李　偉，周錄坤，袁　禹，方奇術(shù)，喬彥龍

三代核電廠卸壓系統(tǒng)管線冰塞模擬和材料損傷特性研究

李偉1，周錄坤1，袁禹1，方奇術(shù)2,*，喬彥龍2

（1. 山東核電有限公司，山東 海陽，216600；2. 國家電投集團電站運營技術(shù)（北京）有限公司，北京 昌平 112209）

為驗證三代核電廠大口徑卸壓系統(tǒng)管線實施冰塞作業(yè)的安全可靠性，模擬管線的實際工況對冰塞形成過程進行試驗驗證分析，并在評估反復(fù)冰塞作業(yè)后，對管材損傷進行試驗研究。可靠性驗證過程包括有限元模擬計算和理化試驗兩部分內(nèi)容。基于ANSYS軟件的運用，對核電站卸壓系統(tǒng)管線冰塞形成過程中管道溫度場進行模擬計算，進而得出冰塞形成的確切時刻，以及某時域內(nèi)冰塞厚度的變化情況，以保證冰塞形成后具有一定的強度。理化試驗主要分為金相組織檢驗、顯微硬度測試、夏比沖擊試驗、常溫拉伸試驗和掃描電鏡斷口分析。并根據(jù)上述結(jié)果分析，對現(xiàn)有的冰塞作業(yè)進行優(yōu)化建議，對核電廠冰塞作業(yè)程序進行評估改進。

核電廠；有限元冰塞模擬；材料損傷；焊接作業(yè)；

在核電廠運行維護中，設(shè)備如故障或預(yù)防性維修需解體或更換，必須對系統(tǒng)進行隔離，經(jīng)常存在系統(tǒng)的無隔離設(shè)備，或隔離設(shè)備不可用，造成系統(tǒng)不能隔離或者由于安全和經(jīng)濟上的原因，如系統(tǒng)介質(zhì)量大、疏排和充裝時間長；放射性外逸等，介質(zhì)疏排難度大或難以滿足運行要求，這些情況下，采用冰塞來進行系統(tǒng)隔離是一種可行的方法。冰塞技術(shù)雖然在國外已在使用，但在國內(nèi)也只有少數(shù)核電廠使用以及部分火電廠中，如秦山、田灣、福清等。伴隨著國內(nèi)三代核電機組建成與投入運營，冰塞技術(shù)應(yīng)用在新機組逐步從小管徑向大管徑延伸[1-5]。

AP1000核電廠引入了安全系統(tǒng)的非能動概念，在設(shè)計中采用非能動的理念預(yù)防嚴(yán)重事故，大大降低了人因失誤的可能性。三代核電廠自動卸壓系統(tǒng)（簡稱ADS）是AP1000核電廠非能動系統(tǒng)中的典型系統(tǒng)，在嚴(yán)重事故工況下，能提供快速卸壓以防止堆芯融化。每個機組共設(shè)置4列，ADS管線上串聯(lián)有爆破閥和電動隔離閥各一臺，爆破閥的設(shè)計可保證事故條件下能夠可靠地開啟，且不會出現(xiàn)誤關(guān)閉。根據(jù)維修大綱要求，爆破閥每10年需要進行解體檢修，需要將爆破閥從ADS系統(tǒng)管線拆除，由于機組停堆后該管段上方水位較低，管線及爆破閥內(nèi)部的冷卻劑無法自行排出[6]。

采用液氮法將爆破閥與電動隔離閥之間的冷卻劑制備成冰塞，避免在拆卸時爆破閥液態(tài)冷卻劑外泄造成設(shè)備與人員的沾污，是實現(xiàn)檢修必要條件。國內(nèi)冰塞實施經(jīng)驗表明冰塞作業(yè)沒有詳細(xì)的指導(dǎo)書對冰塞制作的整個過程給予系統(tǒng)準(zhǔn)確的指導(dǎo)，作業(yè)人員對冰塞形成規(guī)律認(rèn)識不足，冷凍介質(zhì)選用、冷凍介質(zhì)用量、冷凍時間都具有隨機性，都是冰塞作業(yè)風(fēng)險來源[7]。為研究大口徑實施冰塞作業(yè)的安全可靠性，有必要模擬爆破閥管線的實際工況對冰塞形成過程進行試驗驗證分析，并在評估反復(fù)冰塞作業(yè)后，對管材損傷進行試驗研究。并根據(jù)試驗結(jié)果，對現(xiàn)有的冰塞夾套工具進行優(yōu)化建議，對冰塞作業(yè)程序進行評估與改進[8,9]。

