秦山核電站控制棒驅動機構泄漏分析及修復

李建春

（中核核電運行管理有限公司，浙江　海鹽　314300）

秦山核電站控制棒驅動機構泄漏分析及修復

李建春

（中核核電運行管理有限公司，浙江海鹽314300）

秦山核電有限公司30萬千瓦機組CRDM下部Ω密封焊縫在運行5年后發生泄漏問題。通過對比現在CRDM下部Ω密封焊縫的無損檢測結果與5年前的檢測結果，結合下部Ω密封區域特殊環境條件下材料化學成分對腐蝕開裂的影響分析，初步確定了泄漏產生的根本原因。通過對比修復材料的耐腐蝕性能分析和修復方案，明確了預防CRDM下部Ω密封焊縫泄漏的修復材料和方案，同時指出了在修復實施過程中需要關注的問題，以供核電同行參考。

控制棒驅動機構；Ω密封焊縫；泄漏；原因分析；修復方案

2013年3月3日，秦山核電廠30萬千瓦機組在進行第十四次換料檢修（R14）期間，發現反應堆壓力容器頂蓋保溫層上有硼酸結晶，進一步檢查發現控制棒驅動機構（以下簡稱CRDM）管座上也有硼結晶，經過現場確認共有3組CRDM出現泄漏，初步判斷泄漏點位于CRDM下部Ω密封焊縫部位，CRDM中部及上部Ω密封焊縫均無泄漏痕跡。

雖然Ω密封焊縫屬于承壓的非結構性焊縫，其泄漏在國際上也已多次出現，國內嶺澳核電廠CRDM上部Ω密封焊縫也出現過泄漏，但泄漏畢竟對電站的安全穩定運行帶來危害，必須進行修復。電廠通過對泄漏的原因分析和修復方案的論證，最后采用了Overlay修復方案在R14期間對所有CRDM下部Ω密封及熱電偶管座Ω密封進行了整體性修復，保證了電站剩余壽期內不會再出現泄漏問題。

1　下部Ω密封焊縫結構及檢查情況

1.1焊縫結構及焊接情況

秦山核電廠30萬千瓦機組CRDM由上海核工程研究設計院設計，共有37組CRDM。CRDM上部、中部及下部的密封結構都是采用Ω焊接結構形式，2個熱電偶管座也是采用相同的Ω焊接結構形式，故頂蓋管座上共有39個Ω密封焊縫，如圖1和圖2所示。

2007年12月第十次換料檢修期間（R10），電廠對反應堆壓力容器頂蓋進行了更換，同時還更換了全部的CRDM。CRDM上部Ω密封焊縫采用手工氬弧焊，中部及下部Ω密封焊縫的焊接全部采用AREVA NP公司成熟的GTAW自動焊接工藝。上部及中部Ω密封焊縫都是在上海第一機床廠由AREVA NP有資質的焊接人員完成。考慮到下部Ω密封焊縫焊接后會增加頂蓋從上海運輸到電廠現場的難度，在制造廠沒有進行下部Ω密封焊縫的焊接工作，而是在電廠現場進行焊接。該焊縫的焊接工作是在電廠現場的汽輪機廠房內采用GTAW自動焊接方法進行焊接，焊接操作人員同樣是上海第一機床廠進行中部Ω密封焊縫焊接的人員。焊接按照焊接工藝規程要求進行了多次焊接見證件的焊接和解剖檢查。焊接完成后，電廠除按照規范要求對焊縫進行液體滲透（PT）檢查外，由核動力運行研究所（105所）利用該所自主研發的Ω密封焊縫超聲（UT）檢查裝置和渦流（ET）檢查裝置對頂蓋管座上的39個Ω密封焊縫進行了檢查。焊接過程中只有1個Ω密封焊縫進行了補焊，其余焊縫均為一次成形。

