Содержание к диссертации
Введение
1 Режимы эксплуатации и сопротивление хрупкому разрушению корпусов реакторов ВВЭР-440 7
1.1 Анализ условий и режимов эксплуатации корпусов реакторов 7
1.2 Возможные подходы к разработке методики расчета сопротивления хрупкому разрушению корпусов реакторов 13
1.3 Принятая методика расчета сопротивления хрупкому разрушению 17
корпусов реакторов
1.4 Анализ характеристик, определяющих сопротивление хрупкому разрушению корпусов ВВЭР-440 21
2 Исследование деградации свойств стали 15Х2МФА в процессе эксплуатации 24
2.1 Материалы, используемые для изготовления корпусов реакторов типа ВВЭР 24
2.2 Влияния радиационного воздействия на механические свойства реакторных материалов 30
2.3 Влияние радиационного воздействия на вязкость стали 15Х2МФА 35
2.4 Влияние облучения на свойства сталей при повторно-статическом нагружении 39
3 Разработка способов продления ресурса корпусов реакторов 43
3.1 Возможные подходы к управлению ресурсом корпусов реакторов 43
3.2 Разработка методологии определения степени восстановления характеристик материалов в процессе отжига 44
3.3 Определение критической температуры хрупкости при испытаниях нестандартных образцов 49
4 Обоснование ресурса корпуса реактора ВВЭР-440 после отжига 57
4.1 Влияние отжига и повторного облучения в исследовательских реакторах на Тк стали 15Х2МФА и металла шва 57
4.2 Радиационное охрупчивание и восстановление свойств металла реактора блок 1 Нововоронежской АЭС 63
4.3 Исследования металла темплетов, вырезанных из корпусов реакторов блоков 2, 3 и 4 Нововоронежской АЭС 66
4.4 Испытания металла темплетов, вырезанных из корпусов реакторов АЭС «Козлодуй» 79
5 Организация работ на АЭС по реализации отжига корпусов реакторов ВВЭР-440 90
5.1 Оборудование для отжига 90
5.2 Выполнение отжига корпусов реакторов на АЭС 93
Выводы 98
Список литературы 10
- Возможные подходы к разработке методики расчета сопротивления хрупкому разрушению корпусов реакторов
- Влияния радиационного воздействия на механические свойства реакторных материалов
- Разработка методологии определения степени восстановления характеристик материалов в процессе отжига
- Радиационное охрупчивание и восстановление свойств металла реактора блок 1 Нововоронежской АЭС
Введение к работе
На десяти АЭС России находятся в эксплуатации 30 энергоблоков общей мощностью 22,2 ГВт [1]. Суммарное производство электроэнергии атомными станциями в 2003 году составило 148,6 млрд. кВт.ч, или 16,5% объема производства электроэнергии при доле АЭС в общей установленной мощности ~11%. Темп роста к 2002 г. - 6,3%. В 2004 и 2005 г. выработка электроэнергии на АЭС должна составить 148,8 и 152,5 млрд. кВт.ч. соответственно.
В программе развития атомной энергетики России на 1998-2005 годы и на период до 2010 года [2], предусмотрено продолжение эксплуатации энергоблоков АЭС после окончания проектного 30-летнего срока службы за счет выполнения комплекса работ, обеспечивающих безопасность их дальнейшей эксплуатации.
Проблема обеспечения проектных сроков службы энергоблоков АЭС и их продления в настоящее время весьма актуальна не только в России, но и во многих странах мира [3]. Решение этой проблемы позволяет повысить эффективность АЭС без дополнительных вложений на замещение выводимых из эксплуатации мощностей.
В рамках подготовки к продлению срока эксплуатации была выполнена крупномасштабная модернизация блоков №3,4 Нововоронежской и блоков №1,2 Кольской АЭС: проведено комплексное обследование энергоблоков и обоснован остаточный ресурс оборудования, выполнены испытания модернизированных систем и оборудования и энергоблоков в целом. Продление срока эксплуатации блоков на Нововоронежской и Кольской АЭС показало высокую эффективность данного инвестиционного проекта. Удельные затраты на модернизацию и продление срока эксплуатации (в период с 1991 по 2003 г.г.) составили по данным [1] от 170 до 190 долларов США на 1 кВт установленной мощности. Для сравнения, при строительстве нового энергоблока данный показатель составляет более 1000 долларов США на 1 кВт.
