核電站接管安全端異種金屬焊接接頭殘余應力預測的研究現狀

郭 舒，王海濤，韓恩厚

(中國科學院金屬研究所，核用材料安全與評價重點實驗室，沈陽 110016)

0 引 言

目前，我國在役與在建壓水堆(PWR)核電站的設計制造廣泛采用自主品牌核電技術CPR1000(二代改進型)。同時，三代核電技術AP1000(美國西屋)與EPR(法國阿海琺)也已引進并投入使用[1-3]。核電站核島主設備包括反應堆壓力容器(Reactor Pressure Vessel,RPV)、蒸汽發生器(Steam Generator,SG)、穩壓器(Pressurizer,PZR)等承壓容器[4-6]，是一回路系統的重要組成部分與壓力邊界[7-11]，制造標準嚴苛[7,12]。接管安全端異種金屬焊接接頭(Dissimilar Metal Weld Joint,DMWJ)是指用不銹鋼或鎳基合金焊料焊接低合金鋼接管嘴和不銹鋼安全端形成的用于連接低合金鋼壓力容器與不銹鋼管道的重要過渡部件和特征結構[8,13-16]。該異種金屬焊接接頭的結構完整性與核電站安全密切相關[7,13,17-19]，其焊接質量對核電設備正常運行至關重要[20-21]，屬于核安全重點關注部位[11]。接管安全端異種金屬焊接是壓力容器制造的關鍵技術難點[7,12,15,22]，其焊接工藝要求高，難度大[12,16,18,20]，對焊材、設備、環境、焊接參數選擇、施焊人員以及無損檢驗工藝等都有極為嚴格的要求[12,16]。

接管安全端異種金屬焊接接頭長期處于高溫、高壓、交變復雜應力載荷、腐蝕性介質與中子輻照交互作用的工況下[7,8,11,17,23-24]，是一回路系統的薄弱環節[11,14,21-23]。焊接殘余應力是導致焊接接頭產生一次側應力腐蝕開裂(Primary Water Stress Corrosion Cracking,PWSCC)的主要驅動因素之一[14,25]。在壓水堆高溫和水化學環境下，含較高焊接殘余應力的600鎳基合金焊縫金屬易于發生一次側應力腐蝕開裂[26-27]。過去20 a間，世界各地關于壓水堆核電站的600鎳基合金焊接接頭出現一次側應力腐蝕開裂跡象和泄露的事故屢有報道[28]。一次側應力腐蝕開裂最常出現在壓水堆主設備反應堆壓力容器、蒸汽發生器與穩壓器的接管嘴安全端異種金屬焊接接頭中[29]。上述問題是核電站與核安全監管機構最為關心的問題[30]，引發了國際上對該問題的廣泛研究以及對緩解方案的不斷探索[31]。美、日、英等國相關組織都曾設立大量的研究項目來評估影響異種金屬焊接接頭的一次側應力腐蝕開裂行為，尋求建立準確衡量焊接殘余應力的方法，其中包括嘗試設計制造具有代表性的接管安全端試件、采用深孔法等方法測定殘余應力，以及使用有限元方法對不同尺寸異種金屬焊接接頭的殘余應力分布進行模擬預測等[27,29]。目前，美國ASME和法國RSE-M標準均要求對核級接頭執行役前和在役檢查[10]，同時國際原子能機構也明確指出接管安全端異種金屬焊接件的可靠性預測是保證PWR安全運行的關鍵[32]。

因此，了解和掌握不同尺寸的壓力容器接管安全端異種金屬焊接接頭內，尤其是貫穿接頭厚度方向的殘余應力分布并進行系統性的研究對保障我國核電主設備結構完整性具有重要意義；基于殘余應力分布研究，一方面可以開展一次側應力腐蝕裂紋擴展的風險評估，另一方面可以推動壓力容器焊接工藝的優化與改進研究。相比于試驗檢測方法，有限元方法能清晰地表征復雜焊接件整體結構的殘余應力分布，因此廣泛用于焊接殘余應力的預測。作者主要對有限元數值模擬在接管安全端異種金屬焊接接頭殘余應力預測方面的應用與研究現狀進行綜述，擬給相關研究人員提供參考。

1 接管安全端異種金屬焊接接頭的特征

1.1 結構特征

如前文所述，反應堆壓力容器、蒸汽發生器和穩壓器等壓水堆核島主設備都有典型的接管安全端異種金屬焊接接頭結構形式[5,14,17,25,32-34]。以穩壓器頂部的安全泄壓閥(Safety Relief Valve,SRV)接管安全端為例，如圖1[35]所示，展示典型的接管安全端異種金屬焊接接頭的結構組成[29-30]。可見接管安全端異種金屬焊接接頭主要由低合金鋼接管嘴(母材)、接管內壁堆焊層、接管側坡口預堆邊(隔離層)、異種金屬對接焊縫和不銹鋼安全端(母材)組成[14,19,36]。為確保焊接質量，一般在設備制造廠中對接管嘴和安全端進行對接焊；在安裝現場，只需進行不銹鋼部件之間的焊接[2,17,19,37-38]，即不銹鋼安全端與不銹鋼管道之間的同種金屬焊接。

