核电厂反应堆压力容器和主管道焊缝残余应力分析

孙兴见，张树军，马静娴

(机械科学研究总院核设备安全与可靠性中心，北京 100044)

核电厂反应堆压力容器和主管道焊缝残余应力分析

孙兴见，张树军，马静娴

(机械科学研究总院核设备安全与可靠性中心，北京 100044)

综述了现有的反应堆压力容器和主管道焊缝残余应力的测试结果和残余应力选取的实践经验。对于反应堆压力容器环焊缝，残余应力沿壁厚呈余弦分布，其最大值可取为60MPa。对于主管道对接环焊缝，最大残余应力区域通常位于在焊缝中心线且靠近管道外表面，而运行过程中的缺陷常出现在内表面区域，在进行安全性评价时焊缝最大残余应力可取为100MPa。

反应堆压力容器;主管道;焊缝残余应力

1 引言

焊接过程中加热和冷却过程的非均匀性导致焊缝及其附近的金属膨胀和收缩的非均匀性，有些焊缝在冷却过程中发生相变膨胀或收缩，由于受到附近金属的约束不能自由膨胀和收缩，导致焊缝中产生残余应力［1，2］。

在运行核电厂压力容器和管道焊缝中发现缺陷进行完整性和安全性评价时，有时需要考虑焊缝残余应力。针对具体焊缝的残余应力，难以直接准确测试，各国标准规范总是采用简化的和保守的假设 (如最大值取为屈服强度)，且不同的标准规范的假设存在较大差异，给评价造成许多困难和不确定性。

近年来研究表明，现有标准规范对焊缝残余应力的假设在某些情况下可能过于保守［3，4］，导致设备过早退役或不恰当的维修引入新的缺陷，因此无论从安全性还是经济性的角度都需要在确保安全性的情况下适度地降低焊缝残余应力假设的保守性。

本文综述了压水堆核电厂反应堆压力容器(RPV)和冷却剂主管道焊缝有关的残余应力测试结果、各国标准的规定和已有的完整性评价实践经验，给出了焊缝残余应力取值的建议。

2 RPV焊缝

压水堆核电厂RPV由筒体锻件对接环焊而成，内径3.5～5m，壁厚180～250mm，材质为低合金钢，如 SA508 Grade 3、16MND5等，坡口形式通常为双U型，采用相应的低合金钢焊接材料，根部打底一般采用手工电弧焊，填充焊接一般采用埋弧自动焊，并经过中间热处理和最终热处理以释放残余应力，处理温度约610～650℃。内表面通常堆焊奥氏体不锈钢，由于其厚度仅约为筒体壁厚的1/20，因此在讨论环焊缝残余应力分布时暂不考虑其影响。

此类焊缝残余应力沿壁厚的分布通常为自平衡型，如图1(见封三)所示［3，4］，可用式(1)［5，6］表示。

其中S为RPV壁厚，x为垂直于部件表面沿壁厚的坐标，σMax是残余应力的最大值，主要取决于回火温度和时间。

1984年，美国Indian Point 2号机组第10次在役检查时在下筒体纵向焊缝上存在超过ASME在役验收准则的显示，该焊缝经过621 ±15℃、13h的应力释放处理。西屋公司在对其进行断裂力学评价时，焊缝残余应力取69MPa(10ksi)［7］，其主要的依据是Ferrill等人［8］曾测试过与Indian Point 2压力容器 (低合金钢)具有相同制造工艺和应力释放过程的焊缝的残余应力，测试结果表明，残余应力的峰值为55MPa(8ksi)。在测试结果的基础上，西屋公司增加了一定的裕量。

美国橡树岭国家实验室 (ORNL)采用报废的反应堆压力容器壳段实际测试了焊缝残余应力［9，10］。该压力容器内径 2210mm，壁厚232mm，母材为低合金钢A533B，既有轴向焊缝又有环向焊缝，焊接方法为埋弧焊(SAW)，填充材料为A533B一级，内表面堆焊不锈钢。从压力容器壳段上取如图2所示的梁形试样 (1371.6×228.6×228.6mm)，轴向焊缝位于试样的中心。采用线切割法沿焊缝中心线从堆焊层一侧沿容器径向切割，深度为114.3mm，测量不同深度处的张开位移，作为ABQUS有限元分析的输入，模拟得到的焊缝残余应力沿RPV厚度方向的分布如图3所示，残余应力沿壁厚方向大致呈余弦分布，最大拉应力约为44.8MPa(6.5ksi)。上述残余应力测试结果已用于橡树岭压力容器断裂分析程序(FAVOR)中，并得到美国核管会(NRC)的认可。

俄罗斯中央材料院ΗΠΟЦΗИИΤΜАЩ采用释放法测试了WWER-1000型核电厂RPV焊缝残余应力［11］。筒体材料为低合金钢15X2HMФA，外径3250mm，壁厚290mm。在筒体内外表面焊缝轴线上、热影响区和母材上的小量程应变传感器，切割焊缝，测量其变形量。基于变形量测量结果计算得到残余应力:在经过 620℃、5h中间工艺回火和 650℃、10h最终热处理后，内表面残余应力水平20MPa，外表面30MPa。