Актуальность и эффективность работ по продлению сроков службы АЭС с обеспечением безопасности их эксплуатации очевидны.
В настоящее время работы по продлению ресурса АЭС регламентированы документом «Основные требования к продлению срока эксплуатации блока
атомной станции» НП-017-2000 , а также рядом методик для оценки технического состояния и остаточного ресурса элементов конструкций энергоблоков [4-7].
Главным конструктивным элементом энергоблока с ядерной энергетической установкой, определяющим его ресурс, является корпус реактора [8]. Если другие конструктивные элементы (парогенератор, трубопроводы, подогреватели и др.) могут быть заменены или отремонтированы в случае обнаружения в них повреждений, то корпус реактора должен безотказно выполнять свои функции в течение всего проектного или запроектного (в случае продления) срока службы. Очень важно иметь возможность адекватно оценивать реальный ресурс корпусов реакторов по сравнению с проектным и управлять им, т.е. увеличивать его при необходимости путем применения ряда специальных мер.
Таким образом, разработка методов управления ресурсом корпусов атомных реакторов представляется весьма актуальной.
Ресурс корпуса реактора определяется характеристиками материала, способами изготовления [8] и условиями эксплуатации.
Основными факторами, воздействующими на корпус реактора при эксплуатации и определяющими его ресурс, являются: внутреннее давление, усилия на патрубках от присоединенных трубопроводов [9], температурное воздействие, радиация.
Первые три фактора чаще всего взаимосвязаны, и можно говорить о термосиловом нагружении корпуса. Эти нагрузки могут иметь как статический, так и динамический характер и приводят к возникновению напряжений и деформаций в конструкции и накоплению повреждений в зонах концентрации напряжений. Степень поврежденности в конце срока эксплуатации зависит от количества повторений режимов разных типов в течение проектного срока службы.
Параллельно процессу накопления повреждений от термосиловых нагрузок происходит деградация свойств материала корпусов реакторов от температурно-радиационного воздействия, выражающееся в его упрочнении и охрупчивании. Известно, что эти изменения зависят от энергии облучающих частиц, их интегральной дозы и температуры облучения.
Опыт эксплуатации действующих реакторов типа ВВЭР показал, что важнейшей характеристикой корпусов, во многом определяющей ресурс, является их сопротивляемость хрупкому разрушению. Разработке способов повышения хрупкой прочности и управления на этой основе ресурсом корпусов реакторов является целью предлагаемой диссертационной работы.
В задачи работы входили:
1 Провести анализ условий и режимов эксплуатации, в том числе
возможных нарушений нормальных условий эксплуатации и аварийных
ситуаций, влияющих на ресурс корпусов реакторов. Выполнить расчет
ожидаемых значений критической температуры хрупкости основного металла и
металла сварного шва, расположенного на уровне активной зоны, на различных
стадиях эксплуатации.
Предложить методические подходы к расчету хрупкой прочности корпусов реакторов при эксплуатации.
2 Исследовать влияние длительного эксплуатационного нагрева,
усталостного нагружения, радиационного воздействия на механические свойства
и вязкость реакторных материалов. Оценить возможные подходы к управлению
ресурсом корпусов реакторов.
Разработать методологию определения степени восстановления свойств материалов в процессе отжига. Установить корреляционные соотношения значений критической температуры хрупкости, определенной на малоразмерных и стандартных образцах, для оценки Тк металла сварных швов при эксплуатации корпусов реакторов.
Исследовать радиационное охрупчивание корпусов реакторов ВВЭР-440 первого поколения, влияние отжига и повторного облучения на свойства реакторных материалов. Разработать регламент работ по реализации выявленной возможности управления ресурсом атомных реакторов с применением отжига для восстановления свойств реакторных материалов, охрупченных в результате нейтронного облучения. Реализовать указанный регламент на реакторах АЭС.
