Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Объект исследований 19
1.1. Описание конструкции 19
1.2. Исходные данные 20
1.2.1. Конструкционные материалы 20
1.2.2. Рабочие условия 25
1.2.3. Допускаемые напряжения 27
1.3. Условия работы опорных конструкций ВВЭР-440 перюго поколения 29
Выводы к главе 1 33
Глава 2. Условия обеспечения хрупкой прочности опорных конструкций ввэр-440 первого поколения 34
2.1. Обеспечение хрупкой прочности опорной конструкции реактора 34
2.1.1. Основные положения 34
2.1.2. Формулировка условия обеспечения хрупкой прочности элементов с полуэллиптической поверхностной трещиной 36
2.1.3. Формулировка условия обеспечения хрупкой прочности для сквозной трещины 40
2.2. Анализ возможных дефектов в металле кольцевого бака и опорной конструкции реактора 42
2.2.1. Назначение формы и размеров расчетного дефекта при анализе условий прочности обечаек и днища кольцевого бака реактора 43
2.2.2. Назначение формы и размеров дефектов при анализе условий прочности узлов приварки внутренних и внешних ребер к обечайкам кольцевого бака реактора 44
Выводы к главе 2 47
Глава 3. Ключевые элементы опорной конструкции реактора и анализ их нагруженности 48
3.1. Ключевые элементы опорной конструкции реактора 48
3.2. Расчетное исследование остаточных сварочных напряжений в ключевых элементах опорной конструкции реактора 51
3.2.1. Процедура расчета 53
3.2.2. Расчет ОСН в продольных стыковых сварных швах обечаек кольцевого бака реактора 53
3.2.3. Расчет ОСН в узле приварки ребра к внутренней и наружной обечайкам кольцевого бака реактора 59
3.2.4. Расчет ОСН в узле приварки днища к обечайкам кольцевого бака реактора 62
3.2.5. Расчет ОСН в узле приварки Г-образной опоры к внутренней обечайке кольцевого бака реактора 66
3.2.6. Расчет ОСН в узле приварки опорной плиты к наружной обечайке кольцевого бака реактора 69
3.3. Расчет КИН от первичных напряжений 73
3.4. Расчет КИН от остаточных сварочных напряжений 74
3.4.1. Узел, образованный продольным стыковым швом 75
3.4.2. Узел приварки ребра к внутренней и наружной обечайкам кольцевого бака реактора 76
3.4.3. Узел приварки днища к обечайкам кольцевого бака реактора 77
3.4.4. Узел приварки Г-образной опоры к внутренней обечайке кольцевого бака реактора 78
3.4.5. Узел приварки опорной плиты к наружной обечайке кольцевого бака реактора 79
Выводы к главе 3 80
Глава 4. Охрупчивание углеродистых сталей под действием облучения и термического старения 81
4.1. Определение Тко для стали марки СтЗсп5 и металла сварного шва, выполненного электродами УОНИИ-13/45 81
4.2. Влияние низкотемпературного облучения 84
4.3. Влияние спектра и скорости создания смещений 95
4.4. Влияние термического старения 108
4.5. Получение расчетной температурной зависимости вязкости разрушения Кіс(Т-Тк) 111
4.6. Экспериментальное определение плотности нейтронного потока ... 119
Выводы к главе 4 127
Глава 5. Расчетное обоснование продления срока службы опорных конструкций реакторов по критерию сопротивления хрупкому разрушению .128
5.1. Методики расчета 128
5.1.1. Методика расчета напряженно-деформированного состояния 128
5.1.2. Методика расчета на сопротивление хрупкому разрушению 129
5.2. Результаты расчета напряженно-деформированного состояния опорной конструкции реактора 130
5.3. Результаты расчета на СХР опорной конструкции реактора 133
5.3.1. Критическая температура хрупкости 133
5.3.2. Результаты расчета на сопротивление хрупкому разрушению во внутренней обечайке в районе сварного соединения с ребром жесткости 135
5.3.3. Результаты расчета на сопротивление хрупкому разрушению во внутренней обечайке кольцевого бака реактора в районе вертикального сварного соединения 136
5.3.4. Результаты расчета на сопротивление хрупкому разрушению в сварном соединении нижнего днища с внутренней обечайкой кольцевого бака реактора 137
5.3.5. Результаты расчета на сопротивление хрупкому разрушению в сварном соединении опорного ребра с внутренней обечайкой кольцевого бака реактора 138
5.3.6. Результаты расчета на сопротивление хрупкому разрушению во внутреннем ребре жесткости в районе сварного соединения с внутренней обечайкой кольцевого бака реактора 140
Выводы к главе 5 143
Общие выводы 144
Список литературы 146
- Условия работы опорных конструкций ВВЭР-440 перюго поколения
- Формулировка условия обеспечения хрупкой прочности элементов с полуэллиптической поверхностной трещиной
- Расчетное исследование остаточных сварочных напряжений в ключевых элементах опорной конструкции реактора
- Экспериментальное определение плотности нейтронного потока
Введение к работе
Актуальность темы диссертации
Продление срока эксплуатации действующих АЭС является одной из важнейших тенденций современного этапа развития атомной энергетики и наиболее эффективным направлением вложения финансовых средств для сохранения генерирующих мощностей. Осуществлению этого направления в развитии атомной энергетики России способствовало то, что установленный в проекте 30-летний срок эксплуатации действующих АЭС был определен в 50-60 годах и отражает определенный консерватизм принятой расчетной базы его обоснования, когда отсутствовали опыт проектирования и эксплуатации АЭС, а также фактические эксплуатационные данные по износу оборудования атомных станций. Сегодняшний опыт эксплуатации АЭС позволяет обосновать пересмотр ранее установленных сроков службы энергоблоков, а кроме того пересмотр и сроков снятия оборудования с эксплуатации.