本次冰塞綜合評價試驗主要針對特定尺寸304L不銹鋼材料。可靠性驗證過程包括模擬計算和理化試驗兩部分內(nèi)容。模擬計算主要是基于ANSYS軟件的運用對核電站冰塞形成過程中管道溫度場進行理論分析，進而得出冰塞形成的確切時刻，以及某時域內(nèi)冰塞厚度的變化情況，以保證冰塞形成后具有一定的強度，為冰塞技術(shù)進一步的應(yīng)用研究提供一定的理論依據(jù)。

理化試驗主要分為材料冷凍前后的金相組織檢驗、顯微硬度測試、夏比沖擊試驗、常溫拉伸試驗、和掃描電鏡斷口分析。通過金相組織分析觀察材料，用于分析材料在常溫、低溫下，材料組織結(jié)構(gòu)是否發(fā)生變化；顯微硬度測試用于分析材料在常、低溫條件下的硬度分布及變化情況；夏比沖擊試驗確定304L不銹鋼焊縫的韌脆轉(zhuǎn)變溫度；拉伸試驗?zāi)康氖潜容^材料常溫、低溫力學(xué)性能的變化；掃描電鏡斷口分析目的是觀察材料的斷口類型[4]。

1 冰塞有限元模擬

管道及管道內(nèi)部的水設(shè)為恒溫49 ℃，管道中間400 mm范圍處的管外壁，加載-30 ℃冷源代替冰塞夾套作用，模擬冰塞形成過程，并保證冰塞厚度至少到達(dá)400 mm，隨后分別在距冰塞40 mm和100 mm處施加2 500 ℃的溫度熱源，進行焊接作業(yè)模擬，觀察其對冰塞溫度場的影響。

1.1　材料熱物理性能參數(shù)

在材料熱變化過程中，各物理性能參數(shù)不斷隨溫度變化，因此，在模擬計算溫度場時要對材料的熱物理性能參數(shù)進行定義。采用線性插值法和外推法求得材料在某一溫度區(qū)間內(nèi)某個時刻的性能參數(shù)。此次模擬所涉及的材料的熱物理性能參數(shù)如表1所示。

1.2　單元類型的選擇及網(wǎng)格劃分

依據(jù)實際管道尺寸及焊縫分布建立焊件的幾何模型。幾何尺為219.1 mm/23.01 mm/1 000 mm（外徑/厚度/長度）。為了得到合理準(zhǔn)確地得到計算結(jié)果，在建立有限元計算模型時，需要在ANSYS中選擇與材料結(jié)構(gòu)相對應(yīng)的單元類型進行網(wǎng)格劃分。本文采用間接耦合法進行有限元溫度場計算，在進行溫度場計算時選擇具有4個節(jié)點的PLANE55面單元以及具有8個節(jié)點的SOLID70六面體單元分別對面和體進行網(wǎng)格劃分，這兩種單元在每個節(jié)點上都只有一個溫度自由度。

2　溫度場計算與分析

2.1　管道溫度場分析

圖1為大口徑管道在冰塞夾套作用下，形成冰塞并且冰塞厚度逐漸增加過程中縱截面溫度場分布云圖。圖1（a）為1 000 s時，可以看出管道中心400 mm范圍，少部分管道內(nèi)水的溫度達(dá)0 ℃以下。圖1（b）和圖1（c）分別為2 000 s和3 000 s時，管道縱截面溫度場分布云圖，可以看出，管道內(nèi)管壁附近冰層厚度逐漸增加，直至3 822 s時形成冰塞，溫度分布由中心向兩端逐漸增加。圖1（d）為4 980 s時，冰塞厚度達(dá)到400 mm，呈扁沙漏狀，溫度大部分為-10 ℃以下，冰塞兩端部分約為0 ℃，其整體溫度場分布云圖如圖2所示。

