核電站調(diào)節(jié)閥氣動(dòng)執(zhí)行機(jī)構(gòu)焊縫開(kāi)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(chǎng)檢查，發(fā)現(xiàn)蒸汽轉(zhuǎn)換器系統(tǒng)(STR)調(diào)節(jié)閥氣動(dòng)頭彈簧筒焊縫失效，氣動(dòng)頭筒體和下隔膜盒連接的焊縫已基本斷開(kāi)。

STR系統(tǒng)的功能是產(chǎn)生低壓輔助蒸汽，并通過(guò)輔助蒸汽分配系統(tǒng)(SVA)供給核島和常規(guī)島的各個(gè)場(chǎng)所使用，是百萬(wàn)、千萬(wàn)級(jí)核電站熱力系統(tǒng)的重要組成部分。失效閥門(mén)為STR系統(tǒng)蒸汽入口的降壓調(diào)節(jié)閥，同時(shí)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(kāi)裂不僅會(huì)導(dǎo)致主控室和現(xiàn)場(chǎng)無(wú)法實(shí)現(xiàn)對(duì)該閥門(mén)的操作，同時(shí)當(dāng)閥門(mén)全開(kāi)時(shí)還會(huì)導(dǎo)致下游壓力快速上升，超過(guò)安全閥保護(hù)的動(dòng)作定值，使安全閥動(dòng)作，進(jìn)而造成機(jī)組負(fù)荷波動(dòng)。因此，需對(duì)機(jī)組的控制狀態(tài)進(jìn)行干預(yù)。該調(diào)節(jié)閥氣動(dòng)頭彈簧筒焊縫失效問(wèn)題已引起廣泛的關(guān)注和重視，為此該核電站針對(duì)出現(xiàn)的調(diào)節(jié)閥氣動(dòng)頭彈簧筒焊縫開(kāi)裂事件，進(jìn)行了深入的性能試驗(yàn)和原因分析，并提出了相應(yīng)的改進(jìn)措施和建議。

2 試驗(yàn)方法

為分析閥門(mén)焊縫開(kāi)裂的原因，需對(duì)失效試樣進(jìn)行加工和分解。根據(jù)氣動(dòng)頭損壞的特點(diǎn)，選取未完全斷裂的部分作重點(diǎn)分析，將其開(kāi)裂焊縫部分切割成一個(gè)整塊試樣，并對(duì)整塊試樣進(jìn)行切割和試驗(yàn)。具體步驟如下。

(1) 采用線切割方式，從氣動(dòng)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(hào)和2號(hào)試樣時(shí)連接斷口，切取3號(hào)試樣時(shí)則連接未斷裂焊縫。

(2) 對(duì)試樣進(jìn)行打磨、拋光與腐蝕后，再對(duì)其進(jìn)行金相觀察、斷口能譜分析、硬度測(cè)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(xué)成分分析

對(duì)取樣母材的化學(xué)成分進(jìn)行測(cè)試，結(jié)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(xué)成分滿足GB/T700—2006《碳素結(jié)構(gòu)鋼》中對(duì)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(cè)試其成分，故選用一體化能譜分析系統(tǒng)對(duì)焊縫成分進(jìn)行能譜分析。由測(cè)試結(jié)果可知，焊縫成分主要為Si-Mn-Fe。

表1 母材化學(xué)成分測(cè)試結(jié)果 %

3.2 金相組織檢驗(yàn)

采用4 %硝酸酒精溶液作為侵蝕劑，對(duì)取樣試樣的焊縫、粗晶區(qū)、母材進(jìn)行金相組織檢驗(yàn)，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(gè)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(duì)取樣試樣進(jìn)行金相組織檢驗(yàn)未發(fā)現(xiàn)明顯異常，未見(jiàn)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(yàn)

采用HVS-50Z型自動(dòng)轉(zhuǎn)塔數(shù)顯維氏硬度計(jì)，對(duì)取樣試樣的母材、焊縫與熱影響區(qū)進(jìn)行硬度測(cè)試，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。由表2可知：母材硬度為162～168 HV30，符合標(biāo)準(zhǔn)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(shù)規(guī)程》中規(guī)定的焊縫硬度不超過(guò)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(cè)量結(jié)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(duì)已經(jīng)更換下來(lái)的氣動(dòng)頭彈簧筒的開(kāi)裂焊縫形態(tài)進(jìn)行宏觀目視檢查。通過(guò)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(jié)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(duì)失效焊縫取樣進(jìn)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(kuò)展，如圖4(b)，(c)所示。沿焊縫裂紋將3號(hào)試樣斷口打開(kāi)，對(duì)斷口組織進(jìn)行掃描電鏡觀察，其斷口形貌如圖4(d)所示，未完全裂開(kāi)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(kāi)裂，由此可以判斷焊縫具有較好的韌性。

圖4 3號(hào)試樣裂紋和斷口形貌

4 焊接結(jié)構(gòu)分析

對(duì)氣動(dòng)頭彈簧筒失效焊縫形態(tài)進(jìn)行目視檢查與測(cè)量。斷裂焊縫結(jié)構(gòu)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(dòng)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(jié)構(gòu)

采用體視顯微鏡分別對(duì)3個(gè)試樣進(jìn)行觀察，并對(duì)其焊腳尺寸進(jìn)行測(cè)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(yán)重的未熔合缺陷。

根據(jù)DL/T1118—2009《核電廠常規(guī)島焊接技術(shù)規(guī)程》和GB50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》等標(biāo)準(zhǔn)要求，角焊縫焊腳高度hf應(yīng)不小于較薄側(cè)工件厚度t，或不小于薄側(cè)工件厚度t+(2～3)，即hf≥t或hf≥t+(2～3)。因此，氣動(dòng)頭角焊縫焊腳高度應(yīng)不小于4 mm，并且根據(jù)制造廠文件要求焊腳高度應(yīng)不小于5 mm。而實(shí)際焊腳高度最小僅為0.7 mm，不滿足標(biāo)準(zhǔn)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(yīng)力較大，造成角焊縫強(qiáng)度不足而導(dǎo)致開(kāi)裂。

5 原因分析與討論

根據(jù)上述試驗(yàn)結(jié)果，可能造成閥門(mén)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(dǎo)致焊腳高度不能滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)及設(shè)計(jì)值要求；在閥門(mén)運(yùn)行期間，氣動(dòng)頭焊縫局部所受的應(yīng)力超出了焊縫材料的強(qiáng)度極限，逐漸發(fā)生斷裂，進(jìn)而導(dǎo)致閥門(mén)氣動(dòng)頭控制失效。

6 結(jié)果及建議

(1) 上下氣蓋及焊縫的化學(xué)成分及組織未見(jiàn)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(guān)標(biāo)準(zhǔn)及設(shè)計(jì)的要求。

(2) 在制造過(guò)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(shí)際高度不足及焊縫焊腳高度不均勻，導(dǎo)致在閥門(mén)正常運(yùn)行工況下，氣動(dòng)頭焊縫局部所受的應(yīng)力超出焊縫材料的強(qiáng)度極限，從而發(fā)生斷裂。

(3) 建議將該焊縫設(shè)計(jì)改為實(shí)施2層3道焊，或同時(shí)在背面增加1層焊道，以避免焊接過(guò)程出現(xiàn)焊縫未熔合等嚴(yán)重焊接缺陷。

表3 閥門(mén)焊縫失效原因分析與討論

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