К одной из важнейших проблем современной атомной энергетики можно отнести проблему оценки состояния несущих конструкций элементов оборудования, их остаточного ресурса с учетом деградации свойств металла. Опорные конструкции реактора относятся к незаменяемым элементам, ресурс которых также определяет срок службы АЭС. Оценка исходного и остаточного ресурса, обоснование продления срока службы металла оборудования, обоснование сроков контроля, ремонта и снятия с эксплуатации при возможности обеспечения и поддержания требуемого уровня безопасности -все это важнейшие производные решения данной проблемы.
При обосновании ресурса оборудования возникает ряд вопросов, наиболее острым из которых является разработка достаточно достоверных методов оценки ресурса материалов и оборудования.
В составе документов, необходимых для продления срока эксплуатации энергоблока № 4 НВ АЭС, были представлены материалы, обосновывающие
возможность эксплуатации кольцевого бака с опорой реактора с позиции статической и циклической прочности. В процессе экспертизы материалов надзорными органами России был поставлен вопрос по обоснованию прочности опорной конструкции реактора, изготовленной из низкоуглеродистых сталей, в условиях низкопоточного низкотемпературного облучения, который вошел в условия действия лицензии.
Углеродистые стали обыкновенного качества (СтЗ, А106) и близкие к ним по химсоставу и свойствам углеродистые стали специального назначения (Ст 22К; А 212В) начали применяться примерно 40 лет назад в энергетических реакторах. При сооружении первых АЭС эти стали использовались как материал опорных конструкций реакторов типа ВВЭР и металлоконструкций других реакторов, работающих при сравнительно невысоких радиационных нагрузках, а также температурах менее 100С.
Указанные выше марки сталей в отношении их охрупчивания под влиянием облучения были изучены недостаточно подробно. До сих пор не имеется исчерпывающих данных об условиях облучения и параметрах охрупчивания стали марки СтЗ, которая эксплуатируется в составе опорных конструкций ВВЭР-440 в условиях низких плотностей потока нейтронов (ф) и
О 1П *? 1 ft
флюенса (F) нейтронов (<р«10 -10 нейтр/см с, Е>0,5 МэВ, F«10 1019нейтр/см2).
Вместе с тем, практические шаги по продлению срока службы реакторов АЭС требуют обоснования возможности эксплуатации опорной конструкции реактора в этих условиях, учитывая, что флюенс нейтронов может достичь величины, превышающей нормативную (-10 нейтр/см) за 30 лет эксплуатации.
Последнее обстоятельство диктует необходимость оценки хрупкой прочности опорных конструкций реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого поколения с учетом продления срока службы и увеличения флюенса нейтронов при увеличении срока эксплуатации опорной конструкции реактора до 45 лет.
В оценке хрупкой прочности опорной конструкции реактора важную роль играет критическая температура хрупкости Тк. Она увеличивается при росте флюенса нейтронов на величину сдвига ATF.
Исследования последних десятилетий свидетельствуют, что сдвиг ATF зависит также от величины плотности потока (флакса) нейтронов. При одном и том же флюенсе нейтронов различие в сдвигах АТр (или в коэффициентах охрупчивания Ар) может существенно увеличиваться с уменьшением флакса нейтронов, воздействующих на опорные конструкции реактора. Этот эффект, называемый низкопоточным охрупчиванием, необходимо достаточно точно оценить, чтобы с установленными условиями облучения опорной конструкции реактора достоверно определить величину Тк как для проектного срока ее эксплуатации, так и в прогнозе Тк при продлении эксплуатации на 15 лет.
Исходная информация о плотности потока и флюенсе нейтронов до настоящего времени базировалась в основном на данных расчетов, корректность которых, с точки зрения консервативности применяемых подходов, потребовала экспериментального подтверждения по следующим причинам:
во-первых, опорные конструкции ВВЭР-440 первого поколения располагается на периферии активной зоны реакторной установки, где имеются значительные градиенты плотности потока и спектра быстрых нейтронов;
во-вторых, расчетная модель и программы, используемые в расчетах, в такой геометрии не проходили верификации. Оценить результаты расчета плотности потока нейтронов затруднительно также и по причине неполной адекватности расчетной модели (состав, геометрия) реальной опорной конструкции реактора.
Экспериментальное определение плотности потока быстрых нейтронов на опорной конструкции реактора осложнено из-за ее труднодоступное. Существующая техника активационного метода, применяемая на АЭС за
корпусом реактора, требует длительных экспозиций, связана с трудностью размещения и доставки детекторов и т.д.
В [1] на основе опубликованных отечественных и зарубежных экспериментальных данных был произведен анализ дозовой зависимости радиационного охрупчивания углеродистых сталей и металла их сварных швов в условиях низкотемпературного облучения. Отмечено, что в этих условиях на образцах-свидетелях металла опорной конструкции реактора HFIR при крайне низкой плотности нейтронного потока (~10 нейтр/см с, Е>1МэВ) было обнаружено более значительное увеличение сдвига температуры хрупкости АТр и прироста предела текучести по сравнению с результатами, полученными на тех же материалах при облучении в исследовательских реакторах с большими мощностями нейтронного потока.
По мнению исследователей, обнаруживших этот эффект, его причиной является вклад тепловой части нейтронного спектра в образование точечных дефектов и формирование системы дислокационных барьеров в структуре облучаемой стали.