圖1　CRDM下部Ω連接結構圖Fig.1　Drawing of CRDM　lower omega joint

圖2　Ω結構放大圖Fig.2　Detail of lower omega structure enlargement

1.2泄漏檢查

電廠發現3組編號為A2-1、A2-2及T3-3的CRDM（見圖3）下部Ω密封焊縫泄漏后，經確認在安裝時沒有進行焊縫修補，當時的無損檢測也沒有發現記錄性缺陷。為進一步了解其他沒有發現泄漏的CRDM下部Ω密封焊縫實際情況，電廠邀請了105所針對所有37組CRDM和兩個熱電偶管座（編號為A3-1、A3-2）下部Ω密封焊縫進行全面檢查，檢查范圍包含焊縫及焊縫中心線兩側各45°的區域（見圖4），檢查方法除法規規定的PT檢查外，還分別采用ET和UT進行檢查。

在檢查過程中發現PT無法找出泄漏點，只能通過ET及UT來進行檢查及缺陷定位。經檢查，18組CRDM下部Ω密封焊縫沒有記錄性顯示，19組CRDM下部Ω密封焊縫有ET和UT的缺陷顯示，2個熱電偶貫穿件Ω密封焊縫都有UT的缺陷顯示，其中3組CRDM下部Ω密封焊縫（A2-1、A2-2、T3-3）泄漏、1組CRDM下部Ω密封焊縫（A2-3）缺陷信號距上表面≤2 mm，10組CRDM（A1-8、A2-5、A2-6、A2-7、A2-8、T4-2、T4-5、T4-1、A2-4、A1-4）下部Ω密封焊縫缺陷信號距上表面在2.0～2.5 mm之間，2組CRDM下部Ω密封焊縫（A1-6、A3-2）缺陷信號距上表面在2.5～3.0 mm，5組CRDM下部Ω密封焊縫（A1-1、T2-2、A3-1、T1-1、A1-2）缺陷信號距上表面≥3 mm。對比R10頂蓋及CRDM更換時的檢查結果中發現的4個記錄性缺陷，經過5年的運行，只有1個記錄性缺陷有擴展但沒有泄漏，其余3個記錄性缺陷都沒有擴展。檢查發現新增記錄性缺陷比較多，除了3組CRDM下部Ω密封焊縫出現泄漏外，還新增加了31個記錄性缺陷。對于3個出現泄漏的CRDM，檢查結果如表1所示，其中缺陷深度測量的起點是Ω密封焊縫內表面。

圖3　CRDM堆芯布置Fig.3　Location of CRDM in the reactor core

圖4　無損檢測檢查范圍Fig.4　Scope of NDT

表1　出現泄漏的焊縫缺陷檢查結果Table 1　Result of inspection for leaked weld

2　原因分析

CRDM下部Ω密封焊縫母材雖然都是奧氏體不銹鋼，但與國外CRDM選用的材料是有所不同的，主要表現在密封殼體的材料為0Cr18Ni12Mo2Ti，頂蓋貫穿件管座的材料為F321，焊接材料為ER316L，母材與國外通常采用的304材料有所區別。

由于無法進行缺陷解剖分析，只能根據無損檢測的結果和奧氏體不銹鋼的腐蝕機理進行原因分析。在該部位由于循環載荷只能由反應堆停堆及啟堆才能引入，且屬于恒定應力，所以應力與循環次數的組合并不多，故泄漏的原因分析中不考慮疲勞造成的開裂。造成泄漏的主要原因如下。

2.1焊接缺陷

由于Ω密封腔室內側焊接缺陷無法直接發現，雖然在制造時進行了焊接工藝評定和見證件解剖，但由于影響到焊接質量的因素比較多，不可避免會出現一些缺陷。根據R10頂蓋和CRDM更換時對Ω密封焊縫進行的PT、UT及ET檢查記錄，經過5年的設備運行，只有1個記錄性缺陷有了擴展，其他記錄性缺陷都沒有擴展，有擴展的記錄性缺陷也沒有出現泄漏，發生泄漏的缺陷是運行5年中新增加的缺陷，說明原始焊接缺陷不是導致本次Ω密封焊縫泄漏的主要原因。

