核電站調(diào)節(jié)閥氣動執(zhí)行機構焊縫開裂原因分析

王俊杰，王亞州

(福建寧德核電有限公司，福建 寧德 355200)

1 系統(tǒng)介紹及異常

2013年5月，某核電站發(fā)現(xiàn)一回路熱功率異常。經(jīng)現(xiàn)場檢查，發(fā)現(xiàn)蒸汽轉換器系統(tǒng)(STR)調(diào)節(jié)閥氣動頭彈簧筒焊縫失效，氣動頭筒體和下隔膜盒連接的焊縫已基本斷開。

STR系統(tǒng)的功能是產(chǎn)生低壓輔助蒸汽，并通過輔助蒸汽分配系統(tǒng)(SVA)供給核島和常規(guī)島的各個場所使用，是百萬、千萬級核電站熱力系統(tǒng)的重要組成部分。失效閥門為STR系統(tǒng)蒸汽入口的降壓調(diào)節(jié)閥，同時受到STR系統(tǒng)蒸汽入口壓力和輔助蒸汽出口壓力的控制。其焊縫開裂不僅會導致主控室和現(xiàn)場無法實現(xiàn)對該閥門的操作，同時當閥門全開時還會導致下游壓力快速上升，超過安全閥保護的動作定值，使安全閥動作，進而造成機組負荷波動。因此，需對機組的控制狀態(tài)進行干預。該調(diào)節(jié)閥氣動頭彈簧筒焊縫失效問題已引起廣泛的關注和重視，為此該核電站針對出現(xiàn)的調(diào)節(jié)閥氣動頭彈簧筒焊縫開裂事件，進行了深入的性能試驗和原因分析，并提出了相應的改進措施和建議。

2 試驗方法

為分析閥門焊縫開裂的原因，需對失效試樣進行加工和分解。根據(jù)氣動頭損壞的特點，選取未完全斷裂的部分作重點分析，將其開裂焊縫部分切割成一個整塊試樣，并對整塊試樣進行切割和試驗。具體步驟如下。

(1) 采用線切割方式，從氣動頭上氣蓋和下氣蓋截取3塊試樣，如圖1所示。其中，切取1號和2號試樣時連接斷口，切取3號試樣時則連接未斷裂焊縫。

(2) 對試樣進行打磨、拋光與腐蝕后，再對其進行金相觀察、斷口能譜分析、硬度測量以及成分分析。

圖1 取樣位置

3 材料性能分析

3.1 材料化學成分分析

對取樣母材的化學成分進行測試，結果如表1所示。根據(jù)表1可知，上、下氣蓋金屬成分中S，P等雜質(zhì)元素含量較低，表明材料純凈度較高；化學成分滿足GB/T700—2006《碳素結構鋼》中對Q235B鋼成分的規(guī)定。由此可初步判斷上、下氣蓋為Q235B鋼材料。

由于焊縫尺寸較小，不宜采用光譜法測試其成分，故選用一體化能譜分析系統(tǒng)對焊縫成分進行能譜分析。由測試結果可知，焊縫成分主要為Si-Mn-Fe。

表1 母材化學成分測試結果 %

3.2 金相組織檢驗

采用4 %硝酸酒精溶液作為侵蝕劑，對取樣試樣的焊縫、粗晶區(qū)、母材進行金相組織檢驗，各位置典型的金相組織照片如圖2所示。從圖2可以看出，3個試樣的焊縫與粗晶區(qū)為貝氏體組織，母材均為鐵素體+珠光體組織。對取樣試樣進行金相組織檢驗未發(fā)現(xiàn)明顯異常，未見裂紋、氣孔和夾渣等缺陷。

圖2 試樣典型金相組織

3.3 硬度試驗

采用HVS-50Z型自動轉塔數(shù)顯維氏硬度計，對取樣試樣的母材、焊縫與熱影響區(qū)進行硬度測試，試驗結果如表2所示。由表2可知：母材硬度為162～168 HV30，符合標準要求；焊縫硬度為206 HV 30，高于母材硬度的幅值，且滿足DL/T 1118—2009《核電廠常規(guī)島焊接技術規(guī)程》中規(guī)定的焊縫硬度不超過母材硬度值加100的要求，所以母材硬度與焊縫硬度相匹配。

表2 顯微硬度測量結果 HV30

3.4 焊縫裂紋宏觀及微觀形貌分析

3.4.1 焊縫的宏觀形貌

對已經(jīng)更換下來的氣動頭彈簧筒的開裂焊縫形態(tài)進行宏觀目視檢查。通過檢查焊縫金屬斷裂形態(tài)，判定焊縫焊接方式為手工電弧焊(SMAW)，單層單道。檢查結果表明，失效焊縫焊接成型較差，焊縫高度不均勻，斷裂焊縫外觀形貌如圖3所示。