В итоге анализа, выполненного в ЦНИИ КМ "Прометей" и РНЦ "Курчатовский институт" [1], для прогноза радиационного охрупчивания углеродистых сталей в оценках работоспособности опорных конструкций, предложены сходные экспоненциальные дозовые зависимости ATF, из которых одна является верхней огибающей имеющейся совокупности экспериментальных данных, включая данные по образцам-свидетелям защитного бака реактора HFIR. Другая зависимость, в целях обеспечения консервативности расчетов на прочность, предусматривает учет фактора плотности потока быстрых нейтронов (Е>0,5МэВ), посредством чего прогнозируется усиление охрупчивания вследствие уменьшения скорости создания атомных смещений при рекомбинации структурных дефектов.
Известным недостатком использованной базы данных, в ряде случаев, являлось определение сдвига ATF путем испытания малоразмерных
цилиндрических образцов (в наиболее ранних работах), чем, возможно, обусловлен повышенный разброс результатов. Крайне ограниченным был также и объем экспериментов по измерению вязкости разрушения облученных материалов. Результаты исследований радиационной стойкости стали марки СтЗсп5, а также исследование механических характеристик ее сварных соединений предназначались для экспериментальной проверки предложенных в [1] соотношений. Эти результаты также послужили основой для верификации используемых в [2] соотношений для расчетов на сопротивление хрупкому разрушению опорных конструкций согласно [2].
Указанный комплекс задач применительно к особенностям изготовления и эксплуатации опорной конструкции не был решен.
Цель работы: Разработка методологии обоснования продления срока службы (ПСС) опорных конструкций реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого поколения по критерию сопротивления хрупкому разрушению и обоснование ПСС опорных конструкций до 45 лет.
Решаемые вопросы для достижения поставленной цели:
-определить перечень элементов, повреждение каждого из которых приводит к нарушению нормального функционирования опорной конструкции в целом; такие элементы названы критическими элементами;
-сформулировать условие обеспечения прочности критических элементов по критерию хрупкого разрушения;
-выполнить анализ возможной дефектности опорной конструкции и сформулировать требования к размерам расчетных дефектов;
-определить остаточные сварочные напряжения в критических элементах опорной конструкции;
-определить коэффициенты интенсивности напряжений (КИН) для различных критических элементов и различных геометрий расчетных дефектов с учетом остаточных сварочных напряжений;
-установить критическую температуру хрупкости для металла опорной конструкции реактора в исходном состоянии;
-получить дозовые зависимости, описывающие сдвиг критической температуры хрупкости от флюенса F и флакса ср нейтронов;
-выполнить экспериментальное определение плотности нейтронного потока на опорную конструкцию реактора;
-обосновать расчетами на СХР продление срока службы опорных конструкций реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого поколения.
Научная новизна
1. Сформулирован и решен комплекс взаимосвязанных задач,
позволяющий проводить оценку целостности сварных нетермообрабатываемых
конструкций, подвергаемых нейтронному облучению, включающий:
-структурный анализ нетермообрабатываемых металлоконструкций и выявление критических элементов;
-определение доминирующих технологических и эксплуатационных факторов;
-анализ и выбор определяющих эксплуатационных режимов;
-расчет остаточных сварочных напряжений в опорной конструкции;
-получение дозовых зависимостей нейтронного охрупчивания углеродистых сталей в условиях низкопоточного облучения при низких температурах;
-анализ обеспечения прочности критических элементов по критерию хрупкого разрушения.
2. Выполнено обоснование СХР опорных конструкций реакторов АЭС с
ВВЭР-440 первого поколения, которое, совместно с другими документами,
легло в основу принятия положительного решения по продлению сроков
службы АЭС с ВВЭР-440 первого поколения.
Практическая ценность 1. Результаты выполненных работ позволили обосновать безопасную эксплуатацию опорных конструкций реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого
поколения за пределами проектного срока службы, что в свою очередь позволило продлить срок службы 3,4 блоков НВ АЭС и 1,2 блоков Кольской АЭС.
2. Разработанная методология может быть рекомендована для обоснования целостности сварных нетермообрабатываемых конструкций других типов реакторов, подвергаемых нейтронному облучению.
Достоверность и обоснованность научных положений, выводов и рекомендаций
Подтверждаются результатами экспериментальных исследований, согласованностью оригинальных данных с литературными, использованием современных методов расчета напряженного состояния, концепций механики разрушения и методами статистической обработки данных.
Личный вклад автора в получение научных результатов
1. Сформулирован и решен комплекс взаимосвязанных задач,
позволяющий проводить оценку целостности сварных
нетермообрабатываемых конструкций, подвергаемых нейтронному облучению.
2. Выполнено расчетное обоснование СХР опорных конструкций 3,4
блоков НВ АЭС и 1,2 блоков Кольской АЭС.
Апробация работы
Основные материалы диссертационной работы докладывались на российских и международных конференциях, семинарах и совещаниях, в т.ч. в Варне (Болгария) 2001г., 2002г., на семинаре в МАГАТЭ в 2003г., на 9 международной конференции «Проблемы материаловедения при проектировании, изготовлении и эксплуатации оборудования АЭС» (г.Пушкин) в 2006 г.
Публикации
Материалы, отражающие содержание диссертационной работы, представлены 5 публикациями.
Структура и объем диссертации
Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов по работе, литературы. Материалы диссертации изложены на 150 страницах и содержат 55 рисунков и 22 таблицы, в списке литературы 69 наименований.
