核電廠穩壓器電加熱器在役更換自動焊接技術

陳英杰 ，顏少華 ，王 松 ，陳忠兵 ，劉 超 ，成 鵬 ，馮興旺

（1.中廣核核電運營有限公司，廣東深圳518124；2.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州215004）

1 研究背景

根據世界核電運營者協會（WANO）經驗反饋，英國Sizewell B核電廠曾因穩壓器電加熱器包殼破損導致一回路冷卻劑泄漏，反應堆強制停堆。中國廣核集團某些在役、在建核電機組已出現一定數量的電加熱器絕緣低的故障，電加熱器包殼可能破損，需考慮更換。但當前國內尚未掌握其更換成套技術，包括關鍵焊接技術。

1.1 國內外技術發展狀況

國外專業公司一般采用開放式焊接機頭進行過穩壓器電加熱器的在役更換工作。國內在役核電廠還未進行過穩壓器電加熱器的更換工作，包括焊接；制造階段采用法國某專業焊接設備廠家生產的設備進行電加熱器安裝的自動焊接工作，焊接機頭為開放式。

1.2 現有技術的缺陷

目前普遍采用的開放式機頭沒有封閉氣室，焊接完成后焊縫還處于較高溫度時鎢極噴嘴就已離開，無法通過保護氣體對焊縫進行良好保護；核電廠在役期間焊接工作易受外界干擾，如通風、負壓等，焊接電弧不穩定，從而影響焊接質量。另外核電廠在役期間還存在空間狹窄、輻照劑量高、內污染風險高等問題，制造階段的焊接技術不適用，國外專業公司不轉讓在役更換焊接技術。

1.3 研究需解決的問題

穩壓器底部安裝有63根電加熱器，分3層布置（見圖1）。在制造階段，先組裝焊接內層7根加熱器，然后組裝焊接中間層的26根，最后是外層的30根。機頭的尺寸及焊接操作要求相對容易實現。

圖1 穩壓器電加熱器布置

核電廠在役期間一旦產生故障則割開電加熱器與貫穿套管連接件焊縫，抽出舊加熱器，安裝新加熱器，焊接恢復該焊縫（見圖2）。焊接操作需滿足63根電加熱器任意1根的更換，此時其他電加熱器及套管會產生空間阻礙，因此機頭需結構緊湊，焊接過程中鎢極能無阻礙旋轉360°以上。

圖2 電加熱器與套管連接結構示意

另外，由于核島通風系統、設備檢修負壓工作間（SAS）風機的運行，核電廠穩壓器房間不可避免存在空氣流動，焊接過程中也很難避免負壓，這將影響焊接電弧的穩定性及焊縫背面的氣體保護效果。而穩壓器底部輻射劑量較高（約10 mSv/h），焊接機頭夾具應能快速組裝，以便于現場狹窄空間位置的安裝、定位。

鑒于施工空間狹窄，焊接操作在橫焊位置，一旦焊接失敗則無法進行手工局部修磨，需重新割除加熱器后再次更換，人員受照劑量和維修成本將成倍增加；且根據設計，舊套管只能割3次。為此，焊接工藝方面要求一次焊接成功，焊后射線探傷一次合格。

2 焊接設備開發

2.1 焊接電源

根據電加熱器在役更換焊接要求，需進行遠程控制自動焊接，焊接電源的關鍵參數需可調，并具有實時數據獲取系統，如可編程控制焊接機頭的行走速度、自動弧壓跟蹤（AVC）等。在此采用華恒銳弧400焊接電源。

2.2 焊接機頭開發

（1）總體設計。

為提高氣體保護效果和焊接電弧穩定性，研發了封閉式機頭（見圖3），以形成保護氣室。這可以保證鎢極噴嘴離開后高溫焊縫仍能得到充分保護，并避免受現場通風、負壓等異常影響。