图2 用于测试RPV焊缝中残余应力分布的试样示意图

图3 轴向焊缝残余应力沿壁厚的分布(环向应力)

在IAEA的资助下，中东欧和前苏联一些国家为方便对WWER型反应堆的安全性进行评价，编制了专门针对WWER型反应堆RP的压热冲击完整性评价导则［12，13］。其中，RP压热冲击结构分析时残余应力的推荐值如式(2)所示，残余应力呈余弦分布，最大值60MPa。

欧盟WWER型核电厂设备和管道寿命评价程序VERLIFE［14］中RPV防快速断裂评价部分残余应力取值参考了上述导则，对于焊后进行热处理的RPV焊缝，残余应力σR取值也如式(2)所示。VERLIFE中规定已得到匈牙利［15］等国家核安全监管当局的认可。

根据经济合作和发展组织 (Organization for Economic Co-operation and Development，OECD)核能事业部 (Nuclear Energy Agency，NEA)核设施安全委员会 (The Committee on the Safety of Nuclear Installations，CSNI)的报告，1996年启动的由13个国家的21个组织参加的ICAS(International Comparative Assessment Study)项目中，对德国设计的4环路RPV(内径5000mm，壁厚243mm，母材为铁素体钢22NiMoCr37，堆焊层厚约6mm，为奥氏体不锈钢)，残余应力取值由 Siemens、ORNL、EdF和GRS等多家单位提供，环向焊缝经610℃、12h的热处理后，残余应力沿壁厚呈余弦分布，最大值为56MPa。

综合上述已有的测试结果和评价经验，对于压水堆核电厂RPV环向对接焊缝，残余应力沿壁厚的分布可假设为呈余弦分布，最大值可取为60MPa。

3 主管道焊缝

主管道材料通常为铸造奥氏体不锈钢，也有采用珠光体钢管，并在内表面堆焊不锈钢，如我国的田湾核电厂。主管道对接焊缝坡口形式通常为V型。对于主管道焊缝结构，残余应力沿壁厚的分布通常为弯曲型，如图4(见卦三)所示［3，4］。

异种金属焊缝是压水堆核电站管道部件的常见连接形式，如铁素体部件和奥氏体管道之间的焊缝，是结构完整性评价重点关注的区域。为了测试铁素体－奥氏体异种金属焊缝的残余应力，欧盟NESC-III项目制作了如图5所示的模拟件［16］，铁素体钢管道材料为ASTM A508 Class 3，奥氏体钢管道材料为 ASTM 316L，填充材料为 AWS E308L不锈钢焊条，预堆边材料为AWSE308L和AWSE309L不锈钢，焊后热处理为600℃·6h。分别采用中子衍射、内外表面钻孔法和切割法 (Cut-Compliance)测试了异种金属焊缝的残余应力，3种不同方法的测得的焊缝中心线轴向残余应力结果如图6所示，靠近外表面的焊层下局部轴向应力较大，达150MPa，其余部位的轴向残余应力不超过50MPa。

图5 异种金属焊缝模拟件

图6 焊缝中心线轴向残余应力

我国田湾核电厂主管道-主泵焊接接头为铁素体钢-马氏体不锈钢对接异种钢焊缝，焊接方法主要为手工埋弧焊，经过610～660℃、3～6.5h中间回火和620～660℃、7～8h最终热处理。莫斯科褒曼工学院对其焊接和热处理过程进行了数值模拟［17］。采用的轴对称有限元模型如图7(见封三)所示。模拟结果表明，最为危险的轴向拉伸主应力 (因为它促进沿焊缝或焊缝附近区域裂纹的形成和增长)如图8(见封三)所示，可以看出，堆焊层上的拉伸应力较大，接近材料的屈服点，约330MPa，拉伸应力的第二个局部峰值在焊缝表面下，大约150MPa，截面其他部分的应力均不超过100MPa。图9为焊缝中心线上轴向残余应力沿厚度的分布，焊缝最大应力区域出现在靠近外表面的区域，与欧盟NESC-III项目的测试结果基本一致。

为分析不确定性，ЦΗИИКМ《Πрометей》的专家对此主管道-主泵焊接接头中残余应力进行了独立的平行计算。计算结果表明，不论是就应力分布的性质，还是就其数值而言，结果都与褒曼工学院的数值模拟结果具有很好的一致性。

图9 焊缝中心线 (见图8中的黑线)上轴向残余应力沿厚度的分布

在役核电厂通常经过役前水压试验，其对主管道焊缝残余应力的影响类似于过载处理，在水压试验载荷引起的应力和残余应力叠加作用下，局部最大拉应力区发生屈服塑性变形，可降低焊缝残余拉应力最大值，而焊缝本身的力学性能不发生明显变化。而且，管道最危险的缺陷常出现在内表面，一旦出现缺陷，缺陷尖端的应力也会得到一定程度的释放。因此，主管道对接焊缝进行安全性评价时，残余应力最大值可取为100MPa。