Во введении
Обосновывается актуальность темы диссертации, определяются цели и задачи работы, приводится общая характеристика работы. Как показал анализ отечественных и зарубежных источников данная научно-техническая задача решается впервые. Именно при ее решении сформулирован перечень задач, разработана методология и получены результаты, важные и для других установок.
В первой главе
Приведено описание объекта исследований опорной конструкции реактора, ее геометрические характеристики, используемые для ее изготовления конструкционные материалы, их физико-механические характеристики и допускаемые напряжения в элементах конструкции в эксплуатационных режимах, условия работы опорной конструкции.
Анализ условий работы опорных конструкций реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого поколения показал, что на результаты СХР влияют нагрузки от эксплуатационных режимов, ОСН, форма и размеры постулируемых расчетных дефектов в элементах конструкции, а также их пространственная ориентация, КИН, критическая температура хрупкости и температура эксплуатации, плотность нейтронного потока и флюенс нейтронов, падающие на опорные конструкции реактора. Перечисленные исходные данные являются необходимым условием выполнения работ по продлению срока службы опорной конструкции реактора.
Во второй главе
Сформулированы условия обеспечения хрупкой прочности опорных конструкций реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого поколения. Непревышение расчетным значением КИН допускаемого является условием обеспечения хрупкой прочности опорной конструкции реактора.
Анализ конструкции кольцевого бака показал, что в процессе изготовления в сварных швах могут быть дефекты, обусловленные процессом сварки. С точки зрения сопротивления конструкции хрупкому разрушению наиболее опасными дефектами являются поверхностные трещиноподобные дефекты. Размеры этих дефектов и их ориентация зависят от технологии сварки, химического состава основных и сварочных материалов. Основываясь на требованиях технологии изготовления, анализе условий работы конструкции, в качестве расчетного дефекта принимается поверхностная полуэллиптическая трещина глубиной a=0,25S, но не менее 6 мм, протяженностью 2c=l,5S, но не менее 36 мм, или сквозная трещина длиной 21=1,5S, но не менее 36 мм [2]. Ориентация и локализация сквозной и поверхностной трещин идентичны: нормаль к плоскости трещины ориентирована перпендикулярно направлению сварки, трещина локализована в зоне перехода сварного шва к основному металлу.
В третьей главе
Анализ работы опорной конструкции реактора показал, что ее работоспособность зависит от работоспособности отдельных ее узлов, называемых ключевыми, повреждение которых может привести к нарушению нормального функционирования конструкции в целом. К ключевым элементам можно отнести следующие сварные узлы: узел приварки ребра к внутренней или наружной обечайкам кольцевого бака реактора, узел, образованный продольным сварным швом, обеспечивающим соединение частей внутренней и наружной обечаек кольцевого бака реактора, узел приварки днища к обечайкам кольцевого бака реактора, узел приварки Г-образной опоры к внутренней обечайке кольцевого бака, узел приварки опорного ребра к наружной обечайке кольцевого бака. Для перечисленных узлов с помощью решения метода конечных элементов (МКЭ) серии неизотермических упругопластических задач получены поля ОСН, которые являются исходной информацией для расчета КИН, обусловленных сварочными напряжениями. Расчет ОСН проводился по
расчетным схемам, обеспечивающим консервативную оценку уровня растягивающих остаточных сварочных напряжений. Проведены расчеты коэффициента интенсивности напряжений от первичных напряжений и от остаточных сварочных напряжений для всех ключевых элементов.
В четвертой главе
На основании литературных данных установлено значение Тко для стали СтЗсп5 и её сварных соединений, выполнен анализ основных закономерностей охрупчивания углеродистых сталей под влиянием облучения и температуры. Предложена процедура учета влияния спектра нейтронов и плотности потока нейтронов на дозовую зависимость радиационного охрупчивания углеродистых сталей. Доказано, что при температурах эксплуатации опорной конструкции (Т=40-60С) термического старения металла не происходит и сдвиг критической температуры за счет термического старения АТТ может быть принят равным нулю. Выполнен анализ имеющихся данных по статической вязкости разрушения стали СтЗсп5 и на основании концепции «Базовая кривая» построена расчетная зависимость Кіс(Т-Тк) для этой стали. Для подтверждения консервативности данных о плотности потока и флюенсе нейтронов, действующих на опорную конструкцию реактора, выполнено экспериментальное определение плотности потока быстрых нейтронов на элементы опорной конструкции реактора. Анализ полученных экспериментальных данных подтвердил консервативность расчетных оценок значений флюенса и корректность выполненных расчетов флюенса на элементы опорной конструкции реактора.
В пятой главе
Приведен анализ расчетного обоснования опорной конструкции реактора по критерию СХР с использованием результатов работ, приведенных в главах 1-4. Показано, что прочность опорных конструкций реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого поколения обеспечивается на протяжении 45 лет, а это позволяет продлить ее срок службы сверх проектного на 15 лет.