圖3 斷裂焊縫外觀形貌

3.4.2 焊縫的微觀形貌

對失效焊縫取樣進行微觀形貌分析，由圖4(a)可知，大部分焊縫金屬雖已受到焊接熱影響，但并未完全熔合，焊縫存在較大的未熔合區(qū)。在試樣的焊縫中觀察到1條裂紋，裂紋從母材熱影響區(qū)沿穿晶向焊縫內(nèi)部擴展，如圖4(b)，(c)所示。沿焊縫裂紋將3號試樣斷口打開，對斷口組織進行掃描電鏡觀察，其斷口形貌如圖4(d)所示，未完全裂開的焊縫斷口形貌中有大量的韌窩存在，該部分焊縫為韌性開裂，由此可以判斷焊縫具有較好的韌性。

圖4 3號試樣裂紋和斷口形貌

4 焊接結構分析

對氣動頭彈簧筒失效焊縫形態(tài)進行目視檢查與測量。斷裂焊縫結構如圖5所示，焊縫尺寸為：支撐管連接高度h為10～11 mm，彈簧筒壁厚t1為4～5 mm，氣動頭壁厚t2為4～5 mm，角焊縫焊腳高度hf為3～4 mm。

圖5 斷裂焊縫結構

采用體視顯微鏡分別對3個試樣進行觀察，并對其焊腳尺寸進行測量，得出最小焊腳尺寸約為767 μm，焊腳尺寸不均勻，焊縫存在嚴重的未熔合缺陷。

根據(jù)DL/T1118—2009《核電廠常規(guī)島焊接技術規(guī)程》和GB50017—2003《鋼結構設計規(guī)范》等標準要求，角焊縫焊腳高度hf應不小于較薄側工件厚度t，或不小于薄側工件厚度t+(2～3)，即hf≥t或hf≥t+(2～3)。因此，氣動頭角焊縫焊腳高度應不小于4 mm，并且根據(jù)制造廠文件要求焊腳高度應不小于5 mm。而實際焊腳高度最小僅為0.7 mm，不滿足標準要求。根據(jù)焊縫斷口形貌分析，該焊縫韌性較好，但由于尺寸小、焊縫承受的應力較大，造成角焊縫強度不足而導致開裂。

5 原因分析與討論

根據(jù)上述試驗結果，可能造成閥門焊縫失效的原因如表3所示。由表3可知，此次事件的主要原因是，由于角焊縫焊接質(zhì)量不佳、角焊縫焊接成型較差、焊腳高度不均勻，出現(xiàn)了焊縫未熔合及未焊透等焊接質(zhì)量缺陷，導致焊腳高度不能滿足相關標準及設計值要求；在閥門運行期間，氣動頭焊縫局部所受的應力超出了焊縫材料的強度極限，逐漸發(fā)生斷裂，進而導致閥門氣動頭控制失效。

6 結果及建議

(1) 上下氣蓋及焊縫的化學成分及組織未見異常，焊縫的性能與母材相匹配，表明了其母材、焊材選用及焊接工藝均合適，滿足了相關標準及設計的要求。

(2) 在制造過程中，焊縫存在未熔合和未焊透等焊接質(zhì)量缺陷，造成焊腳實際高度不足及焊縫焊腳高度不均勻，導致在閥門正常運行工況下，氣動頭焊縫局部所受的應力超出焊縫材料的強度極限，從而發(fā)生斷裂。

(3) 建議將該焊縫設計改為實施2層3道焊，或同時在背面增加1層焊道，以避免焊接過程出現(xiàn)焊縫未熔合等嚴重焊接缺陷。

表3 閥門焊縫失效原因分析與討論

1 趙建倉，成 鵬，孫志強，等．大亞灣核電站疏水隔離閥密封焊開裂原因分析[A]．見：李國剛．環(huán)境監(jiān)測技術新進展：慶祝中國環(huán)境監(jiān)測總站成立30周年論文集[C]. 北京：化學工業(yè)出版社，2010．603-606．

2 孫 琳，李 振．CPR1000核電蒸汽轉換器系統(tǒng)(STR)設計特點[J]．科技信息，2010，28(33)：778-779.

3 邊美華，石順梅．高過進口聯(lián)箱接管焊接接頭開裂原因分析[J]．廣西電力，2012，35(4)：70-73.

4 陳忠兵，趙彥芬，趙建倉，等．厚壁12Cr1MoVG鋼焊接接頭裂紋分析及其控制[J]．中國電機工程學報，2012，32(35)：138-141.

5 中國廣東核電集團有限公司．中國改進型壓水堆核電站CPR1000簡介[J]．現(xiàn)代電力，2006，23(5)：36-38.