馮會君,吳志遠

(國核工程有限公司,上海 310000)

蒸汽發(fā)生器是核電站的關鍵設備之一,是一、二回路的樞紐。蒸汽發(fā)生器能否安全、可靠的運行,對整個核電站的經濟性和安全性具有十分重要的影響。蒸汽發(fā)生器的傳熱管是樞紐中的核心,是一回路的壓力邊界之一。目前國內外蒸汽發(fā)生器傳熱管與管板都是采用脹焊相結合的連接方式。核電廠運行經驗表明,傳熱管與管板的焊接質量直接影響管子與管板的密封性,而傳熱管與管板脹接的好壞直接影響整個蒸汽發(fā)生器的完整性[1-2]。管板鉆孔缺陷會影響傳熱管的穿管和脹管質量,近1 m厚的蒸汽發(fā)生器管板有著兩萬多個管孔,這些孔在鉆孔過程中,不可避免會產生極少量 (最多十幾個)的鉆孔缺陷。

1 研究目的

AP1000及CAP1400已經完成和正在完成的蒸汽發(fā)生器共有24臺,在2008—2018年近10年的AP1000及CAP1400蒸汽發(fā)生器制造中,共產生鉆孔缺陷不符合項13個,發(fā)生鉆孔缺陷的管孔數量有63個,缺陷類型包括環(huán)形凹槽、局部凹坑、螺旋孔、斜孔、孔徑超差。造成管板鉆孔缺陷的主要原因有:BTA鉆頭 (一種深孔專用鉆頭)自身耐用性,鉆孔過程中的油溫和油壓,鉆頭磨損、積屑瘤,掩屑、夾屑,BTA鉆頭與鉆桿的配合精度,鉆桿臺階處清潔度,加工參數 (鉆速、進給、配合情況等),管板材質的均勻性等;由此產生的鉆孔缺陷形式主要有:環(huán)狀凹槽、軸向凹槽、局部凹坑、螺旋狀劃傷等孔內缺陷和偏離理論軸向的鉆斜孔及孔徑超差。孔內缺陷會對脹管造成影響,斜孔會對管孔間孔橋和孔垂直度產生影響。因此,從理論和工藝試驗兩個方面研究鉆孔缺陷的處理方法,為后續(xù)核電蒸汽發(fā)生器鉆孔缺陷處理提供指導。

2 技術要求

AP1000及CAP1400蒸汽發(fā)生器管板管孔除孔的長度不一致以外,其余尺寸和技術要求均相同,相同的鉆孔缺陷處理方法也是一樣的,管板上的管孔為三角型分布。

設計文件規(guī)定,在鉆孔過程中產生的螺旋線缺陷距離管板二次側表面超過50 mm,且深度小于0.125 mm的斷續(xù)的螺旋痕跡和劃痕沿管孔軸線的長度不超過75 mm的鉆孔缺陷是可接受的。

同時,針對管子脹接后,在任何橫截面深度上脹后管子直徑的局部變化,管子擴脹半徑變化量ΔR等于或小于0.13 mm是可接受的。

3 從理論上分析影響脹管性能的因素

選擇二維軸對稱模型分析脹接壓力、傳熱管與管板孔間隙以及脹接長度對脹管接頭性能的影響。同時為理論分析鉆孔缺陷對脹管性能影響提供依據。

3.1 脹接壓力對脹管性能的影響

關于脹接壓力和卸載后殘余應力的理論計算,較有代表性的是顏惠庚和王海峰的理論計算方法[3]。其中根據顏惠庚的理論計算,在假設材料為理想彈塑性材料的前提下,推導得出了理論脹接壓力以及相應的殘余接觸應力的計算公式,以下是文獻 [3]的理論公式,

殘余接觸壓力:

其中:

其中:Kt=r0/ri;Ks=R0/Ri。

式中:pi——脹接壓力;

σst——傳熱管的屈服強度;

ri、ro——傳熱管的內半徑、外半徑;

Ri、Ro——為管板單管模型圓筒的內半徑、外半徑;