Условия работы опорных конструкций ВВЭР-440 перюго поколения
Опорные конструкции реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого поколения располагаются по периферии активной зоны в местах с низкой плотностью нейтронного потока, температура облучения материалов при этом не превышает 60С. В соответствии с существующими нормативными документами России такие конструкции должны быть обоснованы на СХР. Необходимость выполнения расчетного обоснования было сформировано надзорными органами России для 4 блока Нововоронежской АЭС как одно из условий продления срока службы блока. Анализ на СХР опорной конструкции реактора проводится для всех режимов эксплуатации. Для каждого из режимов эксплуатации для различных времен определяется распределение напряжений в стенке конструкции, при этом учитываются остаточные и эксплуатационные напряжения. Исходными данными при выполнении расчета СХР являются постулируемые расчетные дефекты, вязкость разрушения материала конструкции, ОСН и их распределению по сечению конструкции, критическая температура хрупкости материала конструкции, сдвиг критической температуры хрупкости вследствие нейтронного облучения, термического старения и циклических нагрузок. Поскольку необходимость обоснования на СХР опорной конструкции ВВЭР-440 для 4 блока НВАЭС была сформулирована впервые, программа выполнения работ была организована по схеме выполнения аналогичных работ по корпусам ВВЭР-440 и ВВЭР-1000. Опорные конструкции реакторов АЭС с ВВЭР-440 первого поколения в процессе изготовления подвергались неразрушающим видам контроля, объем контроля определялся конструкторской документацией, исходя из принятой технологии изготовления, доступности мест контроля.
Как показывает практика изготовления ответственных конструкций, наиболее вероятным местом образования дефектов являются сварные швы и околошовная зона. Для сварных швов характерны два типа дефектов: объемные (поры, шлаковые включения), плоские (несплавления и непровары). Указанные дефекты в соответствии с природой их происхождения не могут превосходить высоту валика могослойного сварного шва. Кроме того, необходимо иметь в виду, что, как показывают расчеты прочности, уровень циклической нагруженное опорной конструкции реактора мал и возникновение эксплуатационных дефектов и существенное развитие технологических дефектов в опорной конструкции практически исключено. Это обстоятельство позволяет рассматривать данный вопрос исходя из оценок размеров технологических дефектов, существование которых в элементах опорной конструкции реактора нельзя исключить в связи с ограниченными возможностями неразрушающего контроля, используемого при изготовлении. При этом необходимо иметь ввиду, что опорные конструкции содержат элементы, называемые критическими, повреждение которых приводит к нарушению нормального функционирования конструкции. С позиции оценки интенсивности напряжений в вершине расчетной трещины эксплуатация конструктивных элементов безопасна (СХР считается обеспеченным), если:
Значение КИН зависит от уровня первичных (эксплуатационных) и ОСН, возникающих в процессе сварки элементов конструкции, места локализации постулированной трещины в ключевых элементах конструкции. Статическая вязкость разрушения К\С зависит от флюенса нейтронов, температуры эксплуатации и критической температуры хрупкости расчетного элемента конструкции. В дальнейшем детальному анализу подвергали элементы конструкции в которых можно ожидать наибольшие значения КИН К і или наименьшие значения допускаемой статической вязкости разрушения [Кіс]. Получение расчетной температурной зависимости статической вязкости разрушения от приведенной температуры и определение на ее основе допускаемых значений КИН для различных режимов эксплуатации и различной геометрии постулируемых трещин позволит выявить зависимости изменения КИН по периметру трещин, что должно быть учтено при выполнении расчетов СХР реальной опорной конструкции ВВЭР-440 первого поколения. В процессе эксплуатации критическая температура хрупкости материала изменяется под воздействием эксплуатационных факторов от исходной Тко до температуры Тк- Эксплуатационными факторами, влияющими на охрупчивание материалов, являются нейтронное облучение, термическое старение, циклические нагрузки. Исследования охрупчивания конструкционных материалов под воздействием нейтронного потока показали, что сдвиг критической температуры при одном и том же флюенсе нейтронов может существенно увеличиться с уменьшением плотности нейтронов. Этот эффект увеличивается, если облучение происходит при низких температурах ( 100С). Исходная информация о плотности потока нейтронов и флюенсе нейтронов на опорные конструкции ВВЭР-440 первого поколения базировалась на данных расчетов, корректность которых требует экспериментального подтверждения по следующим причинам: 1) опорная конструкция реактора располагается на периферии реактора в местах, где имеются значительные градиенты плотности потока нейтронов; 2) расчетные программы, использованные для расчета флюенса нейтронов на опорные конструкции реактора, не проходили верификации; 3) неадекватность расчетной модели опорной конструкции реактора реальной конструкции. Одной из составляющей охрупчивания конструкционных материалов является эффект термического старения. Влияние температуры на сдвиг Тк конструкционных материалов достаточно хорошо изучено для корпусных материалов ВВЭР-440 и ВВЭР-1000 и требует уточнения для основных и сварочных материалов, из которых изготовлены опорные конструкции ВВЭР-440 первого поколения.
В настоящее время накоплен обширный экспериментальный массив данных по сопротивлению разрушения на стадии подрастания усталостных трещин в углеродистых и низколегированных сталях, применяемых при изготовлении оборудования АЭС [9-16]. Анализ экспериментальных результатов выявил, что факторами, оказывающими наибольшее значимое влияние на сопротивление развитию трещины, является коэффициент ассиметрии цикла и контакт металла с коррозионной средой. Результаты исследований влияния водной среды на сопротивление разрушению стали 3 свидетельствуют об отсутствии склонности к коррозионному растрескиванию металла при статическом нагружении [17]. При циклическом нагружении воздействие водной среды приводит к снижению сопротивления росту усталостных трещин, максимальное увеличение скорости роста усталостных трещин в водной среде при температурах до 100 С не превышает 3-х раз по отношению к скорости роста усталостных трещин на воздухе. Анализ напряженного состояния элементов опорной конструкции реактора [8] показал, что максимально возможный размах растягивающих напряжений, определенный по режимам всех категорий, размах коэффициента интенсивности напряжений находятся ниже или близко к пороговой величине КИН, при которых возможен циклический подрост трещин. Учитывая данное обстоятельство, а также незначительное количество проектных режимов (60 циклов за срок службы кольцевого бака реактора) и тот факт, что коэффициент ассиметрии цикла близок к нулю, можно сделать вывод, что циклический подрост постулируемой трещины практически отсутствует и, следовательно, влиянием циклических нагрузок на увеличение критической температуры хрупкости опорной конструкции реактора можно пренебречь. Указанный комплекс задач применительно к особенностям изготовления и эксплуатации опорной конструкции не был решен.