Возможные подходы к разработке методики расчета сопротивления хрупкому разрушению корпусов реакторов
Радиационное охрупчивание металла в процессе эксплуатации приводит к опасности хрупкого разрушения корпуса реактора. Определение радиационного ресурса корпуса проводили с позиций сопротивления хрупкому разрушению в соответствии с предложенной нами «Временной методикой» [12]. Сопротивление хрупкому разрушению в выбранном эксплуатационном или аварийном режиме считается обеспеченным, если для расчетного дефекта выполняется условие Кх р[Ккр] (1.1) где К\ - расчетный коэффициент интенсивности напряжений; [Ккр] - номинальный допускаемый коэффициент интенсивности напряжений; р - коэффициент, учитывающий изменение запаса прочности. В качестве расчетного дефекта принимали поверхностную полуэллиптическую трещину с соотношением полуосей а/с = 2/3.
В соответствии с методикой расчет проводился для трещин различной глубины а,- вплоть до а = 0,25S (S - толщина стенки корпуса реактора). Значения коэффициента /? принимались в зависимости от рассматриваемого режима: разогрев-расхолаживание /?= 1; гидроиспытания на прочность и плотность р- 1,3; нарушение нормальных условий эксплуатации р= 1,3; аварийная ситуация р = 2.
Величина допускаемого коэффициента интенсивности напряжений [ Ккр] для данного материала определяется разностью Т- Тк, где Т- температура материала, а Тк - критическая температура хрупкости.
Зависимости допускаемого коэффициента интенсивности напряжений [Ккр] =/(t - U) для корпусных сталей и их сварных соединений приведены в [4].
Для определения радиационного ресурса в рассматриваемом режиме строятся графики зависимости расчетного коэффициента интенсивности напряжений К\ для трещин различной глубины от температуры в вершине трещины (кривые 1 на рисунке 1.1).
На зависимости K\(t) накладывается кривая допускаемых значений Р[Ккр] при критической температуре Тк = О (кривая 2 на рисунке 1.2). Положение этой кривой не зависит от характеристик сопротивления хрупкому разрушению (Гко, Ар) конкретного корпуса. Критическая температура хрупкости вычисляется по формуле 77с = Тко + ATcm+ATN+ATF (1.2) где Тко - критическая температура хрупкости в исходном состоянии; А Тст - сдвиг критической температуры хрупкости от температурного старения; A TN - сдвиг критической температуры хрупкости от усталостных повреждений; A TF - сдвиг критической температуры хрупкости от флюенса нейтронов. СДВИГ КрИТИЧеСКОЙ Температуры ХруПКОСТИ ОТ ТеМПературНОГО СТареНИЯ А Тст и усталостных повреждений A TN принимаются равными нулю. Сдвиг критической температуры хрупкости от флюенса нейтронов F с энергией выше 0,5 Мэв определяется по формуле ATF = AF(FW18)1/3 (1.3) где AF - коэффициент радиационного охрупчивания, зависящий от содержания примесей.
В исходном состоянии (при F = 0) положение допускаемой кривой @[Ккр] задается величиной Тко (кривая 3 на рисунке 1.2). Кривая 3 получается переносом КрИВОЙ 2 ВДОЛЬ ОСИ t ВПраВО {Тко 0) ИЛИ ВЛеВО {Тко 0) На ВеЛИЧИНу Тк = Тко. Если при Тк=Тко условие (1.1) выполняется, т.е. допускаемая кривая не пересекает расчетных и не имеет с ними общих точек, то радиационный ресурс определяется величиной сдвига A TF, необходимого для того, чтобы произошло касание допускаемой кривой расчетной. Такое положение допускаемой кривой (кривая 4 на рисунке 1.2) соответствует моменту исчерпания радиационного ресурса в результате сдвига критической температуры, обусловленного флюенсом нейтронов F, на величину Л TF.