Et、Es——為傳熱管和管板的彈性模量;

μt、μs——為傳熱管和管板的泊松比。

由AP1000及CAP1400蒸汽發(fā)生器的相關參數可得:Kt=1.13,Ks=2.12,Es=2×105,Et=2×105,μs=0.3,μt=0.3,求得c=0.37。

傳熱管與管板脹接后正好消除間隙時的最小脹接壓力:

將σst=308 MPa代入上式可求得pimin=185 MPa。管板孔內壁發(fā)生屈服時的脹接壓力:

將σss=408 MPa代入上式可求得pisy=259 MPa。對于強度脹,脹接壓力的許用值應滿足如下關系:

取q[]=2 MPa,f=0.11,則 Pi[]≥237 MPa。

當強度脹且管板發(fā)生屈服時,應滿足:

通過以上計算可知AP1000及CAP1400蒸汽發(fā)生器液壓脹的脹接壓力應該在237 MPa到259 MPa。

圖1給出了不同脹接壓力下傳熱管內殘余接觸壓力隨管板厚度方向的分布規(guī)律,從圖1可以看出,殘余接觸應力隨著脹接壓力的增大而增大,在同一脹接壓力下,殘余接觸壓力沿傳熱管外表面近似呈均勻分布,但是在傳熱管脹管區(qū)域的兩端,應力會出現由小變大和由大變小的急劇變化,這主要是由于在傳熱管脹接區(qū)域軸向位置的兩端,形成了兩個峰值壓力環(huán)帶,正是由于這兩個峰值環(huán)帶的存在提高了液壓脹接接頭的密封性。

脹管壓力越大,壁厚減薄率越大,這個就意味著,獲得較大的殘余接觸壓力是以犧牲換熱管的厚度為前提,傳熱管變薄會導致傳熱管的強度變弱,也會導致脹管的失效。此外過高的脹接壓力會導致傳熱管內部產生較大的殘余應力,從而影響傳熱管的壽命。

圖1 不同脹接壓力下殘余接觸壓力沿管板厚度方向的分布規(guī)律Fig.1 Distribution of residual contact pressure along the thickness direction of the tubesheet at different tube expanding pressures

3.2 管子管板間隙對脹接接頭性能的影響

圖2 可以發(fā)現殘余接觸壓力隨著傳熱管與管板孔間隙的增大而減小,但是變化的速率越來越慢。尤其當間隙達到0.4 mm時,間隙的再逐漸增大,脹接區(qū)域內的殘余接觸應力的減小變得越來越慢。當傳熱管與管板孔間隙達到0.6 mm時,殘留在傳熱管外壁的接觸壓力僅為9.38 MPa。根據評定報告及公式計算,AP1000和CAP1400蒸汽發(fā)生器?17.48 mm×1.01 mm傳熱管與管板脹接后,要求傳熱管外壁上最小殘余接觸壓力為18.2 MPa,所以傳熱管外徑與管板孔內徑之間的最大單邊允許間隙為0.22 mm。

在脹管過渡區(qū)內,間隙對軸向殘余應力的影響很小,但在脹接的過渡區(qū)的連接部位,傳熱管內外表面上的環(huán)向殘余應力隨著間隙的增大而增大,在脹接區(qū),傳熱管外表面上的殘余應力隨著間隙的增大而明顯增大。隨著傳熱管與管板孔間隙的增大,脹接后傳熱管壁厚變得更薄。由于管孔內壁缺陷處的傳熱管與管板之間的間隙增大,將對脹接后的傳熱管殘余應力及壁厚產生影響。

3.3 脹接長度對脹接接頭性能的影響

脹接長度并不影響脹接范圍內傳熱管內的殘余接觸壓力以及殘余應力的大小,但脹接長度和拉脫力有關,同時按照RCC-M F4400的要求,脹接長度影響密封性。拉脫力F與脹接長度L之間的關系為:

圖2 殘余接觸應力隨傳熱管與管板孔間隙的變化規(guī)律Fig.2 Change of residual contact stress with the intervals between the heat transfer tube and tubesheet hole