Формулировка условия обеспечения хрупкой прочности элементов с полуэллиптической поверхностной трещиной
Представленная в данном разделе формулировка базируется на работах [19,20] и используется в [21]. В качестве критерия обеспечения хрупкой прочности принимается условие: или эквивалентное условие: где: Pf=0,05; К - соответствует образцам с длиной фронта трещины (толщиной образцов), равной В;. Рассмотрим поверхностную полуэллиптическую трещину. Будем считать, что известна зависимость Кі(ф) (рис. 6). Рассмотрим участок фронта трещины dB, по которому распределение КИН однородно: К К ф). Согласно уравнению (4), вероятность неразрушения участка dB определяется зависимостью: где: Ко - параметр масштаба при длине фронта трещины dB и температуре Т. На основании соотношения (10) можно записать: где: К (Т) - вязкость разрушения образца толщиной dB при Pf=Pf и температуре Т. Из (3) находим: фронт трещины Подставляя (16) в (13), получим: Вероятность неразрушения всех участков фронта трещины равна произведению вероятностей неразрушения каждого участка. Тогда: Вероятность разрушения опорной конструкции корпуса реактора с рассматриваемой трещиной определится по формуле: Длина дуги эллипса может быть рассчитана по формуле: Учитывая, что уравнение эллипса —г-+- - = 1 в параметрическом виде представляется: x=csin(p; y=acosq), из (20), получим: dB = Сд/1 - s2 sin2 фскр Подставляя (21) в (19) имеем: В качестве критерия обеспечения хрупкой прочности примем условие (11). Тогда подставляя Поскольку ln(l-Pf) 0, то деля правую и левую части (24) на ln(l-Pf), неравенство (24) изменяет знак: Таким образом, неравенство (25) представляет собой условие обеспечения хрупкой прочности при неоднородном распределении КИН по фронту трещины. В качестве базовой температурной зависимости в (25) принимается зависимость К1С(Т) для толщины образца В =25 мм и Pf=0,05. Эта зависимость будет определена в разделе 4.5. В случае наличия КИН, обусловленных действием первичных и вторичных напряжений, условие обеспечения хрупкой прочности для полуэллиптических трещин можно представить в виде: где: Kj (ф) = п-КІР(ф) + КІ8(ф); n - коэффициент запаса; Кц - КИН, обусловленный первичными напряжениями; Kis - КИН, обусловленный вторичными напряжениями (остаточными сварочными напряжениями).
Если значения Kj известны только в двух точках фронта полуэллиптической трещины (у малой и большой полуоси, рис. 6), то зависимость Kf (ф) может быть построена исходя из следующих соображений. Согласно решению Снеддона и Ирвина [21], К ф) для эллиптической трещины, нагруженной однородным растяжением а, может определяться следующей зависимостью: Таким образом, при известных значениях К и К, зависимость К ф) может быть рассчитана по формуле (30). В общем случае в (30) под Кі(ф) следует понимать зависимость Кг (ф), при этом: К р, KjP - значения КИН, обусловленные первичными напряжениями, в точках фронта полуэллиптической трещины, локализованные у малой и большой полуоси соответственно; K s, KjS - значения КИН, обусловленные вторичными напряжениями, в точках фронта полуэллиптической трещины, локализованные у малой и большой полуоси соответственно. Значения KjP, KjP, KjS, KjS для полуэллиптических трещин могут быть определены согласно [21,22]. 2.1.3. Формулировка условия обеспечения хрупкой прочности для сквозной трещины Нагружение сквозных трещин в узлах приварки ребер к внутренней и наружной обечайкам кольцевого бака реактора происходит как по 1-ой, так и по И-ой моде. Поэтому при формулировке условий обеспечения хрупкой прочности необходимо учитывать наличие КИН - Ki и Кц. При выполнении протяженных швов остаточные касательные напряжения, действующие параллельно направлению сварки, практически отсутствуют [23], поэтому при расчете Кц вкладом остаточных сварочных напряжений можно пренебречь. Таким образом, расчет Kj и Кц может быть проведен по следующим зависимостям [21]: В уравнениях (33) и (34) а - максимальные нормальные к трещине напряжения от силовой и (или) весовой нагрузки, осредненные по толщине S рассматриваемого элемента; aR - остаточные сварочные нормальные к трещине напряжения, осредненные по толщине S рассматриваемого элемента. Обычно ОСН самоуравновешенные и, следовательно, aR=0, но в случае сварки элемента в жесткий контур (как, например, при сварке внутренних ребер к внутренней и наружней обечайкам кольцевого бака) эти напряжения могут быть отличны от 0 [23]. По сути эти напряжения классифицируются как реактивные. В уравнении (34) т45 - максимальные касательные напряжения от силовой и (или) гравитационной составляющей массовой нагрузки, осредненные по толщине S рассматриваемого элемента.