圖1 穩壓器安全泄壓閥接管安全端的典型結構示意[35]Fig.1 Typical structure diagram of nozzle to safe-end ofregulator safety relief valve[35]

不同企業設計制造出的接管安全端幾何尺寸會有一些差異，并且與常規的二代加堆型相比，三代核電技術下主設備的尺寸和壁厚增大。通常，反應堆壓力容器、蒸汽發生器的接管安全端異種金屬焊接接頭外徑在840～1 000 mm，壁厚在75～90 mm[12,19,34]；穩壓器的接管安全端異種金屬焊接接頭外徑在120～350 mm，壁厚在20～50 mm[27,39]。

以秦山核電站300 MW級核電機組一回路主系統為例，其以600鎳基合金為焊接材料(焊材)的異種金屬焊接接頭焊縫的數量統計如下：反應堆壓力容器中的600鎳基合金焊縫共計34條，包括4條進水口、出水口安全端焊縫，另有底部測量管套管貫穿件J型焊縫30條；一回路主系統共有2臺蒸汽發生器，每臺有進水口、出水口安全端焊縫各1條；穩壓器共有600鎳基合金焊縫95條，上封頭有與噴霧管、安全泄壓管連接的安全端焊縫4條，下封頭有與波動管連接的安全端焊縫1條(另有90條與電加熱器套管連接的貫穿件焊縫)；一回路主系統共有2臺主冷卻劑泵(Reactor Coolant Pump,RCP)，每臺泵上有進水口、出水口安全端焊縫各1條[25]。

1.2 材料特征

在接管安全端異種金屬焊接接頭中，與核壓力容器相連的接管嘴材料為SA508低合金鋼，與一回路管道相連的安全端材料為316L奧氏體不銹鋼[2-3,7-8,18,21,32,34,40-41]；反應堆冷卻劑管道材料一般采用耐蝕性較好的奧氏體不銹鋼[2]。低合金鋼與奧氏體不銹鋼在化學成分、物理性能和力學性能上存在較大差距，如低合金鋼強度高，奧氏體不銹鋼的線膨脹系數比低合金鋼大30%～50%，熱導率卻只有低合金鋼的1/3(20～600 ℃溫度范圍)[42]；二者之間的焊接比同種材料焊接困難[43]。因此，正確選擇用作填充金屬的焊材很關鍵。填充金屬應能承受母材的稀釋作用，能抵抗碳擴散遷移層的形成，應具有與母材相適應的物理性能，同時形成的焊縫金屬應保持組織與性能的穩定[44]。此外，在選擇焊材時還應考慮熱開裂和殘余應力等問題[44]。

目前，核電站使用的焊材涉及碳鋼、低合金鋼、不銹鋼和鎳基合金4大類[17,45-47]，具體由主設備的結構特點、主體材料類型、技術條件、生產設備和焊接工藝決定[48]。現階段通常用不銹鋼焊絲或者鎳基合金焊絲連接低合金鋼接管嘴和奧氏體不銹鋼安全端，不銹鋼焊絲一般采用308L、309L奧氏體不銹鋼，鎳基合金焊絲一般采用600系鎳基合金(82合金、182合金)以及690系鎳基合金(52合金、152合金)[2,11,32,40,43]。我國二代加CPR1000核電站的接管安全端焊接接頭主要采用不銹鋼焊材[3,11,40]，三代AP1000核電站的接管安全端堆焊隔離層和異種金屬對接焊縫的填充金屬主要采用鎳基合金焊材[3-4,6-7,18]。鎳基合金焊材能防止碳遷移，其室溫強度與低合金鋼相當，高溫強度介于低合金鋼與奧氏體不銹鋼之間，線膨脹系數介于奧氏體不銹鋼與低合金鋼之間，更接近低合金鋼，有利于降低內應力[2,18,42,44]；不銹鋼焊材的優點在于熱敏感性和使用成本低[2]。

但是，鎳基合金的焊接性不佳。鎳基合金熔敷金屬的黏度大，流動性、潤濕性差[12,18,41,45,48-49]，與坡口面親和力差，易產生側壁未熔合等缺陷[12,45,48-49]；高溫熔化狀態下鎳基合金極易發生氧化，產生低熔點氧化鎳雜質，氧化鎳成為焊縫的夾渣，影響焊縫熔合[12,41,45,48-49]；鎳基合金對磷、硫等雜質元素敏感，這些雜質元素極易熔入焊縫金屬，導致焊縫產生微裂紋[18,48-49]。為此，研究人員開發了具有更高鉻含量的鎳基合金焊材(52焊絲/ERNiCrFe-7焊絲)；該種焊絲形成的焊縫在熱處理和具體服役過程中不易在晶界形成貧鉻帶，從而提高了焊縫的應力腐蝕抗性，但是容易產生失延裂紋。于是，研究人員又在52焊絲的基礎上研制出52M/152M焊絲，以減少異種金屬焊接接頭的失延開裂現象。52M/52/152焊絲目前廣泛應用于核電設備制造及配件更換中[43]。