2.2點腐蝕

在一定的氯離子濃度和溶解氧的環境下，奧氏體不銹鋼容易出現點腐蝕。CRDM設計時采用的原材料都含有鈦，由于鈦元素會增加點腐蝕敏感性，故原材料具有點腐蝕的敏感性。R10頂蓋和CRDM更換過程中，雖然CRDM清洗及試驗用水都是采用去離子水，安裝操作過程中也進行了嚴格控制，但不可避免還會在零件表面殘留一定量的氯化物，同時一回路冷卻劑水中也不可避免含有一定量的氯離子濃度。電廠要求一回路冷卻劑水中氯離子濃度≤100 ppb，氟離子濃度≤100 ppb，溶解氧濃度≤100 ppb，實際運行時檢測到氯離子濃度＜30 ppb，氟離子濃度＜20 ppb，溶解氧濃度＜10 ppb。由于Ω密封區域是一個小腔室，水一般處于高溫且靜止狀態，相當于是一個液-汽相容器，由于干濕交替，該區域內會存在一定的氯離子富集，氯離子濃度在該小腔室內會高于一回路冷卻劑水中的濃度。由于換料檢修期間進入該區域內水中的溶解氧在一回路冷卻劑水除氧時無法去除，且處于局部的高點，在運行過程中還會出現溶解氧富集現象，故在汽相部位不僅溶解氧濃度高，而且氯化物濃度也會高。在這種環境下不可避免地會出現點腐蝕現象。

大量的實踐已經證明，增加不銹鋼抗點蝕能力的最有效元素是鉻和鉬，其次是鎳［1］。所以相對而言，由于0Cr18Ni12Mo2Ti 中含有鉬，且鎳含量也比F321高，故F321材料在耐點蝕方面的性能應該比0Cr18Ni12Mo2Ti差。實際無損檢測發現的記錄性缺陷數量中，所有記錄性缺陷位置離焊縫中心線距離都在2～3 mm，即處于焊縫熔合區及熱影響區內，焊縫中心線兩側缺陷數量基本相同，母材上沒有發現記錄性缺陷，發生泄漏的3組CRDM的泄漏點都位于靠近0Cr18Ni12Mo2Ti。說明點腐蝕不是直接導致Ω密封焊縫泄漏的原因。

2.3一回路冷卻劑水中的應力腐蝕開裂

SCC是材料在拉應力和腐蝕的共同作用下產生的失效現象，是零件在應力和腐蝕介質作用下，表面的氧化膜被腐蝕而受到破壞，加上拉應力的作用，破壞處逐漸形成裂紋，裂紋隨時間逐漸擴展直到斷裂。SCC是奧氏體不銹鋼失效的主要故障模式，有3個必要條件：即SCC敏感材料、拉應力和腐蝕性環境。SCC主要有兩種模式，即沿晶SCC和穿晶SCC，后者與氯離子有直接關系。

在Ω密封焊縫區域，雖然采用了GTAW進行焊接，但焊接殘余拉應力肯定是有的，同時在電站運行過程中，該密封區域內的水壓也會對焊縫區域產生拉伸應力。

對于腐蝕性環境，正如前面所述是客觀存在的。

由于熱濃的氯離子導致的材料斷裂稱為氯脆，氯脆的主要介質是氯離子和溶解氧。已有的研究工作指出，18Cr-8Ni型不銹鋼是Fe-Cr-Ni系中氯脆敏感性最大的鋼種，而在18Cr-8Ni型不銹鋼中加入1%～2%鉬將增加氯脆趨勢，這種影響與碳含量有關，加入鈦可以固定鋼中的碳，也使氯脆趨勢有所增加［2］。常用的奧氏體不銹鋼316是這類材料中氯脆敏感性最大的組合，不少試驗指出，18Cr-8Ni型不銹鋼在高溫水中腐蝕時，存在一個應力腐蝕敏感的溫度范圍，即在200～250 ℃范圍內敏感性最大［3］。為研究奧氏體不銹鋼材料在核工業中腐蝕特性，美國根據核工業的特點，在低氯離子和含溶解氧的高溫水條件下，對奧低體不銹鋼應力腐蝕敏感性進行了研究。從250～300 ℃高溫水中氯離子和溶解氧濃度對奧氏體不銹鋼應力腐蝕開裂的影響曲線上可以看出［4］，在同樣的溫度及應力條件下，溶解氧濃度越高，腐蝕開裂所需要的氯離子濃度越低。對于敏化的不銹鋼材料，在氯離子濃度為10 ppb時，只要溶解氧濃度達到100～200 ppb時也會產生開裂。秦山核電廠30萬千瓦機組一回路冷卻劑平均溫度在293 ℃左右，由于下部Ω密封焊縫處于反應堆堆頂通風罩內，在強迫通風冷卻下，焊縫處一回路冷卻劑水溫在250 ℃左右，所以奧氏體不銹鋼F321、0Cr18Ni12Mo2Ti及焊接材料ER316L用于Ω密封區域時屬于SCC敏感材料。