4 结论

焊缝的残余应力与材质、管径、壁厚和焊接工艺参数及过程等多种因素有关，为便于运行核电厂的安全性评价，可对RPV和主管道焊缝残余应力进行如下假设:对于RPV环焊缝，残余应力沿壁厚呈余弦分布，其最大值可取为60MPa;对于主管道环焊缝，最大残余应力可取为100MPa。

［1］宋天民.焊接残余应力的产生与消除.中国石化出版社，2006

［2］Francis etal.Welding Residual Stresses in Ferritic Power Plan Steels.Materials Science and Technology，2007，23(9) 1009～1020

［3］ P.Dong and F.W.Brust.Welding Residual Stresses an Effects on Fracture in Pressure Vessel and Piping Compo nents:A Millennium Review and Beyond.Transactions of th ASME:Journal of Pressure Vessel Technology，The Millenni um Issue Vol.122 No.3.2000，329～338

［4］P.Dong and J.K.Hong.Residual Stresses，Notch Stresses and Stress IntensitiesatWelds:An Unified Assessment Proce dure with Self-Consistency.Transactions SMIRT 16，Wash ington DC，August2001

［5］МРКP–СХР–2004.VVER核电站运行时压力容器抗脆断计算方法.圣彼得堡–莫斯科，2004

［6］MRK-SCnR-2000.Procedure for Evaluation of WWER RPV Resource During Operation.St.Petersburg，Moscow，2000

［7］Evaluation o f the Ultrasonic Flaw indication Detected in the Reactor Pressure Vessel.Docket No.50-247 Materials Engineering Branch Division of Engineering.Consolidated Edison Company of New York，Oct.18，1984

［8］ D.A.Ferrill，et al.Measurement of Residual Stress in a Heavy Weldment.Welding Research Supplement，November 1966

［9］T.L.Dickson，B.R.Bass and W.J.MaAfee.The Inclusion of Weld Residual Stress in Fracture Margin Assessments of Embrittled Nuclear Reactor Pressure Vessels.ORNL-CP-96684.Oak Ridge National Laboratory，1998

［10］P.T.Williams，T.L.Dickson and S.Yin.Fracture Analysis of Vessels– Oak Ridge FAVOR，v04.1，Computer Code:Theory and Implementation of Algorithms，Methods，and Correlations.NUREG/CR-6854 ORNL/TM-2004/ 244.Oak Ridge National Laboratory，2004

［11］《田湾核电站二号机组压力容器役前检查发现超标显示情况汇报》.2007

［12］ IAEA-EBP-WWER-08.Guidelines on Pressurized Thermal Shock Analysis for WWER Nuclear Power Plants.Vienna，1997

［13］ IAEA-EBP-WWER-08.Guidelines on Pressurized Thermal Shock Analysis for WWER Nuclear Power Plants.Vienna，2006

［14］ Unified Procedure for Lifetime Assessment of Components and Piping in WWER NPPs(VERLIFE).Version 2008 COVERS-WP4-D4.10.April2008

［15］ Guideline 3.18.Evaluation of brittle-fracture resistance of VVER-440/213 reactor pressure vessel for normal operation，unanticipated operating occurrences and hydrostatic test.Version:1.Hungarian Atomic Energy Authority，September 2005

［16］N.Taylor，C.Faidy and P.Gilles.Assessment of Dissimilar Weld Integrity:Final Report of the NESC-III Project.EUR 22510 EN.European Commission Directorate General Institute Joint Research Centre，2006

［17］А.Г.Казанцев，Е.Г.Старченко.田湾核电厂专题报告《用ЦJI-51焊条焊接的焊缝金属静态抗裂纹稳定性研究》，俄罗斯联邦国家科研中心:机械制造工艺科研生产联合体，莫斯科，2005

Weld Residual Stress of Reactor Pressure Vessel and Reactor Coolant Piping

SUN Xingjian，ZHANG Shujun，MA Jingxian
(Nuclear Equipm ent Safety and Reliability Center，China Academ y of Machinery Science＆Technology，Beijing 100044，China)

Themeasured results ofweld residual stress of Reactor Pressure Vessel(RPV)and Reactor Coolant Piping(RCP)and some existing experience of safety evaluation were summarized.For the shell circumferential weld of RPV，the residual stress was distributed in the cosine shape of the thickness and the peak stress can be assumed as 60MPa.For the butt weld of RCP，the most stressed regions are usually located nearby the outer surface along the centerline and the thickness of the weld;however the in－service defects usually appear at the inner surface regions.Therefore the peak residual stress can be assumed as 100MPa during the safety evaluation.

nuclear reactor pressure vessel;coolant piping;weld residual stress