圖3為管道冰塞橫截面溫度場分布云圖，在4 980 s冰塞形成時，取冰塞中心位置橫截面溫度場，可以看出溫度由中心向四周逐漸降低，最高溫度約為-1 ℃，最低溫度為-30 ℃。冰塞厚度達(dá)400 mm時，在冰塞一端（距離中心位置200 mm）處取橫截面。

通過圖4可以看出，計算溫度及環(huán)境溫度設(shè)為30 ℃時，在5 000 s時，冰塞形成厚度達(dá)400 mm，7 000 s時，冰塞厚度區(qū)域穩(wěn)定，冰塞區(qū)域溫度直到10 000 s時變化不大，因此，7 000 s時，冰塞趨于穩(wěn)定。

計算溫度及環(huán)境溫度設(shè)為57 ℃，進行加載計算，得出以下云圖及中心軸線溫度分布曲線與上述情況類似，通過溫度場分布云圖及溫度分布曲線圖可以得出，8 000 s時，冰塞形成厚度達(dá)400 mm，9 000 s時，冰塞厚度區(qū)域穩(wěn)定，冰塞區(qū)域溫度較10 000 s時變化不大，因此，計算溫度及環(huán)境溫度設(shè)為57 ℃時，在9 000 s時，冰塞趨于穩(wěn)定。

2.2　焊接工況模擬溫度場分析

冰塞形成后，在距冰塞40 mm處進行焊接工況模擬，整體溫度場分布云圖如圖5所示。冰塞形成后，從第6 000 s開始進行焊接熱源加載，焊接速度為2.3 mm/s，焊接總時長為300 s，從6 000 s時開始進行焊接。6 150 s時，焊接過程進行一半，靠近焊接處的冰塞溫度場發(fā)生變化，受焊接過程影響，呈非對稱分布，如圖5（a）和圖5（c）所示。6 300 s時，焊接過程完成，管壁溫度升高，使管壁附近冰塞少部分融化，冰塞右端靠近焊接處呈外凸?fàn)?，如圖5（d）所示。

圖1　冰塞形成過程縱截面溫度場云圖

圖2　冰塞厚度達(dá)400 mm時管道溫度場云圖

圖3　t=4 980 s冰塞橫截面溫度場分布云圖

圖4　中心軸線溫度分布曲線圖

在距冰塞100 mm處進行焊接工況模擬時，管道及冰塞溫度場分布特征相似。由于焊接位置相對較遠(yuǎn)，因此對冰塞的加熱作用減小，冰塞融化量降低。

取兩種焊縫距離模式下的冰塞中心點溫度及時間數(shù)據(jù)，作溫度隨時間變化曲線圖，如圖6所示。通過比較，在6 000 s施加焊接后，中心點受冰塞夾套作用溫度繼續(xù)降低，6 300 s時，焊接完成，在焊接完成后的200 s內(nèi)，溫度依然降低，直至6 564 s時，冰塞中心點溫度開始上升，隨焊接熱輸入的傳遞，溫度不斷上升，計算至9 300 s，冰塞中心點溫度約為-2.2 ℃，冰塞仍未完全融化。可以看出兩種焊縫分布情況進行焊接工況模擬，溫度變化區(qū)別甚微。

圖5　距冰塞40 mm處焊接模擬溫度場分布云圖

圖6　冰塞中心溫度變化曲線圖

3　材料損傷試驗研究

3.1　金相分析

金相分析依據(jù)GB/T 13298—1991《金屬顯微組織檢驗方法》進行，將樣品置于顯微鏡下觀察，分析材料宏觀和微觀組織結(jié)構(gòu)，分析冰凍對組織造成的變化。

如圖7、圖8所示，通過冷凍前后304L不銹鋼焊接試樣母材、焊縫中心區(qū)兩個典型部位的進行組織分析，對比其金相組織可以發(fā)現(xiàn)，晶粒形態(tài)、大小、組織基本類似，可以確認(rèn)，低溫冷凍未對304L不銹鋼焊接試樣的金相組織產(chǎn)生明顯的影響。