根據前面所述，奧氏體不銹鋼材料F321、0Cr18Ni12Mo2Ti及316L用在Ω密封區域時屬于PWSCC敏感材料，在該區域內一回路冷卻劑水中存在一定濃度的氯離子富集及比較多的溶解氧，焊接缺陷或焊接熱影響區的鈍化膜由于腐蝕出現破裂，在焊接殘余應力及運行導致的拉伸應力的累加作用下，引起下部Ω密封焊縫及熱影響區產生PWSCC。由于奧氏體不銹鋼材料的氯脆都是穿晶的，只有在嚴重敏化條件下才會出現沿晶斷裂［5］。CRDM所選用的F321及0Cr18Ni12Mo2Ti奧氏體材料都是固溶狀態，固溶態奧氏體不銹鋼材料一般都是穿晶斷裂，本身又存在氯脆可能，故PWSCC裂紋的擴展以穿晶開裂形式進行，最終引起泄漏。

3　修復方案

3.1修復方案

目前國際上主要有Overlay堆焊方案（見圖5）及切除Ω唇口后再堆焊方案（見圖6）。

（1）方案一：WSI公司的Overlay堆焊方案保持原來的Ω密封結構形式，直接在原來的焊縫上再堆焊2層鎳基合金，堆焊層高度為3.3 mm。

優點：維持了原來的設計，已成功用于美國的多家核電廠CRDM密封焊縫的修復，國內嶺澳核電站上部Ω密封焊縫已利用此方案成功修復，故屬于成熟的CRDM密封焊縫修復方案，可以對所有CRDM直接進行預防性堆焊修復，不會影響以后單個CRDM更換。

不利因素：原來焊縫上的缺陷還繼續存在，同時由于靠近密封殼體側空間非常小，自動焊機設計及調整難度大，堆焊工藝控制要求非常高。

圖5　Overlay堆焊Fig.5　Overlaying weld

圖6　切除Ω唇口后再堆焊Fig.6　Overlaying weld after resecting the omega lip

（2）方案二：Westinghouse公司的切除唇口后再堆焊方案

首先用機械加工方式切除原Ω密封焊縫及唇口，然后把密封殼體和管座用角焊縫進行連接，焊縫高度為10 mm。

優點：采用角焊縫進行焊接，焊接工藝簡單，焊接質量容易控制，原來的缺陷已得到徹底切除，同時也已成功使用在國外CRDM上部Ω密封焊縫修復。

不利因素：修改了原設計結構，需要重新評估新的結構設計，如果以后需要更換CRDM，這道焊縫切割會比較困難。

（3）方案選擇

在技術的成熟性方面，這兩個方案都已有成功的案例，方案一需要進行裂紋擴展評估，但不涉及核安全審查，而方案二需要重新進行結構性的安全評估，該安全評估由于涉及結構性的修改，需要進行核安全審查。

在經濟性及后續風險方面，方案一具有比較明顯的領先優勢，單個CRDM下部Ω密封焊縫修復需要約16 h，本方案修復后不會影響到以后CRDM的更換。而方案二單個Ω密封焊縫修復需要約26 h，如果同樣對所有CRDM進行處理的話所需要的時間非常長，如果僅對已產生泄漏的3個CRDM進行修復處理的話，后續其他CRDM將在以后的電站運行中繼續出現泄漏，從而帶來運行風險，本方案修復后會增加以后CRDM的更換難度。

在現場實施輻射劑量方面，如果同樣實現全部CRDM修復，方案二由于現場修復時間比方案一長，將造成現場操作人員的輻射劑量大大提高。

通過在技術成熟性、經濟性、風險及輻射劑量等方面的分析，電廠最終決定采用Overlay堆焊方案對所有37組CRDM下部Ω密封焊縫及2個熱電偶管座Ω密封焊縫進行堆焊修復。