使用不銹鋼焊材時存在以下不足：不銹鋼的熱膨脹系數和低合金鋼母材相差較大[16,22]，在熱循環作用下會形成較大的熱應力；在不銹鋼焊縫與低合金鋼母材的界面處容易發生碳遷移，使得低合金鋼側出現淬硬層/脆性過渡層[16,22]；不銹鋼焊縫易受到低合金鋼母材的稀釋，導致成分和組織發生顯著變化[22]；此外，不銹鋼焊縫還存在易敏化、易腐蝕的問題[22]。所以，不銹鋼焊材僅在早期的安全端焊接中得到廣泛使用，20世紀90年代后接管嘴安全端的焊接大多采用鎳基合金焊材[16]。

焊材的選擇可參考相關國際規范，根據規范要求，焊材必須經大量試驗驗收工藝評定后才可用于產品。比如，法國《RCC-M壓水堆核島機械設備設計和建造規則》就是一種核電制造規范[16]，該規范通過借鑒ASME規范，吸收法國工業發展實踐成果制定而成。RCC-M規范對焊材的要求極高，卡片沒有的材料不準使用。RCC-M規范給焊材制造廠和設備制造廠的自由選擇空間很小，是一部安全性與操作性極強的設備制造規范[47]。

目前我國核島主設備使用的鍛件材料基本實現了國產化，但是核I級設備焊接所使用的焊材仍以進口為主[17,45,47]。國內一些科研及焊材制造企業已在核電焊材國產化方面做了很多工作，獲得一定成果。通過推動核電焊材的國產化研發與應用，掌握核I級焊材焊接性能評價技術，從而帶動核電設備焊接技術的進步，需要國內相關單位的共同努力[17]。

1.3 工藝特征

1.3.1 保障焊縫成形質量的措施

如上文所述，鎳基合金焊縫易產生質量缺陷，這是產品焊接時需重點關注和解決的問題[17]。為此，有2個重要因素需要注意：焊道表面打磨質量和焊接時的氣體保護效果[12,41,45]。在焊接過程中，鎳基合金焊材易形成氧化膜，如不及時清理，接頭易產生未熔合與夾渣缺陷[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]，務必將氧化膜和焊接雜質去除干凈[12,41]，使焊道露出金屬光澤[41]。接管嘴與安全端常采用氬弧對接焊工藝，氬氣能將熔池與空氣隔絕，阻礙熔池中金屬氧化物的形成，從而減少焊縫內的氧化物夾渣和未熔合等缺陷[12]。在對接焊過程中，應當用保護罩充分遮蓋、圍蔽住整個焊接工位[18,45]，以確保氣體保護效果，防止保護氣氛被流動空氣破壞[18]；為更好地隔絕空氣以防止焊縫氧化，還可以采用多級氣體保護措施。應當注意的是，保護氣體流量應合理：流量過大，可能吹偏熔池，不利于焊接質量；流量過小，則不能有效保護焊縫[12]。

此外，焊前應對工件進行清理，確保焊接區無污染無異物；必須使用丙酮或酒精將坡口表面及周圍區域擦洗干凈，否則會使焊縫金屬中熔入雜質元素，形成焊接裂紋[18]。

1.3.2 焊接方法的演變

過去十幾年間，核電主設備接管安全端焊接接頭的焊接方法發生了很大變化，比如從手工焊向自動焊轉變[6,22]，焊接坡口由最初的寬間隙坡口發展為窄間隙坡口[6]。主設備安全端焊接最初采用手工鎢極氬弧焊(GTAW)和手工焊條電弧焊(SMAW)[6,16]，而目前接管安全端的焊接工藝主要包括自動脈沖鎢極氬弧焊、埋弧自動焊與手工藥皮焊條電弧焊[49]。窄間隙自動脈沖鎢極氬弧焊是一種高效的適合三代核電站安全端接頭的焊接方法[49]。該工藝使用直達坡口底端的超長導電嘴，采用熱輸入較小的脈沖方式，改善了熔池流動性，使得焊道與母材邊緣均勻熔合[46]。而且，若在核電站運行期間進行接頭返修，采用自動脈沖鎢極氬弧焊能夠防止焊接操作工受到大劑量的中子輻照[6]。相對于寬間隙坡口，窄間隙坡口設計減少了金屬填充量，降低了焊接變形與焊縫內應力，從而提高了接頭質量[6,46]。