При анализе радиационного ресурса удобно использовать критическую температуру хрупкости Тк на момент исчерпания радиационного ресурса т.к. она определяется только взаимным расположением кривых 1 и 2 на рисунке 1.2 и может служить мерой опасности рассматриваемого режима для корпусов с различными характеристиками сопротивления хрупкому разрушению {Тко и Ар). Если для нескольких тепдогидравлических режимов известны Тк, то ответ на вопрос, обеспечивается ли проектный ресурс, можно получить, сравнивая величины Тк с критической температурой хрупкости корпуса на конец срока эксплуатации
Влияния радиационного воздействия на механические свойства реакторных материалов
Материалы, применяемые в атомных реакторах, испытывают воздействие интенсивных потоков ионизирующего излучения, главным образом быстрых нейтронов, являющихся продуктами деления ядерного топлива. Нейтроны, взаимодействуя с веществом, передают свою энергию атомам посредством упругих соударений, а также служат источником образования быстрых заряженных частиц (электронов, протонов, а-частиц). Конечный итог этих процессов сводится к нарушению упорядоченного расположения атомов в кристаллической решетке металла и образованию инородных атомов, например гелия и водорода. Совокупность вносимых облучением изменений структуры материала называется радиационным повреждением.
Характер и степень структурного повреждения материалов при облучении в реакторе существенно зависят от плотности потока и энергетического спектра нейтронов, температуры облучения химического состава и структурного состояния материала.
Исходным моментом радиационного повреждения материала является смещение атомов из узлов кристаллической решетки и образование точечных дефектов — вакансий и межузельных атомов. Под влиянием температуры начальное состояние повреждения изменяется в результате термически активируемой миграции точечных дефектов, которая сопровождается их взаимной рекомбинацией, образованием или диссоциацией скоплений.
Радиационное повреждение стали 15Х2МФА и металла сварных швов описано в работах [15,18].
Облучение образцов проводилось в исследовательских водоохлаждаемых реакторах РФТ, MP и ВВР-М с температурой теплоносителя 50—80 С. Образцы в специальных кассетах помещались в алюминиевые чехлы (ампулы), которые затем устанавливали в активную зону реактора. Используя тепловыделение в образцах и кассетах в результате поглощения энергии реакторного излучения, Тобл варьировали в пределах 100-400 С изменением тепловой проводимости зазоров между водоохлаждаемои стенкой чехла и кассетой с образцами.
Температуру контролировали термопарами, а также фиксировали по окончании облучения по алмазным мониторам [19].
Интегральный энергетический флюенс быстрых нейтронов F определялся расчетно-экспериментальном методом, исходя из времени экспозиции образцов в реакторе, его энерговыработки за соответствующий период и плотности потока нейтронов, измеренной активационным методом с использованием набора пороговых детекторов. Плотность потока быстрых нейтронов, при которой производилось облучение, составляла от 3-Ю13 до 1014 нейтр./с/см2. Последующее исследование свойств облученных материалов после извлечения образцов из реактора производилось на дистанционном испытательном оборудовании «горячей» металловедческой лаборатории.
Общая оценка влияния радиационного повреждения на прочность и пластичность стали при растяжении в случае облучения при 100-150 С приведена в [15]. Именно в этих условиях сталь претерпевает изменения, которые обычно считаются наиболее типичными для облученных металлов. С тем, чтобы отчетливее выявить эти признаки, сопоставлены характеристики стали 15Х2МФА после нейтронного облучения и после таких способов упрочнения, как закалка и холодный наклеп (таблица 2.3). В сравнении с закаленным состоянием сталь, облученная при температуре около 150 С, имеет ряд заметных отличий.
Прежде всего следует отметить, что облучение флюенсом 10 нейтр./см резко уменьшает различие между временным сопротивлением Rpo,2 и пределом текучести Rm, о чем можно судить по отношению Rpo,2/ Rm- Поперечное сужение Z под влиянием облучения изменяется слабо.
Испытания при повышенных температурах не вносят ничего принципиально нового в картину радиационного повреждения стали. Приведенные на рисунке 2.4 данные свидетельствуют о том, что повышенная прочность облученной стали сохраняется во всем исследованном диапазоне температур (до 350 С). Радиационное упрочнение, вызываемое облучением при 300-350 С, термически стабильно и в условиях сравнительно длительных испытаний. При 350 С упрочнение сохраняется на постоянном уровне, по меньшей мере в течение 200 ч (рисунок 2.5). Облученная сталь, как и в исходном состоянии, независимо от времени разрушается при напряжениях, близких к Rm.