3.2修復材料選用

從上述的原因分析來看，Ω密封焊縫出現泄漏與所處的特殊環境有關。國外核電廠設計采用的材料雖然有所區別，同樣在該處多次出現泄漏。故修復的關鍵在于采用何種材料來防止裂紋貫穿。研究證明，Wcr為30%的鎳基合金在核輻射和純水環境中，具有最佳的抗應力腐蝕開裂的能力。Wcr為30%的Alloy 690已成為核電站中用于制造抗輻射、抗腐蝕部件的主要材料［6］。Alloy 52在核電站使用已超過15年沒有發現開裂現象，近20年，Alloy 690和焊接材料Alloy 52在壓水堆核電站各種環境條件下進行了大量的試驗，沒有發現一回路冷卻劑水中的應力腐蝕開裂現象［7］。Alloy 52M是在對Alloy 52材料的鋁、鈦、硅、鈮、錳、硼和鋯元素進行優化而成。Alloy 52M形成的焊縫具有優異的抗冷裂紋（失延裂紋DDC）、熱裂紋及焊根裂紋的能力，焊接時能夠大大減少浮渣，從而減少夾雜物和產生氣孔等缺陷［6］。

采用Alloy 800、Alloy 600及Alloy 690材料制作的U形管在pH為4、氯化物濃度分別為50、200和1 000 ppm的300 ℃水中進行1 000 h試驗［8］，當Alloy 600隨著氯化物濃度升高而逐步產生晶間應力腐蝕時，Alloy 800和Alloy 900沒有出現晶間應力腐蝕，在氯化物濃度為1 000 ppm時，Alloy 800出現淺的穿晶應力腐蝕。在含有36 ppm溶解氧的288 ℃純水中，在退火狀態和敏化狀態的合金拉伸試樣上添加288 ℃條件下，材料極限抗拉強度的75%恒定載荷進行的5 000 h晶間應力腐蝕篩選試驗［9-10］，結果顯示在這種條件下Alloy 800的抗晶間應力腐蝕開裂性能優于Alloy 690。

從上述分析可以看出，Alloy 52M具有很強的抗晶間應力腐蝕、穿晶應力腐蝕和PWSCC的能力，可以有效防止點腐蝕的出現。堆焊后的過渡層性能也具有非常好的抗晶間應力腐蝕、穿晶應力腐蝕和PWSCC性能，即使原Ω密封焊縫上的缺陷顯示繼續擴展并貫穿原焊縫，新堆焊的Alloy 52M也能夠有效防止裂紋在堆焊層上擴展。故電廠決定采用Alloy 52M進行下部Ω密封焊縫修復。

3.3堆焊層厚度

堆焊層厚度方面需要考慮承壓的結構強度及電站的運行壽命。結構強度方面不考慮原Ω密封焊縫強度，即按照原焊縫已全部貫穿來進行設計，由于Alloy 52M堆焊層的機械性能優于原來Ω密封材料的機械性能，對比原結構強度設計，新堆焊層厚度只要不小于原設計的3 mm，那么堆焊層的結構強度就能夠滿足要求。在裂紋擴展方面，把電站剩余壽命及可能的20年延壽作為假設來進行分析，根據裂紋的擴展分析，確定了堆焊層高度為3.3 mm。

3.4修復實施方案

在焊接工藝評定方面，根據WSI公司已有的焊接工藝評定，現場實施與Ω密封結構完全一致的見證件焊接，通過焊接見證件解剖及金相檢查來驗證焊接工藝參數的合理性及焊接質量的穩定性。電廠按照ASME規范NB-4367要求，在每個見證件上切取包括焊接開始和焊接終止部位在內的4個橫截面，按照ASTM E2標準，利用金相顯微鏡在放大10倍條件下對焊縫的4個橫截面進行檢查，沒有發現裂紋、未焊透等超出ASME規范要求的焊接缺陷［11］（見圖7）。