根據穩壓器圖紙及現場尺寸，建立底部空間模型，然后模擬試裝確定機頭最大外部尺寸，如圖4所示。

（2）結構設計。

圖3 封閉式機頭示意

圖4 封閉式機頭外形及最大尺寸示意

封閉式機頭（見圖3）包括機頭本體和設置在本體相對兩側的夾持裝置，機頭本體上設有貫穿其相對兩側用于容置待焊管件的焊接腔室，在焊接腔室的內壁面與待焊管件之間留有一定空間，可充分容置用于焊接的保護氣體。

（3）動力驅動及夾持裝置。

焊接腔室內設有一個鎢極，鎢極的自由端指向焊接腔室的中心，且鎢極能繞管道中心無限回轉，以便焊接多圈；機頭本體上還設有用于驅動鎢極旋轉的裝置，可遠程控制。上夾具體與下夾具體的一端活頁連接，另一端通過搭扣可拆卸連接，因此封閉式機頭與待焊管件之間的裝夾操作很方便，在更換穩壓器的電加熱器時能有效縮短操作人員受輻照的時間。

根據上述設計思路，研發出封閉式機頭（華恒GTX32）及相關附件，解決了1.3節的相關問題。經試驗和應用表明，該機頭結構緊湊、體積小、自動化程度高，焊接過程穩定，焊后焊縫外部、根部成形美觀，適用于在役穩壓器電加熱器更換焊接作業。

3 焊接工藝

3.1 焊接工藝要求

原設計焊縫接頭坡口形式為I型，填充材料為自熔填充環。套管的母材為核級奧氏體不銹鋼Z2CN18-12N，外徑 32.5 mm，內徑 26/23 mm，焊縫處壁厚3.25 mm（較厚，焊接難度大），如圖5所示。填充環材料為核級鐵素體鋼Z1CD26-1，因此焊縫有一定比例的鐵素體δ，可提高接頭的耐腐蝕性能并避免產生微裂紋[1]。母材及焊材的化學成分要求見表1[2]。

圖5 實際焊接接頭坡口

表1 母材及焊材的化學成分要求%

焊后焊縫內、外表面不允許存在焊瘤、未焊透、咬邊等缺陷；焊縫外表面凹陷應小于等于0.5 mm，根部內凸小于等于1.5 mm；焊后進行宏觀檢測、液體滲透檢測（PT）和射線檢測（RT）[2]。

3.2 焊接工藝試驗

（1）氣體保護。

采用32.5 mm厚直套管（即試驗件）及同樣的填充環進行自動焊接試驗，內部插入模擬加熱器后組對、焊接，如圖6所示。正面、背面分別采用不同的保護氣體進行焊接試驗，結果如表2所示。

背面保護氣體：氬氣、氦氣和空氣的相對分子量分別為39.95、4.0、28.8。焊接時管子垂直布置，焊接前通過填充環缺口向背面充氣，下端密封上端微開口（模擬現場情況）。從上述分子量可看出，氦氣比空氣輕很多，因此很難完全排出背面空氣；另一方面氦氣無法在背面貯存長久從而沉入空氣，導致保護效果差，氧化發黑。而用氬氣則不存在此問題。

圖6 焊接試驗件結構

表2 氣體保護效果對比

正面保護氣體：在氬氣中，電弧電壓和能量密度較低，適合焊接薄板金屬和熱導率低的金屬；氦氣的熱導率高于氬氣，所以對于給定的電弧長度和焊接電流，氦氣保護的電弧電壓比氬氣高得多。因此，氦氣適用于中厚板和熱導率高的金屬材料[3-4]。根據經驗，針對I型焊接坡口，鎢極氬弧焊一般最大熔透厚度約2 mm，厚度為3.25 mm時需考慮引入氦氣保護焊接。試驗結果亦證實了上述分析。

根據試驗結果、實踐經驗及理論分析，確定采用正面氦氣、背面氬氣的保護方式進行自動焊接。

（2）試件尺寸的影響。

實際焊接坡口見圖5，試驗件坡口見圖6。焊接實物時，由于坡口附近厚度變大，散熱增加，焊接熱輸入可能需要增加。

采用ABAQUS軟件建立有限元模型，模擬試驗件及實物焊接過程的熔池尺寸，采用移動熱源模型研究熱輸入對熔池尺寸的影響。計算結果表明，當熱輸入比試驗件評定參數增加約10%時，實物熔池尺寸與試驗件基本相同。