Для стали 15Х2МФА отмечается зависимость радиационного упрочнения от температуры испытания после низкотемпературного облучения ( 100С). По данным работы [20] можно сделать вывод (рисунок 2.6), что прирост ее предела текучести возрастает в 2,5 раза при понижении Тобл от 250 до -196 С. Характер этой зависимости из-за ограниченности экспериментальных данных установить не удается, но очевидно, что в данном случае радиационное повреждение стали привело к увеличению температурной зависимой компоненты предела текучести.
Пластичность облученной стали 15Х2МФА практически не меняется при повышении Тобл до 350 С. Различия в свойствах облученного и необлученного материалов с повышением температуры сглаживается (рисунок 2.4). Наиболее заметно характеристики пластичности изменяются под влиянием облучения в области отрицательных температур.
После достижения определенного порога, являющегося критической температурой хрупкости при данном виде испытаний, удлинение и сужение падают до нуля. В результате радиационного повреждения порог хрупкости материалов смещается в сторону высоких температур, и это явление, называемое радиационным охрупчиванием, представляет собой наиболее неблагоприятное в практическом отношении последствие нейтронного облучения корпусных сталей.
При нулевых значениях удлинения и сужения, важной характеристикой стали, определяемой в интервале хрупкости, является хрупкая прочность или, точнее, сопротивление хрупкому отрыву. Опыты, выполненные на стали 15Х2МФА, облученной при 100 С, показали, что при данных условиях хрупкая прочность этого материала, по крайней мере не понижается (рисунок 2.7). Нужно заметить, однако, что отсутствие изменений или даже небольшое повышение хрупкой прочности в упомянутых опытах не является не зависящим от типа материала и режима облучения следствием радиационного повреждения
Разработка методологии определения степени восстановления характеристик материалов в процессе отжига
Рассмотренные до сих пор экспериментальные данные о влиянии облучения на повторно-статическую прочность стали относятся, главным образом, к стадии зарождения трещины. Отрицательный эффект облучения в этом случае проявляется, как указывалось, только при размахе деформаций, маловероятном в реальных условиях. Наличие дефектов, допускаемых правилами контроля, не исключено, поэтому важно иметь представление о влиянии облучения на рост усталостной трещины. Определенную информацию об этом могут дать испытания образцов с острым надрезом.
Наличие надреза сокращает период до появления трещины. Изменение общей долговечности зависит, в основном, от скорости роста трещины и условий разрушения в зоне долома.
Малоцикловая усталость облученной стали 15Х2МФА была исследована на цилиндрических образцах диаметром 4 мм с кольцевым надрезом. Испытания проводились при 20 С на отнулевое повторно-статическое растяжение с контролируемым верхним пределом нагрузки при частоте четыре цикла в минуту.
Облучение при 300 - 350 С не оказывает заметного влияния на малоцикловую усталость стали 15Х2МФА (рисунок 2.12). В противоположность этому, облучение при 150 С способствует повышению кривой малоцикловой усталости на участке квазистатических разрушений при одновременном сокращении протяженности этого участка и снижении долговечности в области усталостного разрушения, что объясняется более интенсивным разупрочнением в этой области вследствие больших деформаций.
Наиболее вероятной причиной ускоренного роста усталостной трещины в облученной стали является сдерживание радиационными дефектами релаксационных процессов в вершине трещины. Результатом должно являться сокращение в размерах зоны пластической деформации, сопровождающей рост трещины. Роль этого фактора наиболее действенна при низкотемпературном облучении. После облучения при 300-350 С эффект практически не ощущается из-за сравнительно небольшого радиационного повреждения стали. - исходное состояние; -Тобл = 300-350 С; - Тобл= 100-150 С
Возможны несколько подходов к управлению ресурсом реакторов, основанные на повышении стойкости корпусной стали против хрупкого разрушения.
Первый связан с уменьшением деградации свойств материалов вследствие воздействия нейтронного облучения путем снижения градиентов температур в стенке при наиболее опасных режимах работы и установки экранов, защищающих стенку корпуса от потока нейтронов и применения активной зоны с малой утечкой нейтронов. Существует также принципиальная возможность использования тепловой опрессовки для увеличения сопротивления хрупкому разрушению [28]. Однако наиболее эффективным способом продления ресурса корпусов реакторов является их отжиг [29].