Расчетное исследование остаточных сварочных напряжений в ключевых элементах опорной конструкции реактора
В настоящем разделе представлены результаты исследований ОСН в ключевых элементах кольцевого бака реактора. Поскольку механические свойства стали марки СтЗсп5 и металла шва УОНИИ-13/45 достаточно близки, то в расчетах принимались свойства основного металла и металла шва одинаковыми. Механические и теплофизические свойства, используемые в расчете, представлены на рис. 15. Моделирование процесса сварки выполнялись посредством решения температурных и термодеформационных задач методом конечных элементов в соответствие с методологией расчета, изложенной в [23]. Весь процесс сварки разбивается на малые временные интервалы (х-Дх, х). На каждом интервале времени решается температурная задача и в результате определяется поле температур. При известном поле температур на временном этапе (х-Дх,х), вычисляется приращение температурной деформации Де =а(Тт)Тт-а(Тт_дт)Тт_дт (а(Т) - зависимость коэффициента линейного расширения от температуры). Поле температурной деформации Де является исходной информацией при решении неизотермической упругопластическои задачи в плоской постановке (плоская деформация) на временном интервале (х-Дх, х). При решении упругопластическои задачи принимается, что упругопластическое деформирование основного металла и металла шва описывается моделью идеального упругопластического тела. Определение НДС осуществляется посредством последовательного прослеживания на интервалах времени всей истории деформирования в процессе сварки. Моделирование очередности заполнения разделки по проходам отражало реальную последовательность согласно [26]. Согласно технологии сварки кольцевого бака реактора его секции соединяются друг с другом посредством сварки продольных стыковых швов (рис.2, узел VI). Разделка под сварку стыковых сварных швов представлена на рис. 16. Как следует из чертежа на рис. 2, поворот сечения внутренней и внешней обечайки в районе приварки внутренних ребер ограничен. Кроме того, при неодновременном выполнении швов внутренней и внешней обечайки бака поперечная усадка шва также ограничена. Для получения консервативной оценки ОСН использовалась расчетная схема, представленная на рис. 17. При этом кривизной оболочки на базе, равной расстоянию между ближайшими ребрами, пренебрегали.
Такое допущение также приводило к увеличению реактивных напряжений в заделке (жесткость в поперечном направлении прямого бруса больше, чем искривленного) и, как следствие, к увеличению растягивающей составляющей поперечных (относительно шва) остаточных напряжений по сечениям А-А, Б-Б, В-В и Г-Г изображены распределения ОСН по сечениям А-А, Б-Б, В-В и Г-Г, т.е. по тем сечениям, где предполагается развитие полуэллиптических поверхностных трещин. Приведенные результаты являются исходной информацией для расчета КИН, обусловленных остаточными сварочными напряжениями. Разделка под сварку таврового сварного соединения представлена на рис. 20 (смотри узел V рис.2). наружной и внутренней обечайкам бака. Сварка каждого таврового соединения выполняется одновременно относительно оси симметрии этого соединения. Расчетная схема для определения ОСН представлена на рис. 21. На рис. 23 представлено распределение поперечных ОСН по сечению А-А (рис. 21). Распределение остаточных напряжений по сечению А-А является исходной информацией для расчета КИН для полуэллиптической трещины. Остаточные напряжения по сечению Б-Б (рис. 21) представляют собой реактивные напряжения CR, которые являются исходной информацией для расчета КИН для сквозных трещин. Величина этих напряжений составляет 6,8 МПа. Рассматриваемый узел представлен на рис. 1 (узел VII). Разделка под сварку узлового сварного соединения представлена на рис. 24. С целью получения консервативной оценки ОСН принимается, что сварка двух швов приварки днища к внутренней и наружной обечайкам происходит одновременно. Кроме того, учитывается, что приварка днища осуществляется после приварки внутренних ребер к обечайкам бака, и, следовательно, прогиб обечаек в районе приварки ребер отсутствует. Согласно изложенным допущениям расчетная схема, приводящая к консервативной оценке ОСН, представлена на рис. 25. На рис. 26 приведены поля поперечных ОСН для рассматриваемого сварного соединения. На рис. 27 дано распределение поперечных ОСН по сечениям А-А, Б-Б и В-В, т.е. по тем сечениям, где предполагается развитие полуэллиптических поверхностных трещин. Эти сведения являются исходной информацией для расчета КИН, обусловленных остаточными сварочными напряжениями. Схема сварного соединения изображена на рис. 28.
С целью получения консервативной оценки ОСН принимается, что сварка всех Г-образных опор происходит одновременно. Также принимается, что выполнение проходов справа и слева относительно оси таврового соединения происходит одновременно. Согласно изложенным допущениям, расчетная схема, приводящая к консервативной оценке ОСН, дается на рис. 29. На рис. 30а, 306 представлены поля ОСН (Gxx, Оуу) для рассматриваемого сварного соединения. Как видно из рис. 306 в районе вершины конструктивного непровара реализуются высокие сжимающие напряжения Gyy. Следовательно, развитие трещины от конструктивного непровара происходить не будет. На рис. 31 представлено распределение поперечных ОСН по сечению А-А, где предполагается развитие полуэллиптических поверхностных трещин. Представленные результаты являются исходной информацией для расчета КИН, обусловленных ОСН. Схема сварного соединения представлена на рис. 32. С целью получения консервативной оценки ОСН принимается, что: - сварка всех наружных опор происходит одновременно; - выполнение проходов справа и слева относительно оси таврового соединения происходит одновременно. Согласно изложенным допущениям расчетная схема, приводящая к консервативной оценке ОСН, представлена на рис. 33. На рис. 34а представлены поля ОСН (охх, ауу) для рассматриваемого сварного соединения. Как следует из рассмотрения рис. 346 в районе вершины конструктивного непровара реализуются высокие сжимающие напряжения (5W Следовательно, при незначительных рабочих нагрузках в направлении "у" развитие трещины от конструктивного непровара происходить не будет. В районе сопряжения шва с опорной плитой наблюдается высокий уровень остаточных растягивающих напряжений и, следовательно, в этом месте (сечение Б-Б) возможно развитие полуэллиптических трещин, которые впоследствии могут превратиться в сквозные, развитие которых в основном будет определяться гравитационными и силовыми нагрузками.