總體而言，各核電站壓力容器的接管安全端異種金屬焊接接頭的焊接工藝較類似[4-7,11-12,14-16,22,24,32,46-48]。首先，在低合金鋼接管嘴和不銹鋼安全端短管口處加工出焊接坡口；其次，通過熱絲鎢極惰性氣體焊(TIG焊)在低合金鋼接管嘴側堆焊出鎳基合金隔離層(鎳基合金預堆邊)；再次，進行消除焊接應力熱處理、無損檢測以及坡口機加工；最后，通過冷絲鎢極氬弧焊在接管嘴隔離層和安全端之間進行對接焊，得到異種金屬焊接接頭。

1.3.3 焊接位置

國內幾乎都采用自動脈沖鎢極氬弧焊工藝對鎳基合金隔離層與安全端進行對接焊接[12,17]，但是在具體焊接工藝實施操作方面存在巨大差異[12,17]，在通過大量焊接工藝試驗確定工藝參數的基礎上都獲得了合格的焊接產品[17-18, 41]。比如對于RPV接管安全端對接接頭，大部分核電設備制造廠采用橫焊位工藝進行焊接[12,41]，也有一些制造廠采用全位置焊接工藝。橫焊位工藝的特點是在焊接過程中整個RPV設備處于橫躺狀態[12]，其優點為焊接位置固定，焊接參數易掌握，熔敷金屬與鎳基合金隔離層熔合較好，焊接質量穩定性優良；缺點在于焊接周期長，最多同時對2個接管嘴進行安全端的焊接[41]。全位置焊接的特點是在焊接過程中整個RPV設備處于豎立狀態[12]。在全位置自動TIG焊過程中,焊接的空間位置不斷變化(平焊、下坡焊、上坡焊與仰焊)，熔池液態金屬在不同的空間位置因受力不同而流動性不同，焊縫成形質量變化顯著。這就需要采用合理的焊接工藝參數，保持焊接過程中熔池穩定，使得焊縫成形質量一致[18]。全位置焊接工藝的優點是焊接效率高，能同時焊接多達6個接管嘴；缺點是工藝復雜、難度大、穩定性不佳，在實際制造過程中，接頭返修率較高。

2 有限元模擬接管安全端異種金屬焊接接頭殘余應力

奧氏體不銹鋼的線膨脹系數和熱導率與低合金鋼差異較大，因此在這兩種材料焊接過程中會形成較大的熱應力，進而導致焊接變形和焊接殘余應力。異種金屬焊接件的焊接殘余應力很難通過焊后熱處理來消除，焊后熱處理只能引起殘余應力的重新分布，同時還會誘發其他焊接缺陷如晶粒粗化等[42]。在缺陷評定分析中，一次側應力腐蝕裂紋的萌生、擴展均與核部件內殘余應力分布密切相關[50]。在采用試驗方法測試異種金屬焊接件的殘余應力時，無論是破壞性還是非破壞性方法都有一定局限性，如：一般只能檢測結構表面和附近的殘余應力，難以獲得結構內部殘余應力的分布；中子衍射法雖然能測試焊接接頭內部的殘余應力，但是對試樣尺寸有限制。因此，通過有限元方法模擬焊接過程，以獲得核電站大尺寸厚壁部件——接管安全端異種金屬焊接接頭內部殘余應力的大小和分布變得尤為重要。

2.1 國內外研究現狀

2000年起，歐洲提出評價老化管道異種金屬焊接接頭結構完整性(Assessment of Aged Piping Dissimilar Metal Weld Integrity,ADIMEW)項目，采用簡化2D軸對稱模型模擬了鐵素體不銹鋼與奧氏體不銹鋼異種金屬焊接接頭的殘余應力，并在室溫與運行溫度下對異種金屬焊接接頭殘余應力進行了試驗測試與分析[51]。隨后十幾年間，鑒于世界各地壓水堆中接管安全端鎳基合金環焊縫開裂現象時有出現，各國陸續開展了針對接管安全端異種金屬焊接接頭殘余應力的數值模擬研究。