Исследования показали, что изменения механических свойств металлов, вызванные нейтронным облучением, обратимы и могут быть устранены нагревом до температуры (0,4-0,5) Т ,. Эта особенность радиационного повреждения открывает принципиальную возможность продлевания срока службы корпусов реакторов путем их термической обработки. Поэтому представляется важным установить режим отжига (температуру и продолжительность нагрева), восстанавливающего исходные свойства стали в зависимости от температуры облучения и флюенса нейтронов.
В работах [30 - 33] показано, что температурные интервалы отжига радиационного упрочнения железа, углеродистых и низколегированных сталей в основном совпадают. Это указывает на сравнительно малую зависимость процесса отжига упрочняющих радиационных дефектов от химического состава стали. При изотермическом отжиге облученных металлов, в частности железа и малоуглеродистой стали, обычно наблюдается линейная зависимость возврата механических свойств от времени выдержки.
Возврат механических свойств в зависимости от температуры отжига иллюстрируется в [15] типичной изохронной кривой (рисунок 3.1), для стали типа 15Х2МФА, облученной при температуре 100-130 С флюенсом 1020 нейтр./см2.
Показателем степени восстановления служила величина где символами Rucx, Ro6n и Rom обозначены измеряемые характеристики (предел текучести, предел прочности, равномерное удлинение и температура хрупкости) соответственно в исходном состоянии, непосредственно после облучения и после отжига. Отсутствие возврата означает, что RovK=Ro6n и TJ = 0; полному восстановлению отвечает условие Rom = Rucx и rj = 100 %. При выбранном времени выдержки (2,5 ч) возврат начинается при температуре отжига выше 250 С, а при 450 С свойства стали восстанавливаются практически до исходного уровня.
Радиационное охрупчивание и восстановление свойств металла реактора блок 1 Нововоронежской АЭС
Для решения проблемы по обоснованию режимов отжига корпуса реактора исследования велись по следующим направлениям: - установление общих закономерностей радиационного охрупчивания материалов в зависимости от их металлургического состояния и условий воздействия среды (облучения и теплоносителя применительно к неплакированным корпусам реакторов); - изучение влияния температуры и времени отжига на восстановление механических свойств материалов, подвергнутых воздействию быстрых нейтронов, с целью выбора режима отжига корпуса реактора; - выявление роли металлургических факторов (содержание в металле примесных элементов) в восстановлении свойств облученных материалов; - изучение процессов охрупчивания и восстановления свойств материалов при повторном облучении и отжиге.
В результате исследований радиационной стойкости стали марки 15Х2МФА и металла сварных швов, выполненных проволокой Св-10ХМФТ, установлено, что повышение температуры хрупкости Тк под влиянием нейтронного облучения описываются соотношением: ATKF = AF x(Fxl ff18)m , С (4.1) где Ар - коэффициент радиационного охрупчивания, С, зависящий от температуры облучения и содержания примесных элементов в материалах корпуса реактора; F - флюенс быстрых нейтронов (Е 0,5 МэВ).
Статистический анализ экспериментальных данных, полученных при испытаниях материалов корпуса реактора (сталь марки 15Х2МФА и металла сварных швов) после облучения в реакторах ВВЭР-440 (Армянская АЭС блок 2; Ровенская АЭС блоки 1 и 2; Кольская АЭС блоки 3 и 4) с температурой на входе в реактор 270 С показывает, что коэффициент радиационного охрупчивания металла сварных швов с достаточной степенью консервативности описывается соотношением: AF = 800х(Р% + 0,07 Си%) (4.2)
Определяющим фактором восстановления свойств облученной стали, является температура отжига. Об этом свидетельствуют экспериментальные данные, полученные на образцах из стали марки 15Х2МФА и металла сварных швов, с содержанием фосфора в пределах от 0,012 до 0,055 % и меди - от 0,08 до 0,22 %. Материалы облучались в исследовательском реакторе при температурах от 220 до 300 С и в реакторах ВВЭР-440 при 270 С. Значения флюенса были в пределах от 3x10 до 4,9x10 см" . Количественную оценку относительной степени восстановления критической температуры хрупкости (TJ, %) удобнее всего производить в зависимости от параметра Тотж - Тобл, где Тотж - температура отжига облученных образцов, С; Тобл - температура облучения образцов, С.
