料的屈服强度，该位置的塑性变形较大。同时，原焊缝及预堆层的等效应力水平都低于200 MPa，未达到材料的屈服强度。图11b径向应力场计算结果表明堆焊层结构分向应力均为正值，越靠近外侧下端，拉应力越高；而原焊缝结构大部分区域及管道表面部分的分向应力转变为负值，该区域的应力状态转变为压应力，表明堆焊层对该区域应力状态有改善作用。图11c、11d的周向和轴向应力场计算结果表明堆焊层结构分向应力为正值，越靠近外侧两端，拉应力越高，而越靠近内侧，应力逐渐转变为负值，原焊缝、预堆层及主管道多呈压应力分布。

根据接管角焊缝堆焊层结构特点，选择如图12所示的4个路径分别对堆焊后应力分布状态进行分析，路径各方向应力如图13所示。

图12 路径1～4示意Fig.12 Schematic diagram of path 1～4

图13 路径1～3各方向应力Fig.13 Stress in all directions of path 1～3

由图13可知，越靠近外侧堆焊层，表面残余应力越大，在焊缝区及周围区域多表现为拉应力，最大径向应力分别为180 MPa、110 MPa，最大周向应力为240 MPa、200 MPa，最大轴向应力为120 MPa、210 MPa；而往内侧方向时，应力水平逐渐减小至为压应力，靠近最内侧附近多表现为压应力，最大径向压应力为39 MPa，最大周向压应力为-270 MPa，最大轴向压应力为-202 MPa。路径3各方向应力显示原焊缝表面三个方向的应力均以压应力为主，靠近下部应力值有所增大，但应力值范围在-200～90 MPa，表明对原焊缝内侧改善效果明显。

路径4各方向应力曲线如图14所示。可以看出，路径4在焊趾处均存在较大的周向应力，整圈焊趾的周向应力都大于200 MPa，最大值近260 MPa，径向应力则在50～150 MPa，轴向应力基本表现为压应力。

图14 路径4各方向应力曲线Fig.14 Stress curve in each direction of path 4

综上可知，三个方向分应力都呈现不均匀分布的特性，在马鞍形底部和顶部位置应力较大，而在过渡区应力水平较低。

接管角焊缝在堆焊完成后冷却收缩产生了焊后变形，如图15所示，整体上变形较小。轴向变形结果显示接管整体存在向下收缩的趋势，最大收缩为0.63 mm；周向变形最大为0.30 mm，但支管整体不均匀，存在倾斜趋势；径向变形结果显示接管右半部分向内变形，左半部分向外变形，整体向左产生偏移，取接管顶端内径面4个点的变形量，其中最大径向收缩为0.11 mm，接管整体无明显倾斜。

图15 焊后变形结果Fig.15 Deformation results after welding

焊后变形结果显示接管有下凹现象，但无明显倾斜，为减小接管下凹趋势，建议在实际焊接过程中采用工装对接管进行固定约束。

4 堆焊工艺优化

在多层多道堆焊过程中，残余应力和焊后变形受到多种因素的影响，尤其是堆焊层厚度和线能量，因此数值模拟时通过设置不同堆焊厚度和线能量分析不同工艺下的残余应力和焊后变形，选择典型的路径1进行残余应力对比分析，选择接管顶端变形量进行对比分析。

4.1 堆焊厚度影响

不同堆焊厚度下路径1应力曲线如图16所示。由图16可知，随着堆焊厚度的增加，轴向应力变化较小，差别不大；原焊缝区域径向压应力明显增大，有助于改善原焊缝应力状态，但在堆焊层及堆焊层表面，径向拉应力先减小后增大；周向应力结果显示，随着堆焊厚度的增加，原焊缝区域内应力状态有所下降，但在堆焊层拉应力略有增加。

图16 不同堆焊厚度下路径1应力曲线Fig.16 Stress curve of path 1 with different surfacing thickness

不同堆焊厚度焊后变形结果如表1所示。可以看出，随着堆焊厚度增加，各方向收缩变形均有较大的增加，其中轴向收缩变形由0.63 mm逐渐增加至1.25 mm，径向方向收缩变形由0.11 mm增加至0.39 mm，表明随着堆焊厚度的增加，接管向内向下收缩越发明显。

表1 不同堆焊厚度焊后变形结果Table 1 Post weld deformation results of different surfacing thickness

4.2 线能量影响

不同线能量下路径1应力的结果对比如图17所示，可以看出，随着线能量的增加，各方向应力均有一定幅度的增加，但增幅不明显。

图17 不同线能量下路径1应力曲线Fig.17 Stress curve of path 1 under different line energy

不同线能量焊后变形结果如表2所示。可以看出，随着线能量的增加，各方向收缩变形均有一定幅度的增加，其中轴向收缩变形由0.63 mm逐渐增加至0.91 mm，径向方向收缩变形由0.11 mm增加至0.15 mm，径向收缩增加幅度较低。

表2 不同线能量焊后变形结果Table 2 Deformation results after welding with different wire energies

堆焊工艺优化结果显示，随着堆焊厚度的增加，应力水平呈下降趋势，但焊后变形呈增大趋势，且向内收缩增大幅度比轴向收缩更为明显，因此建议选择最小堆焊厚度以降低焊后变形；随着线能量的增加，应力水平和焊后变形均有增大趋势，但增大幅度并不明显，因此，在实际施焊过程中为确保焊接质量，可以适当提高线能量。

5 结论

（1）通过数值模拟，确定了设计的维修结构能够实现原焊缝、预堆层及管道的应力改善，应力状态以压应力为主。应力分布表明，堆焊层与管道接触区域、堆焊层表面、堆焊层与接管接触区域的浅表层出现应力集中现象，接管变形以轴向方向收缩为主，最大为0.63 mm，径向收缩最大仅0.11 mm。可为后续焊后打磨和堆焊层两端圆滑过渡处理提供理论支持。

（2）随着堆焊厚度的增加，应力水平呈下降趋势，焊后变形呈增大趋势，且向内收缩增大幅度比轴向收缩更为明显。

（3）随着线能量的增加，应力水平呈上升趋势，焊后变形也呈增大趋势，但增幅不明显。

（4）本文建立的堆焊修复过程数值模拟方法为顺利完成针对某核电站主管道仪表接管角焊缝缺陷的堆焊工艺研发提供了有力的数据支撑。研发的堆焊工艺在后续焊接试验过程中成型良好，焊缝质量满足核级标准，目视、渗透、超声及各项破坏性检验均达到指标要求，满足俄罗斯标准中相关要求，具备工程应用条件。同时也可广泛应用于核电厂接管角焊缝、支管座等结构采用堆焊修复技术的残余应力分析及工艺优化。通过堆焊结构设计—堆焊过程仿真—堆焊工艺优化等路线可为该类型结构堆焊的设计及堆焊工艺的改进提供数据支撑。