當脹接長度L為38 mm和脹接長度為88 mm,拉脫力為4 638 N和9934 N。

當脹接壓力為248 MPa時,為保證液壓脹接完成之后拉脫力能滿足RCC-M中的要求,AP1000和CAP1400蒸汽發(fā)生器為了滿足最小拔脫力要求所需的最小有效脹接長度為70 mm。

4 從理論分析缺陷管孔對脹管性能的影響

通過第3節(jié)理論分析可知,殘余接觸壓力和殘余應力的大小與脹接壓力成正比,與傳熱管和管板孔的間隙成反比,與脹接長度基本無關。因此,對于管孔缺陷的研究,以100 mm厚度的管板為例進行有限元計算。

4.1 軸向缺陷

對于軸向缺陷,采用二維軸對稱模型進行有限元分析,缺陷的長度為35 mm,缺陷深度在0.05～0.2 mm范圍內取5個點。表1為含軸向缺陷不同區(qū)域的應力分析。

4.2 環(huán)向缺陷

對于環(huán)向缺陷,采用二維軸對稱模型進行有限元分析,缺陷的位置為三種:脹接區(qū)外、脹接區(qū)內距二次側表面12 mm和脹接區(qū)內距二次側表面50 mm。表2為含環(huán)向缺陷不同區(qū)域殘余應力。

表1 含軸向缺陷不同區(qū)域殘余應力Table 1 Residual stress in different zone including axial defect

表2 含環(huán)向缺陷不同區(qū)域殘余應力Table 2 Residual stress in different zone including annual defect

通過表1和表2可知,殘余應力的大小隨缺陷的變化不大,不同尺寸的缺陷下,過渡區(qū)殘余應力的大小基本不發(fā)生變化。同時,由于缺陷是在管板孔內表面,與其接觸的傳熱管外表面始終承受基本均等的壓應力,因此小缺陷的存在不會促使傳熱管在缺陷處發(fā)生應力腐蝕開裂。通過表2可知,缺陷的存在不會影響殘余應力的分布,也不會影響拉脫力的大小?？傊?相比AP1000和CAP1400管板厚度789 mm和867 mm,缺陷帶來的影響可以忽略不計。

5 采用工藝試驗研究缺陷管孔處理方法

根據第3、4節(jié)的理論分析,管孔內缺陷(深度小于0.2 mm)對脹管的影響不大,因此,對于實際制造過程中產生的管孔缺陷,一般通過工藝試驗來判斷管孔缺陷對脹管的影響,以下介紹工藝試驗的方法和過程:

針對不同的管孔缺陷判斷處理方法見圖3。經過管板結構完整性的分析,有缺陷的管孔模擬脹管試驗必須經過工藝試驗驗證。

6 缺陷管孔模擬脹管試驗過程方法

根據不同的鉆孔缺陷加工相應的模擬管孔缺陷 (包括環(huán)向缺陷、螺旋狀缺陷、軸向缺陷和斜孔)。管孔模擬脹管試驗主要模擬產品缺陷管孔進行穿管、脹接、密封性試驗以及氦氣檢漏試驗測定缺陷管孔脹接后的拉脫力和殘余應力等數值,整個模擬試驗流程見圖4。

6.1 模擬管孔缺陷準備

模擬試驗所用材料如表3,建議鎳基換熱管A和不銹鋼換熱管B各3根。

圖3 管孔缺陷處理方法流程圖Fig.3 The flowchart of defect treatment method for the tubesheet hole

圖4 模擬缺陷管孔脹接試驗流程圖Fig.4 The flowchart of expansion test for the simulated defect tube hole

表3 模擬試驗用材料Table 3 Simulation test materials

在模擬試驗管板上進行鉆孔,孔的排布和板厚與產品一致。打磨管板管孔缺陷 (包括環(huán)向缺陷、螺旋狀、軸向缺陷或斜孔),模擬管孔的橢圓度不小于實際管孔打磨后的橢圓度0.12 mm。