Результаты представлены на рисунке 4.1. Полоса разброса экспериментальных данных обусловлена как широким диапазоном температур облучения, так и значительным интервалом варьирования в металле примесных элементов и характеризует общую тенденцию повышения степени восстановления критической температуры хрупкости облученной стали при увеличении разности температур облучения и отжига.
Из представленных на рисунке 4.1 данных следует, что зависимость rj = /(Тотж - Тобл) примерно одинакова для всех исследованных материалов и не зависит от легирующего комплекса и содержания примесных элементов. Ее универсальный характер подтверждается сопоставлением с результатами литературных данных по отжигу американской корпусной стали марки A3 02В и металла ее сварных швов.
Для выбора режима отжига корпуса реактора определенного типа необходимо рассматривать выделенные из общего массива экспериментальных данных точки, соответствующие облучению при температуре эксплуатации корпуса данного типа.
Данные по восстановлению свойств и рекомендации по отжигу корпуса реактора основаны на результатах, полученных на комплектах образцов-свидетелей, облученных в реакторе блока 2 Армянской АЭС. Образцы-свидетели из металла шва с содержанием фосфора 0,023 % и меди 0,12 % облучались флюенсом быстрых нейтронов F= 1x10 см" при температуре 270 С (указанная величина флюенса на ВВЭР-440 при штатной зоне с топливными кассетами достигается в течение одной кампании). При этом величина ЛТк достигла 85 С. Отжиг облученных образцов проводился при температурах 340, 380, 420 и 460 С в течение 150 часов. Результаты испытаний представлены на рисунке 4.2.
Для обоснованного назначения продолжительности отжига, важным является изучение временной зависимости восстановления свойств облученной стали. При этом параметры г и (Тотж- Тобл) взаимосвязаны. Время простоя АЭС, обусловленное проведением отжига корпуса реактора, должно быть минимальным и, вместе с тем, достаточным для протекания в металле процесса отжига с обоснованной скоростью нагрева и охлаждения корпуса реактора с целью уменьшения температурных напряжений.
На рисунке 4.3 представлены результаты исследования влияния времени отжига на степень восстановления критической температуры хрупкости металла сварного шва, облученного при 270 С.
Видно, что при разности температур Тотж- Тобл « 150С с увеличением длительности отжига от 1 до 100 часов степень восстановления TJ обнаруживает логарифмическую зависимость от времени, причем отжиг длительностью 100 часов обеспечивает восстановление свойств примерно на 75 %. Дальнейшее увеличение продолжительности отжига до 150 часов практически не оказывает влияния.
Влияния флюенса быстрых нейтронов на восстановление критической температуры хрупкости
Для изучения влияния флюенса нейтронов на восстановление критической температуры хрупкости исследовался металл сварного шва (проволока Св-10ХМФТ) с содержанием фосфора и меди 0,028 и 0,18 % соответственно после облучения при F= lxlO19; lxlO20; 1,9x10 и 4,9х102 см 2, т.е. значения флюенса различались почти в 50 раз. Результаты испытаний представлены на рисунке 4.4. Максимальный сдвиг АТкр составил 205 С. После отжига при 420 С в течение 150 часов для всех четырех партий облученных образцов получено одинаковое значение критической температуры хрупкости, на 40+5 С выше Тк0. Эта невосстановленная величина сдвига критической температуры хрупкости металла после отжига обозначена как AlFocm.
Аналогичные результаты были получены для основного металла стали 15Х2МФА после облучения флюенсами нейтронов 1x10 ; 1,9x10 и 4,9x10 см . Таким образом, для основного металла и металла сварного шва отжиг при 420 С в течение 150 часов приводит к величине остаточного охрупчивания, не зависящей от флюенса быстрых нейтронов. При этом степень восстановления TKF С увеличением флюенса быстрых нейтронов растет, т.е. большей величине флюенса соответствует более высокая степень восстановления свойств (ф после отжига при одной и той же температуре отжига.
Для практического использования отжига с целью продления ресурса корпусов реакторов чрезвычайно важно установить закономерности радиационного охрупчивания в условиях повторного облучения, чтобы надежно прогнозировать их работоспособность при дальнейшей эксплуатации.