圖7　焊縫剖面金相（放大10倍）Fig.7　Metallographic photograph in the section of weld （×10）

現場堆焊實施方面，為保證焊縫質量，以下幾個方面需要重點關注：

1） 由于靠近密封殼體側待堆焊面空間狹窄，焊槍角度調整受到很大限制，必須保證焊機定位精度及穩定性。實際現場是利用密封殼體上的直徑168.6 mm段上的錐角為20°圓錐面來進行焊機定位，保證了焊機定位的精度及穩定性。

2） 貫穿性缺陷必須先進行補焊，再進行堆焊，防止堆焊過程中出現塌陷缺陷而影響堆焊層質量。

3） 密封腔室必須進行排水放氣。堆焊前需要在焊縫圓周上相隔180°位置上鉆2個φ2 mm小孔，排出密封腔室內的水，在堆焊時作為排氣孔使用，防止堆焊熔深達到原焊縫中未貫穿缺陷時內部水汽進入焊接熔池而影響焊縫的質量。

4） 待堆焊表面清潔度必須保證，由于原表面可能存在硼酸結晶，單純擦拭比較困難，可通過附加拋光手段來清潔表面。

5） 焊道盡可能在原來Ω密封焊縫兩側實施對稱堆焊（見圖8），2個φ2 mm小孔需要在第一層堆焊完成的最后時刻才能覆蓋。

圖8　焊道次序及布置圖Fig.8　Weld sequence and layout

6） 無損檢測需要每層實施，即完成第一層堆焊后需要進行一次PT檢查，合格后才能堆焊第二層，再進行PT檢查。

7） 頂蓋區域的劑量率比較高，采用遙控自動焊機進行焊接，通過遠程智能控制攝像頭來獲得圖像，調整焊接電流等技術能夠有效降低人員劑量。

4　結束語

從目前的國內外運行情況來看，CRDM上的Ω密封焊縫泄漏已經不是一個偶然事件。雖然該泄漏不屬于壓力邊界泄漏，但泄漏畢竟會影響到整個電站的安全穩定運行。泄漏后修復需要大量的時間，會影響到電廠的經濟效益，同時會造成修復人員受到大量的放射性照射。故還是需要防止在電站運行期間出現泄漏。要解決CRDM下部Ω密封焊縫泄漏問題，從目前來看，材料選用及焊接工藝等方面的改進余地不是很大，還是得從裂紋擴展方面及污染物（主要是氯化物）的控制方面來進行考慮，思路如下：

1） 在密封結構方面，應考慮降低進入密封腔室的氧氣，即密封腔室不要設置在高點，如Canopy形式的密封結構在這方面就優于Ω密封結構。

2） 在裂紋擴展方面，應考慮材料在出現裂紋后如何防止其擴展，即阻斷其裂紋擴展的通道。換料停堆期間，可考慮在原Ω密封焊縫及唇口上進行預防性堆焊，即使原Ω密封焊縫出現裂紋并貫穿焊縫，通過與原材料不同的堆焊層來阻斷原焊縫出現的裂紋擴展，防止出現泄漏現象。

3） 氯化物控制方面，應嚴格控制加工制造及試驗過程中氯化物的引入。對小型密封腔室區域及周圍進行重點清洗，盡可能降低氯化物的殘留量。

通過對秦山核電廠控制棒驅動機構下部Ω密封焊縫的泄漏原因分析和修復方案分析，得到以下的主要結論：

1） CRDM下部Ω密封焊縫泄漏的主要原因是一回路冷卻劑高溫水中氯離子和溶解氧聯合作用下的PWSCC，主要表現模式為穿晶應力腐蝕開裂。

2） A l l o y 5 2 M堆焊層可以有效預防PWSCC造成的泄漏，可以防止裂紋在堆焊層中的擴展。秦山核電廠30萬千瓦機組CRDM下部Ω密封焊縫采用Alloy 52M堆焊后沒有再發現泄漏問題，說明修復是成功的，同時也證明了采用Alloy 52M對Ω密封焊縫進行預防性堆焊可以有效防止泄漏。