6.2 不銹鋼換熱管和鎳基換熱管脹接

根據上述第3節(jié)的脹接理論數值分析,選取合適的脹接參數至關重要,模擬脹接試驗的脹接參數采用產品合格的脹接工藝評定參數,包括橡膠定位脹和液壓脹。設計文件要求液壓脹接壓力為 (248±14)MPa,保壓時間不少于4s。通過脹接工藝評定試驗證明,液壓脹接壓力取 (248±5)MPa,保壓時間取6s,橡膠定位脹壓力取(120～130)MPa。

6.3 水壓試驗

水壓試驗采用A組鎳基換熱管 (A1、A2、A3),在水壓試驗前,焊接堵頭堵住所有二次側管端管孔,使用腔體密封管孔二次側,在腔體內的水中加入紅色液體滲透檢測液,排除空氣后再試板二次側打入5 MPa壓力水并保壓至少2 h(依據RCCM-F4423.2.1)[4]。用指示劑 (白色顯影劑)對管板一次側進行檢查,液體滲透速度不應超過40 mm/min,且保壓起15 min內沒有紅色液體滲出,表面水壓試驗滿足要求;否則,判不合格。

6.4 殘余應力試驗

脹管后,會在管子內外表面產生殘余應力,參考RCC-M MC1362(沸騰氯化鎂試驗),按照ASTM G36-2006標準推薦的方法,用不銹鋼換熱管 (B1、B2、B3)脹接試樣,采用沸騰氯化鎂溶液腐蝕法對脹接后換熱管殘余應力進行檢驗。

目前國內蒸汽發(fā)生器供應商沒有能力開展此試驗,一般委托上海理工大學進行,殘余應力試驗表面內壁殘余應力小于130 MPa。對脹管處管子內外表面進行了液體滲透檢測檢查,內外表面應沒有發(fā)生開裂。

6.5 拉脫力試驗

采用A組鎳基換熱管脹管試樣 (A1、A2、A3)進行拉脫力試驗,參考RCC-M F4423.2.1,對于每根管子,其所需要的拉脫力應滿足以下公式:

式中:F——拉脫管子所需的力;

P——在第2類工況下發(fā)生的最大壓差;

D——管子內徑。

設計文件規(guī)定P=11.38 MPa,管子名義內徑D=15.46 mm,得到F≥4 270 N。

設計院結合管子-管板脹接實際經驗和拉脫力試驗,一般要求拉脫力在6 000～10 000 N之間,同時應保證拉脫力值的均勻性。

7 結論

綜上,AP1000和CAP1400蒸汽發(fā)生器制造過程中管孔內壁產生鉆孔缺陷后,根據管孔缺陷的實際性質可參考以下原則進行處理:

1)管孔缺陷導致孔橋不滿足要求,需要對管板進行結構完整性分析,分析通過,缺陷管孔可接受;同時根據孔橋大小判斷是否需要堵管,但是如果孔橋過小,導致穿管以后相鄰管子間間隙小于5 mm,運行過程中,管子與管子之間容易摩擦而損壞管子,則要求堵管。并進行模擬缺陷管孔脹管試驗。

2)如管孔缺陷處ΔR(最大孔半徑-最小孔半徑)大于0.13 mm且孔橋滿足要求,按照偏差孔處理,需要對管板進行結構完整性分析,分析通過,缺陷管孔可接受;并進行模擬缺陷管孔脹管試驗。

3)如管板管孔缺陷處孔橋和ΔR(最大孔半徑-最小孔半徑)均滿足要求,說明不影響管板的結構完整性,那么只需對缺陷按不大于1∶4斜率進行拋磨,然后進行模擬缺陷管孔脹管試驗。

4)同一供應商,如果已進行過模擬缺陷管孔脹管試驗,且管孔缺陷尺寸能覆蓋后續(xù)產生的管孔缺陷,同時管板和換熱管材料強度穩(wěn)定。那么后續(xù)產生的管孔缺陷可以借用已進行過的模擬缺陷管孔脹管試驗報告,只需進行借用技術論證分析,說明借用的合理性即可。