法國阿海琺公司(AREVA)提出了使用ANSYS軟件模擬核電站異種金屬焊接接頭殘余應力的方法并應用到2D軸對稱模型中，經與結構件實測結果對比，證明了該方法可行[26]；隨后又采用上述方法計算了穩壓器波動管焊接接頭殘余應力，同樣通過實測結果予以驗證[52]。三菱重工聯合日本核能安全組織采用相同工藝制造了日本壓水堆核電站反應堆壓力容器出水管管嘴實體模型，通過有限元分析計算了該模型焊縫區殘余應力分布，并與試驗測得的132鎳基合金焊縫的應力進行比較，計算結果與實測結果吻合較好[28]，據此建立起了一套殘余應力評估方法[29]。英國能源公司(BE)發起若干項目來評估一次側應力腐蝕開裂對異種金屬接頭殘余應力分布的影響，并聯合澳大利亞核科技組織(ANSTO)、美國西屋公司等共同對穩壓器安全泄壓閥接管安全端進行了焊接全過程模擬，研究了焊接熱輸入、材料本構模型以及接管安全端尺寸等因素對該接管安全端焊接接頭殘余應力分布場的影響[27,30-31]。美國核管理委員會(NRC)與電力研究院(EPRI)合作設立了焊接殘余應力驗證項目，旨在研究如何驗證壓水堆一回路冷卻系統中異種金屬焊接接頭內的焊接殘余應力模擬結果，世界各地相關研究人員都受邀參與其中，并分別對核電站穩壓器波動管和安全泄壓閥管嘴模型進行了焊接殘余應力模擬[35]。此外，還進行了參數敏感性研究，以確定哪些輸入參數對焊接殘余應力影響最大[53]。SONG等[39,54]等研究了幾何結構因素(如接管嘴壁厚和半徑、安全端長度)、堆焊修復層等對壓水堆核電站接管安全端異種金屬焊接接頭焊接殘余應力的影響。

我國現役與在建的CPR1000、AP1000、EPR等核電站中，異種金屬焊接接頭得到廣泛使用。研究與經驗顯示，該結構是我國核電站系統中的薄弱環節，其服役壽命低于設計壽命[55]。近年來，核電站異種金屬接頭焊接殘余應力的預測研究得到了我國學者們的關注。很多學者使用熱-彈-塑性有限元模型計算了不同類型核電主設備接管安全端異種金屬焊接接頭的殘余應力，但采用的模擬假設和方法不盡相同。滿浩[5]、張倩等[32]利用Abaqus軟件建立2D軸對稱模型，分別模擬了反應堆壓力容器熱水管段與穩壓器安全泄壓管接管嘴的焊接過程，研究了焊接接頭的殘余應力分布規律，以及安全端長度、焊接約束條件對異種金屬焊接接頭殘余應力的影響。李曉波[56]和王英儒[57]使用ANSYS和Abaqus有限元軟件分別對反應堆壓力容器和蒸汽發生器接管安全端建立3D全局模型與局部模型，對各自的焊接過程進行了數值仿真分析，獲得了瞬時溫度和殘余應力的分布特征。蔡建鵬[42]采用Abaqus有限元軟件建立2D軸對稱模型，考慮加工硬化和退火等因素的影響，計算得到穩壓器波動管接管安全端焊接接頭的焊接殘余應力，研究了不同坡口形式對異種金屬平板對接接頭焊接殘余應力的影響。葛可可[58]通過Sysweld有限元軟件分別建立2D與3D模型，考慮焊后熱處理和切削加工等因素的影響，計算得到蒸汽發生器水室下封頭組件冷卻劑出口接管安全端的焊接殘余應力分布，并與盲孔法實測殘余應力進行對比。林方強等[23]、張世偉等[59]采用ANSYS有限元軟件分別建立了穩壓器噴霧管2D軸對稱模型，模擬了該結構的堆焊修復過程，研究了堆焊修復對異種金屬焊接接頭殘余應力的作用。DONG等[55]通過Sysweld有限元軟件建立了CAP1400核電站某厚壁接管安全端焊接接頭的2D軸對稱模型，模擬了該結構的制造過程(考慮了內壁堆焊、隔離層堆焊、焊后熱處理以及異種金屬焊接接頭多層多道焊)，分析了對應的焊接殘余應力演變規律。

2.2 模擬流程

焊接模擬計算非常具有挑戰性，因為焊接過程許多環節都具有高度的非線性；材料的熔化-再凝固、極高的瞬態熱梯度、與溫度相關的塑性應變和相變等都是造成非線性的原因。此外，為了使焊接模擬在工業生產中具有實用性，計算求解時間必須可控[60]。

為了評估焊接殘余應力分布，需要對焊接過程進行熱-彈-塑性有限元分析。有限元焊接模擬過程包含兩個主要分析模塊——熱分析模塊和力學分析模塊[60-65]。學者們通常采用順序耦合分析法來模擬焊接過程中的熱流與力學變形[60,64-65]。在該方法中，第一步，進行瞬態熱傳導分析，以求解整個焊接過程中有限元模型溫度的時間-空間分布；第二步，將計算獲得的熱歷史作為熱載荷輸入到隨后的力學分析中，計算焊接結構內由焊接熱效應帶來的彈塑性殘余應力和應變[60,64,66]。大量模擬研究表明，在不同焊接模型中應用順序耦合法模擬焊接過程的結果均較為準確[60,62,64]。此外，除了順序耦合法，還可以采用直接耦合法求解熱應力。直接耦合法是雙向的耦合方法，能直接求解應力場和溫度場，但占用內存較大[67-68]。