采用與實物結構、尺寸相同的試件（即模擬件）進行焊接試驗，并對比試驗件、模擬件的焊接參數，結果見表3，證實了試件尺寸對焊接熱輸入及參數的影響趨勢。

表3 試驗件、模擬件焊接效果對比

由于試驗件與實物尺寸存在差異，采用試件焊接參數焊接實物時，存在焊縫根部無法焊透的風險。為此確定采用與實際結構、尺寸相同的模擬件進行進一步的焊接工藝試驗和見證件焊接。

（3）試件材質的影響。

試驗過程中發現，管道材質對焊縫成形影響較大。采用國產非核級316L材質加工的試件，用已成熟的焊接參數基本無法焊透；而采用法國核級Z2CND18-12N材質試件焊接及在穩壓器模擬體上焊接，都能得到較高品質的焊縫。故采用法國核級Z2CND18-12N材質進行下一步焊接工藝試驗。

（4）焊接電壓。

焊接電壓可反映焊接時電弧的長度。焊接過程中可通過觀察電壓的變化了解電弧長度和熔池透度，從而了解焊縫成形的優劣及是否焊透。經多次試驗確認，鎢極噴嘴距工件距離的變化會影響電弧長度，從而影響焊接電壓，進而影響熱輸入及焊縫成形。試驗表明，鎢極噴嘴距工件1.1～1.3 mm、焊接電壓為16～21 V時，可順利完成焊接并獲得理想的焊縫成形。

（5）焊接速度、占空比及焊接電流。

焊接速度、占空比及焊接電流是關鍵參數，三者相互組合從而影響熱輸入。

試驗表明，占空比小時焊縫窄且均勻、平直，占空比大則焊縫寬而彎曲；焊接速度過快無法焊透，過慢則焊縫熔深大、焊道寬、余高大且易造成燒穿。

為應用方便，需固化占空比和焊接速度，調整焊接電流來達成理想焊接效果。經反復試驗，固定占空比為3∶1、焊接速度102 mm/min，焊縫成形較穩定、美觀。

進一步焊接工藝試驗在一定范圍內調整焊接電流，根據焊縫成形和根部透度，確定焊接電流為基值25～34 A、峰值55～80 A時，焊接效果良好。

（6）焊縫成形特點。

試驗過程中還發現焊縫外部成形與根部成形有關，如表4所示。

表4 焊縫外部與根部成形情況對比

根據試驗得出最優焊接參數及焊接時序，如表5和圖7所示。

表5 最優焊接參數

圖7 焊接時序

3.3 焊接工藝評定

依據法國壓水堆核島機械設計與建造規范（RCC-M）的要求進行焊接工藝評定，參照表5的焊接參數焊接了多組試件，焊縫成形良好（見圖8），PT、RT檢測合格，破壞性試驗完全滿足規范要求[2]。試驗數據如表6所示。

圖8 接頭金相試驗結果

4 現場應用及分析

4.1 陽江核電站1號機組第1次大修（Y101）實施情況

4.1.1 情況總結

2015年2月，采用研發的自動焊接設備及工藝，按RCC-M規范要求完成見證件焊接并檢驗合格后，現場進行陽江核電站1號機組2根穩壓器電加熱器的更換及焊接工作。焊接過程中克服了系統負壓、母材尺寸差異，尤其是化學成分差異、空間狹窄等不利條件，最終產品焊縫目視檢測（VT）、PT及RT一次合格。

表6 接頭性能試驗數據

4.1.2 異常分析

（1）情況介紹。

2015年2月9日，采用75 A（峰值）電流焊接見證件，焊縫外部有明顯凹陷，根部透度很好。2月10日，采用75 A電流焊接現場19號加熱器，焊縫外部無凹陷，懷疑根部未焊透；2月11日，焊縫RT結果合格，但射線底片顯示根部剛焊透，如果焊接熱輸入稍小可能焊不透。由此可知，采用相同參數焊接，產品和見證件焊縫成形差異較大，產品焊縫有未焊透風險。