3.2　顯微硬度測試

采用顯微硬度儀，載荷100 g，加載時間15 s，對冷凍前和冷凍后的材料進行硬度測試，結(jié)果如表2所示。

圖7　未冷凍的304L不銹鋼焊接試樣不同部位的金相組織

圖8　冷凍的304L不銹鋼焊接試樣不同部位的金相組織

圖8　冷凍的304L不銹鋼焊接試樣不同部位的金相組織（續(xù)）

表2　冷凍前后試樣不同部位的硬度

通過未冷凍和冷凍后304L不銹鋼焊接試樣母材、焊縫中心兩個典型部位的顯微硬度的分析，冷凍前后硬度變化不大，冷凍未對304L不銹鋼焊接試樣的顯微硬度產(chǎn)生明顯的影響。

3.3　夏比低溫沖擊試驗

每種材料分別在焊縫區(qū)和母材部位取樣。試驗時從0 ℃開始，對于每類樣品每隔5 ℃進行一次沖擊試驗，測定材料的沖擊吸收能量，最后擬合出材料的沖擊能量和溫度的關(guān)系曲線，從而確定出材料的韌脆轉(zhuǎn)變溫度。試驗最低溫度到-60 ℃。

如圖9所示，從沖擊功的數(shù)據(jù)來看，在試驗范圍內(nèi)，304L不銹鋼母材的沖擊功無明顯變化，表明304L不銹鋼母材在試驗溫度的范圍內(nèi)沒有發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變；從宏觀形貌上，0 ℃到-60 ℃的試樣沖擊后斷口端都有明顯的塑性變形，呈梯形斷面，斷口末端有剪切唇，印證了304L不銹鋼母材在試驗范圍內(nèi)未發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變。

圖9　304L不銹鋼母材的沖擊功隨溫度變化曲線

從微觀形貌上，從0 ℃一直到-60 ℃，304L不銹鋼母材試樣沖擊后斷口上都存在明顯的韌窩，這是塑性斷裂的典型特征。進一步確認(rèn)了在試驗范圍內(nèi)，304L不銹鋼母材未發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變（見圖10）。

如圖11所示從沖擊功的數(shù)據(jù)來看，在試驗范圍內(nèi)，304L不銹鋼焊縫中心部分的沖擊功無明顯變化，表明304L不銹鋼焊縫中心在試驗溫度的范圍內(nèi)沒有發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變；但比較而言，304L不銹鋼焊縫中心的沖擊功低于母材的沖擊功，表明焊縫中心的韌性比母材差。從宏觀形貌上，0 ℃到-60 ℃的試樣沖擊后斷口端都有明顯的塑性變形，呈梯形斷面，斷口末端有剪切唇，印證了304L不銹鋼焊縫中心在試驗范圍內(nèi)未發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變。

圖10　304L不銹鋼母材的斷口微觀形貌隨溫度的變化

圖11　304L不銹鋼焊縫中心部分的沖擊功隨溫度變化曲線

如圖12所示，從微觀形貌上，從0 ℃一直到-60 ℃，304L不銹鋼焊縫中心試樣沖擊后斷口上都存在明顯的韌窩，這是塑性斷裂的典型特征。進一步確認(rèn)了在試驗范圍內(nèi)，304L不銹鋼焊縫中心未發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變。

3.4　拉伸試驗

按照GB/T 2651《焊接接頭拉伸試驗方法》加工試樣，進行室溫和低溫拉伸性能試驗。從304L不銹鋼母材試樣的常溫和-40 ℃低溫拉伸結(jié)果來看，試樣的部位斷裂有一定隨機性，從斷口微觀形貌看均表現(xiàn)出塑性斷裂的特征。

如圖13所示，低溫拉伸性能試驗依據(jù)GB/T 2651《焊接接頭拉伸試驗方法》，測量材料的拉伸強度、屈服強度、延伸率及斷面收縮率。常溫拉伸和低溫拉伸（-40 ℃）試驗所得結(jié)果與304L不銹鋼的規(guī)定值進行比較，評價其拉伸性能優(yōu)劣。由于焊接件在組織和性能上都存在不均勻性，屈服強度s、斷后伸長率（%）、斷面收縮率（%）的數(shù)值僅供參考。