異種金屬焊接接頭是通過連續沉積焊道形成的，其間伴隨著高溫熔融金屬的冷卻、凝固和收縮[53]。焊接過程中的加熱與冷卻循環造成了瞬態熱應力，使得焊縫附近材料接近或發生屈服，這種現象導致了焊接件中殘余應力的形成。因此，在焊接數值分析和焊接殘余應力預測過程中，瞬態熱求解對焊接模擬結果準確性的影響是最大的[63]。在熱分析中模擬放置焊條熔珠的焊接過程，即先將熱能引入焊道，然后將焊縫冷卻至合適的層間溫度。焊接的熱輸入需要進行調節，應確保在每條焊道的沉積過程中，都能達到焊材的熔化溫度(高達1 700 K)[60,66]。在焊接模擬中，經常將焊接電弧視作移動體熱源，并采用Goldak提出的雙橢球分布來描述該熱源。總之，熱分析階段焊接模擬遵循的原則是：在逐層逐道焊的基礎上，依據實際焊接流程中對接焊縫的焊接順序，通過有限元軟件的單元添加-移除功能添加焊道，繼而加熱、冷卻焊道[60,64-65]；每條焊道只有當其將要沉積的時候才將其對應單元激活，否則保持未激活狀態[60,63-64]；當一條焊道的填充完成之后，將試樣冷卻至層間溫度，該層間溫度可視作填充下一條焊道的開始溫度[63]。焊接熱分析使用了材料的很多熱物性參數，如密度、比熱容、熱導率、潛熱等，而且這些材料性能參數囊括了從室溫至材料熔化溫度的整個溫度范圍[60,63-64]。在焊接加熱和冷卻步驟中，熱量以表面對流和輻射的方式釋放。一般假設焊接管道內外環境是室溫空氣(20 ℃)，且裝配模型與周圍環境之間熱傳導發生在模型所有自由面上[60,64-66]。熱分析階段的單元類型采用熱傳導單元[63,65]，在焊縫及熱影響區采用較密網格進行劃分，遠離焊縫區則采用較疏網格。在焊接模擬的力學分析階段使用的網格劃分與熱分析階段是相同的，但是單元類型需要改為應力單元[63,65]。同時，在進行殘余應力分析時需采用與溫度相關的力學性能參數[64]，包括泊松比、彈性模量、熱膨脹系數和屈服強度等[69-70]。

2.3 影響因素

在核電接管安全端異種金屬焊接接頭殘余應力模擬過程中，參數敏感性研究受到國內外學者的重視。制造工藝流程、焊接熱源、焊縫沉積順序、焊材硬化行為等因素均對模擬結果有不同程度的影響[35,50]。了解哪些因素對焊接殘余應力的影響更大，有助于完善有限元模擬，指導工廠的實際加工制造過程。

2.3.1 實際生產制造環節

預測焊接殘余應力的方法建立在對實際生產制造過程詳細了解的基礎之上。學者們的焊接模擬工作覆蓋了核電部件制造過程的多個環節[63]，除了異種金屬焊接接頭多層多道焊，還包括堆焊、焊后熱處理、補焊、同種金屬焊(不銹鋼安全端與管道之間)、清根處理、堆焊修復、靜水壓測試等生產制造環節；這些環節都有可能對異種金屬對接接頭的內應力產生影響[61,63-64]。MURNSKY等[61]的研究工作表明，預堆焊對異種金屬焊接接頭殘余應力的影響較小，在模擬中可忽略不計，這是因為預堆焊后的焊后熱處理使得預堆焊產生的殘余應力得到了釋放。

2.3.2 硬化準則

在焊接過程中，每沉積一條焊道，伴隨一次加載循環，于是就將循環塑性引入了結構，所以硬化模型對焊接殘余應力預測有著顯著影響[61]。一般認為，采用等向硬化準則能給出相對保守的結果，而使用隨動硬化準則會給出相對更低的應力場下限[60,63]。

ZHANG等[60]分別采用混合硬化、等向硬化和隨動硬化準則計算了反應堆壓力容器接管嘴異種金屬焊接接頭殘余應力分布，結果表明：不同硬化準則下的分析結果都能反映出軸向和環向應力分布的整體趨勢，并且與焊接殘余應力實測結果相符；但是軸向與環向應力的絕對值在等向硬化準則下最大，在隨動硬化準則下最小，在混合硬化準則下介于二者之間，并且混合硬化準則下的計算結果最接近實測值。TRAN等[63]進行穩壓器波動管焊接殘余應力預測時，在應力分析階段分別使用了等向硬化和隨動硬化本構模型來捕獲材料在焊接時的循環響應，結果表明，比起隨動硬化本構模型，采用等向硬化本構模型獲得的焊接殘余應力預測值更高，與實測結果更相符。