（2）化學成分對比。

穩壓器套管備件與見證件的材料牌號、廠家一致，只是化學成分有輕微差異，但都滿足RCC-M規范的要求[2]，如表7所示。其中差異較大的是S，現場為0.0019%，見證件為0.0067%。其他如Si、B等，僅有輕微差異。

表7 現場母材及見證件試件化學成分對比%

（3）原因分析。

結合多次試件、現場焊接情況，從材料、坡口尺寸、現場空氣流動、焊接設備等方面進行分析，見表8。主要原因與現場母材S含量相對見證件較低有關，另外現場的套管略大、略厚也有一定影響。

表8 Y101大修穩壓器19號電加熱器焊接異常原因初步分析

4.1.3 S影響的分析

（1）理論依據。

根據相關研究，驅動熔池熔融金屬對流的主要因素是表面張力梯度。熔池流動方向取決于表面張力梯度的正負。大多數純金屬，當表面梯度為負值時，熔池流動方向向外（見圖9a）；反之，流動方向向內（見圖9b），并可增加焊縫的深寬比[5]。

增加w（S），熔融金屬將向內流動，從而導致焊接熔深增加，這是由于焊接時在熔池中形成的FeS導致表面張力梯度由負變正[6]。

（2）實踐分析。

對比此前多次焊接的模擬件、見證件及產品的焊縫成形、S含量，證實了S對焊縫成形及熔深的影響，如表9所示。

圖9 熔池流動模式

表9 試件焊縫成形與S含量關系對比分析

S含量越高越容易焊透，反之需加大熱輸入才能焊透。

4.2 其他應用情況

采用研發的技術并結合上述分析，在大亞灣、紅沿河等核電機組進行了數10根穩壓器電加熱器的更換工作，根據現場產品的S含量選取合適的焊接電流，焊接后一次無損檢測合格率100%。

部分大修中系統負壓仍然較大，但焊接結果幾乎不受影響。分析認為，相比于開放式機頭焊接時受負壓影響較大問題，采用封閉式機頭進行焊接可形成微正壓封閉氣室，且保護氣體有一定流量持續供氣，可避免空氣進入氣室，更適用于穩壓器電加熱器的在役更換環境，可有效減輕負壓影響。

5 結論

自主研發的穩壓器電加熱器在役更換自動焊接成套技術，經焊接工藝試驗、評定，并在陽江核電站1號機等核電機組現場成功應用，驗證了其可靠性。

（1）相關成套技術可實現在役核電廠穩壓器63根電加熱器任意位置的更換要求。

（2）開發的封閉式機頭確保了氣體保護效果，提高了焊接電弧的穩定性，提高了焊接質量，焊縫外部成形更佳。

（3）實現了產品焊縫焊接一次成功、焊后探傷一次合格率100%的目標。

根據試驗及應用情況，還需注意以下事項：

（1）需采用與實際結構、尺寸相同的試件進行進一步焊接工藝試驗及見證件焊接。

（2）需關注見證件、產品母材的化學成分，尤其是微量元素S的含量。盡可能選擇與產品母材差異較小的見證件試件，否則試件焊接合格后需根據和母材的差異，對焊接參數進行微調。

[1]孫海濤.核電焊接用奧氏體不銹鋼組織中鐵素體相的作用和定量[J].焊接，2011（1）：33-36.

[2] 法國壓水堆核島機械設計與建造規范：RCC-M[S].2000.

[3]陳祝年.焊接工程師手冊[M].北京：機械工業出版社，2002：348-384.

[4] 王福生.惰性氣體保護焊常用保護氣體的性質及特點[J].電焊機，2007，37（5）：5.

[5]AIDUN D K，MARTIN S A.Effect of sulfur and oxygen on weld penetration of high-purity austenitic stainless steels[J].Journal of Materials EngineeringandPerformance，1997，6（4）：496-502.

[6]趙玉珍，史耀武.表面活性元素硫對焊接熔池中流體流動方式和熔池深寬比的影響[J].鋼鐵研究學報，2004，16（4）：7-10.