3） 現場實施堆焊程序中需要充分考慮影響堆焊層質量的各個因素，如焊機定位穩定性、原焊縫缺陷和內部腔室潮濕等。

［1］ 肖紀美. 材料的腐蝕及其控制方法［M］. 北京：化學工業出版社，1994： 39-43.（XIAO Ji-mei. The corrosion of the material and its control method［M］. Chemical industry press. 1994：39-43.）

［2］ 肖紀美. 應力作用下的金屬腐蝕［M］. 北京：化學工業出版社，1990：145.（XIAO Ji-mei. Metal corrosion under the action of stress［M］. Chemical industry press. 1990：145.）

［3］ 肖紀美. 應力作用下的金屬腐蝕［M］. 北京：化學工業出版社，1990：150-153.（XIAO Ji-mei. Metal corrosion under the action of stress［M］. Chemical industry press. 1990：150-153.）

［4］NUREG-0313，Revision 2，“Technical Report on Material Selection and Processing Guidelines for BWR Coolant Pressure Boundary Piping”［S］. U.S Nuclear Regulatory Commission， January 1988.

［5］ 肖紀美. 不銹鋼的金屬學問題［M］. 北京：冶金工業出版社，第2版.2006：271.（XIAO Ji-mei. Stainless steel metal science problems［M］. Metallurgical industry press. 1990：145.）

［6］ Mr.Sam Ksier.在核工業中鎳基合金焊材的應用［C］.2005能源工程焊接國際論壇，論文集. 127-135.（Mr.Sam Ksier.Application of Nickel based Alloy welding material in the nuclear industry［C］. International forum on welding technology in energy engineering， 2005， Essay collection.127-135.）

［7］Ru Xiong. Stress Corrosion Cracking （SCC） of Nickel-base Weld Metals in PWR Primary Water［C］.中國材料大會2012第19分會場：高溫合金論文集. （Ru Xiong. Stress Corrosion Cracking （SCC） of Nickel-base Weld Metals in PWR Primary Water［C］. China materials conference，19th branch meeting-place，2012. Essay collection for high temperature alloy.）

［8］ T.Nakayama et al.，“IGC/IGSCC and General Corrosion Behavior of Alloy 800 as a PWR S/G Tube Material，”paper#82 presented at Corrosion 87，NACE，San Francisco， CA， March 9，1987.

［9］ W.L.Clarke， J.C.Danko and G.M.Gordon，“Stress Corrosion Cracking Behavior of Newer Iron-Chromium-Nickel Alloys at 550°F in High Purity Water”， NEDO-12513，74 NED 57，Class I，September 1974.

［10］ W.L.Clarke， J.C.Danko and G.M.Gordon，“Stress Corrosion Cracking Behavior of Newer Iron-C h r o m i u m-N i c k e l A l l o y s a t 550°F i n High Purity Water”，Corrosion Problems in Energy Conversion and Generation， edited by C.S.Tedmon， Jr.，The Electrochemical Society，Princeton，NJ，1974，P410.

［11］ ASME Boiler and Pressure Vessel Code，NB-4367，Examination of Test Assembly， Section Ⅲ，Division 1，2001［J］.

Leakage Analysis and Repair Method for CRDM in Qinshan Nuclear Power Plant

LI Jian-chun
（CNNC Nuclear Power Operations Management Co.，Ltd.， Haiyan of Zhejiang Prov. 314300， China）

The leakage was discovered on the CRDM lower omega seal weld which had operated five years in Qinshan NPP. Based on the inspection of NDE for the CRDM lower omega seal weld incomparison with the inspecting result which had carried out five years ago， and the analysis according to the effect of corrosion cracking because of the chemical composition of materials in special condition， the root cause of the leakage is preliminarily identified. The repair method for the CRDM lower omega seal weld to prevent leakage is provided by analysis of corrosion resistance of the material which will used for comparison of repair method， which also provides a proposal needed to pay attention during repair， in order to give some helpful reference to nuclear peers.

CRDM；omega seal weld；eakage；cause analysis；repair method

TM623Article character：AArticle ID：1674-1617（2015）03-0231-08

TM623

A

1674-1617（2015）03-0231-08

2015-05-07

李建春（1968—），男，浙江嘉興人，高工，本科，從事核電廠機械設備的可靠性管理工作。