Экспериментальное определение плотности нейтронного потока
Существующая техника активационного метода, применяемая на АЭС за корпусом реактора, требует длительных экспозиций, связана с трудностью размещения и доставки детекторов и т.д. Кроме того, активационныи метод предопределяет работу с радиоактивными детекторами и радиоактивными источниками при калибровке т-спектрометра. Для экспериментального определения плотности потока нейтронов на элементы опорной конструкции реактора был принят метод трековых нейтронных детекторов. Преимущества метода связаны с большой эффективностью регистрации осколков деления (около 90%), низкой пороговой энергией реакции деления применяемых делящихся материалов, отсутствием радиоактивного излучения от трековых регистраторов, а также возможностью проведения измерений на работающем реакторе при малом времени экспозиции. Измеряемая при этом скорость реакции деления R определялась по формуле: где: NTP - число зафиксированных треков в регистраторе; Нщ - число ядер делящегося элемента в детекторе; е - эффективность регистрации осколков деления трековым регистратором; Трековые детекторы представляли собой набор алюминиевых пластин диаметром 10 мм, толщиной 0,3 мм, содержащих слой 238U или 236U, и трековых регистраторов (слюда мусковит) диаметром 10 мм, толщиной 0,3 мм. Погрешность в количестве ядер урана в каждом детекторе не превышает 3%, количество 235U в детекторе не более 0,0003%. После облучения детекторов трековые регистраторы подвергаются травлению плавиковой кислотой 36% концентрации для получения следов (треков) от осколков деления и последующего подсчета их количества. По результатам анализа напряженного состояния элементов опорной конструкции, а также результатам расчета флюенса были определены точки замеров нейтронного потока рис.52.: - в зоне максимального статического напряжения на внутренней стенке кольцевого бака реактора на отметке -0,4 (точка А); - в ребре на уровне опорного кольца (точка Б); - в сварном соединении внутренней обечайки с ребром в точке на отметке -1,940 с максимальным значением флюенса (точка В).
Измерение плотности потока быстрых нейтронов на опорные конструкции реактора проводились специалистами НВ АЭС, КоАЭС, НТЦ ЯРБ, ОКБ «Гидропресс» с помощью специально спроектированных устройств доставки детекторов на 4 блоке Нововоронежской АЭС и на 1 блоке Кольской АЭС. Детекторы заключались в кадмиевые чехлы толщиной 0,5 мм, размещались в специально разработанных контейнерах и устанавливались в канал ИК №4, как показано на рис. 53. Время экспонирования детекторов составляло 7 минут на мощности реактора 27,8-29,7% от номинального значения. Травление трековых регистраторов проводилось в термостате (тип VEB MLW, Prufgerate-Werk, 1,6 kW) при температуре 75С. При помощи большого инвертируемого фотомикроскопа отраженного света NEOFOT-32 (Carl Zeiss) и персонального компьютера Pentium-166/32 треки осколков деления сканировались цифровой камерой Vicam и распечатывались на лазерном принтере для получения качественных репликаций рис. 54. При обработке экспериментальных данных вводилась поправка на вклад реакции фотоделения U(y, f). Оценка поправки проведена по данным работ, представленных на XI Симпозиуме по реакторной дозиметрии, Брюссель, 2002г. [59, 60, 61]. При определении плотности потока нейтронов: использовалось эффективное сечение деления урана, полученное для спектра нейтронов в канале ИК модели реактора типа ВВЭР-440/230 [62]. Для позиции максимума ф (отметка -1,94) получено значение скорости деления R для нейтронов с энергией выше пороговой для U (1,5 МэВ): откуда при переходе к номинальной мощности реактора для нейтронов с энергией Е 0,5 МэВ получаем: На отметке -1,94 также была измерена скорость деления для детектора с 236U (пороговая энергия 0,8 МэВ) и получено соответствующее отношение скоростей реакции деления детектора с U-236 к детектору с U-238: В табл. 19 приведены экспериментальные значения фх, отнесенные к значению фтах. Результаты настоящих измерений, полученные методом трековых детекторов, сопоставимы с данными [62], которые были зафиксированы в условиях канала ИК того же блока с использованием активационных пороговых детекторов. Максимальное значение плотности потока нейтронов с энергией нейтронов Е 1,0 МэВ в канале ИК при номинальной мощности составляло: При переходе к энергии Е 0,5 МэВ получено: Для сравнения результатов настоящих измерений (активная зона с уменьшенной утечкой) с выполненными ранее (стандартная активная зона) значение ( ает, как показала проведенная оценка, следует уменьшить в 1,25 раза. Таким образом, ф1рек(Е 0,5 МэВ) = 6,05 109 нейтр/см2-с и измеренная ранее с поправкой на зону с уменьшенной утечкой 0акт(Е О,5МэВ)=6,33-1О9нейтр/см2-с в канале ИК блока №4 НВАЭС близки в пределах погрешностей измерений.