圖12　304L不銹鋼焊縫中心的斷口微觀形貌隨溫度的變化

圖13　304L不銹鋼母材試樣常溫和-40 ℃低溫拉伸后的宏觀形貌和斷口微觀形貌

從表3的測試結(jié)果可以看出，不管是常溫拉伸還是低溫拉伸，兩種材料母材和焊接試樣的拉伸強度保持在拉伸性能要求的范圍內(nèi)，母材的屈服強度、斷后伸長率、斷面收縮率也接近或達(dá)到拉伸性能要求，焊接試樣的屈服強度、斷后伸長率、斷面收縮率也接近或達(dá)到拉伸性能要求。但是從試驗結(jié)果來看，-40 ℃時材料的拉伸強度和屈服強度均大于對應(yīng)材料的常溫拉伸強度的屈服強度，說明隨溫度降低，材料的抗拉性能增強。焊縫區(qū)域的斷后伸長率較母材有所降低，說明焊縫的存在對材料的塑性變形能力產(chǎn)生一定影響，但仍基本滿足要求。

表3　304L拉伸性能要求及-40 ℃下的測試結(jié)果

4　結(jié)論

通過有限元數(shù)值模擬計算以及對304 L材料冷凍前后理化試驗，得出以下結(jié)果：

（1）通過有限元數(shù)值模擬，能夠模擬冰塞形成時間及溫度分布，對實際作業(yè)中冷凍介質(zhì)用量確定、冷凍時間控制具有重要的指導(dǎo)意義。

（2）冰塞作業(yè)區(qū)附近焊接或切割作業(yè)所引起熱輸入，對形成的冰塞影響較小，不會對形成的冰塞造成較大影響。

（3） 304L不銹鋼鋼材料母材、焊縫中心的沖擊功在冷凍前后均沒有發(fā)生明顯突變，即沒有發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變，母材的沖擊韌性要好于焊縫區(qū)域的沖擊韌性，焊縫區(qū)域更容易發(fā)生塑性斷裂。

（4）多次冷凍試驗發(fā)現(xiàn)，304L材料的拉伸強度和屈服強度完全滿足材料性能要求，說明實施冰塞時可在同一部位進行多次冰塞，而不會對材料產(chǎn)生很大影響[10, 11]。

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Simulation of Ice Plugs in Pipelines of Pressure Relief Systems in Third-generation Nuclear Power Plants and Study on Material Damage Characteristics

LI Wei1，ZHOU Lukun1，YUAN Yu，F(xiàn)ANG Qishu2,*，QIAO Yanlong2

（1. Shandong Nuclear Power Co.，Ltd.，Yantai of Shandong Prov. 265116，China； 2. SPIC Power Station Operation Technology（Beijing）Co.，Ltd.，Beijing 112209，China）

In order to verify the safety and reliability of the ice plug operation in the large-diameter pressure relief system pipeline of the third-generation nuclear power plant, the actual working conditions of the pipeline are simulated to carry out experimental verification and analysis of the ice plug formation process. After repeated ice plug operations are evaluated, the experimental study on the damage of the pipe is carried out. The reliability verification process includes two parts: finite element simulation calculation, and physical and chemical tests. Based on the application of the ANSYS software, the temperature field of the pipeline during the formation of the ice plug in the pressure relief system of the nuclear power plant is simulated and calculated, and then the exact moment of the ice plug formation and the change of the thickness of the ice plug in a certain time domain are obtained to ensure the formation of the ice plug. Afterwards, it has a certain strength. The physical and chemical tests include microstructure examination, microhardness test, Charpy impact test, normal temperature tensile test, metallographic structure inspection, and scanning electron microscope fracture analysis. Based on the analysis of the above results, optimization suggestions are made for the existing ice jam operation, and the ice jam operation procedure of the nuclear power plant is evaluated and improved.

Nuclear power plant; Finite element ice plug simulation; Material damage; Welding operations

TL48

A

0258-0918（2023）05-1049-10

2022-08-17

國家科技重大專項資助“核電站Living-PSA 和在線風(fēng)險監(jiān)測與管理技術(shù)研究”（2014ZX06004-003）

李 偉（1983—），男，山東濱州人，中級工程師，碩士研究生，現(xiàn)主要從事核電廠管閥類設(shè)備檢修方面研究

方奇術(shù)，E-mail：fangqishu@spic.com.cn