2.3.3 結構模型

如果利用雙橢球熱源模型作為焊接模擬的移動熱源，對應的分析計算需要3D模型，計算量相對較大。為節省計算時間，不少學者使用了2D軸對稱模型，將焊接熱源同時施加在整段焊縫結構上[64]，并認為該模型能夠提供較為保守的異種金屬焊接接頭殘余應力預測結果[60,62]。但是，2D軸對稱模型存在約束不足的問題[71]。對于厚壁部件，殘余應力沿厚度方向的變化不應忽略，采用3D結構模型能更準確地反映真實焊接殘余應力狀態[67]。隨著計算機硬件設備的提高與分析軟件的升級[68-69]，有望實現大型構件3D焊接應力與變形問題的數值模擬。目前已有部分研究工作初步實現了接管安全端異種金屬接頭的3D焊接過程模擬。

2.3.4 焊接順序

為了獲得準確的焊接殘余應力分布預測結果，焊接模擬中的焊接順序應該盡量與實際加工制造中的焊接順序相符[50]。RUDLAND等[64]建立了穩壓器波動管接管嘴異種金屬焊接接頭2D軸對稱模型并進行焊接殘余應力分析，其主焊縫的焊道排布設定為焊條由內壁表面向外壁表面，按照從左至右或者從右至左的順序填充，計算結果顯示，焊接順序不僅能夠改變焊接殘余應力預測值的大小，還能夠改變厚度方向最大應力的位置。因此，可以通過調整焊接順序來優化異種金屬焊接接頭中的應力分布，從而緩解一次側應力腐蝕開裂。

2.3.5 約束條件

BENDEICH等[71]指出：采用傳統的接管安全端2D軸對稱模型分析時通常假設整個環向焊道一次性熔化，并在所有位置上以相同速率冷卻；由于在焊縫兩側沒有足夠的約束，兩側都會隨著焊縫金屬的膨脹和收縮而移動，而實際上，沉積的焊縫金屬在軸向的膨脹和后續的收縮中會受到焊炬前后方已凝固材料的約束，因此傳統2D軸對稱模型在軸向上約束不足的問題在初期的根焊過程中非常明顯。為此，BENDEICH等[71]提出一種新方法對軸對稱模型進行約束。該方法通過編寫子程序更新邊界條件來實現，僅允許冷卻階段自由收縮，而在加熱循環階段限制軸向的膨脹，從而使模型在焊縫區域受到更多軸向約束，進而促進應變硬化；將這種新的隨動約束方法應用到穩壓器安全泄壓閥軸對稱結構的多道焊模擬中，明顯提高了軸向變形和焊接殘余應力曲線分布的預測準確性。張倩等[32]也通過2D軸對稱模型研究了焊接約束條件對穩壓器安全泄壓管接管安全端焊接接頭殘余應力的影響。

2.3.6 層間溫度

TRAN等[63]針對穩壓器波動管軸對稱模型，在焊道填充過程中分別設置3組恒定的層間溫度(24.5，150，260 ℃，依據實際工廠生產報告規定的最大層間溫度260 ℃而確定)，模擬了其多層多道焊接過程，發現層間溫度的變化能夠改變焊接殘余應力預測值的大小(變化范圍在50～100 MPa)，但是沒有改變貫穿異種金屬焊接接頭壁厚方向的焊接殘余應力曲線分布的整體趨勢[63]。

不同學者的模擬工作采取了不同的層間溫度值，比如FREDETTE等[66]設置的層間溫度為66 ℃。層間溫度范圍的確定主要與所研究焊縫的結構尺寸、焊接工藝流程以及焊材成分相關。

2.3.7 堆焊修復層

MARLETTE等[72]通過試驗和計算評估了堆焊修復層(Weld Overlay,WOL)對穩壓器安全泄壓閥接管嘴異種金屬焊接接頭殘余應力分布的影響。試驗方面，采用深孔鉆削(Deep Hole Drilling,DHD)技術測試了沿異種金屬焊接接頭壁厚方向的殘余應力分布；計算方面，采用2D軸對稱ANSYS有限元模型模擬了貫穿異種金屬焊接接頭壁厚的殘余應力分布。結果顯示，堆焊修復層降低了異種金屬焊接接頭的拉應力，促使拉應力區域朝向外壁表面移動，同時增大了壓應力和拉應力峰值。ZHANG等[60]對反應堆壓力容器異種金屬焊接接頭殘余應力的研究也表明，堆焊修復層具有進一步增強異種金屬焊接接頭軸向和環向焊接殘余壓應力場的作用。FREDETTE等[66]建立穩壓器波動管2D軸對稱模型，計算了堆焊修復層對異種金屬焊接接頭殘余應力分布的影響，發現堆焊修復層越薄，其降低異種金屬焊接接頭拉應力的效果越不明顯，當其厚度低于某個臨界值時就不能達到完全消除主焊縫內壁上軸向或環向拉應力的效果，從而無法阻止一次側應力腐蝕開裂的發生。林方強等[23]通過2D軸對稱模型模擬研究也發現，堆焊修復過程對穩壓器噴霧管結構異種金屬接頭殘余應力有消除作用。

2.3.8 同種金屬焊接

不銹鋼安全端和不銹鋼管道之間的同種金屬焊接對接管安全端異種金屬焊接接頭殘余應力分布的影響也受到了各學者的關注。RUTHBUN等[50]對穩壓器波動管接管安全端異種金屬焊接接頭殘余應力進行了試驗與模擬研究，結果表明同種金屬焊接對相鄰異種金屬焊接接頭殘余應力的影響非常明顯，隨著同種金屬焊接的施加，異種金屬焊接接頭內壁上的軸向與環向應力都顯著降低。RUDLAND等[64]對穩壓器波動管焊接接頭以及ZHANG等[60]對大口徑接管嘴焊接接頭的研究均表明，施加同種金屬焊接具有降低異種金屬焊接接頭軸向和環向拉伸應力的作用，但是該降低作用取決于異種金屬焊接接頭和同種金屬接頭焊縫之間的距離，即安全端的長度。例如，ZHANG等[60]研究的案例中，反應堆壓力容器接管安全端的長度在100 mm，同種金屬焊接的影響明顯，蒸汽發生器接管安全端的長度達到239 mm，同種金屬焊接的影響很小。此外，張倩等[32]的研究工作也表明，安全端長度對穩壓器安全泄壓管異種金屬焊接接頭殘余應力有影響。因此，如同焊接順序，通過對安全端長度進行優化也有助于防止一次側應力腐蝕開裂[64]。

FREDETTE等[66]在對穩壓器波動管異種金屬焊接接頭研究時也發現，施加同種金屬焊接具有降低異種金屬焊接接頭內表面拉應力的效果。但是當FREDETTE等[35]以穩壓器安全泄壓閥為研究對象，將不同有限元計算(采取不同硬化準則)獲得的異種金屬焊接接頭殘余應力曲線與實測結果進行對比時，卻發現施加同種金屬焊接對其異種金屬焊接接頭貫穿壁厚的應力分布基本沒有影響。這可能是由于和穩壓器波動管相比，穩壓器安全泄壓閥的直徑與壁厚更小，同時安全端長度達到126 mm。MURNSKY等[61]對穩壓器安全泄壓閥的計算結果亦顯示，在該結構上施加同種金屬焊接不影響其異種金屬焊接接頭的應力狀態(其結構對應的安全端長度約為231.8 mm)。

3 結束語

過去20 a內，世界各國壓水堆核電站中不同尺寸管道部件(如穩壓器波動管和噴淋管，反應堆壓力容器熱水段等)都有開裂事故發生，且開裂往往集中在焊接接頭處。核電站接管安全端異種金屬焊接接頭內的焊接殘余應力是造成該結構發生一次側應力腐蝕開裂的主要驅動力之一。在對一系列核電主設備的低合金鋼接管嘴與不銹鋼安全端之間進行焊接時，循環加熱冷卻、連續填充焊道的工藝特征使得異種金屬焊接接頭內形成了復雜的殘余應力分布。因此，正確評估異種金屬焊接接頭中的殘余應力狀態，對于準確預測接頭內一次側應力腐蝕裂紋的萌生與擴展非常重要。相比于試驗檢測手段，有限元仿真能清晰地表征復雜焊接件整體結構的殘余應力分布，因而被廣泛用于焊接殘余應力的預測；對異種金屬焊接接頭焊接過程的有限元模擬成為研究者關注的重點。采用有限元順序耦合法模擬焊接過程的有效性已經得到驗證，并且利用有限元數值計算模型對大尺寸厚壁部件接頭壁厚方向的殘余應力分布進行表征，比普通的試驗測試技術更具優勢。此外，有限元模擬可以執行大量的焊接參數敏感性研究計算，能夠對核電部件的制造工藝提供指導。當前，對于全世界的核電廠來說，壓水堆核電站異種金屬焊接接頭內的一次側應力腐蝕開裂始終是關注重點，迄今為止國內外對接管安全端異種金屬焊接接頭這種特殊結構的殘余應力模擬研究已經獲得不少進展。鑒于目前有相當數量的接管安全端異種金屬焊接接頭存在于現役與在建的壓水堆核電站中，仍需要對與核電站主設備連接的接管安全端進行更系統的焊接模擬研究。其中，特別需要針對具有不同結構尺寸的接管安全端具體案例，在不同的熱源模型、加工制造流程、焊材選擇、焊接順序、邊界約束等預設條件下，對復雜多層多道焊結構的焊接殘余應力進行有限元計算和比較，并通過模擬結果優化工程部件的實際制造工藝和材料設計，從而確保核電站的安全運行和結構完整性。