Спосіб прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів

Спосіб прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів, при якому проводять випробування стандартних гладких циліндричних зразків на одновісний розтяг і зразківсвідків з тріщиною на триточковий згин, визначають основні механічні характеристики та прогнозують величину радіаційного ресурсу, який відрізняється тим, що прогнозування радіаційного ресурсу здійснюють за величиною критичного флюенсу Ф с , яка визначається як доза опромінення, при якій значення радіаційного зміцнення металу досягає свого критичного рівня для корпусу реактора з тріщиною, згідно з залежністю:  5 %    2   1022 , Фс   2C  Bh  10n    Винахід належить до галузі дослідження механічних властивостей матеріалів для резервуарів високого тиску, а саме прогнозування радіаційного ресурсу корпусів водо-водяних енергетичних реакторів за результатами випробувань зразків-свідків та визначення критичної величини флюенса, при досягненні якої опромінена корпусна сталь в області тріщиноподібного дефекту втрачає механічну стабільність при умовах аварійного навантаження. Відомий спосіб прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів, при якому його величина визначається як дистанція між критичною температурою крихкості Тк та її граничною величиною Тка, що розраховується за результатами динамічних випробувань зразківсвідків типу Шарпі як температура, при якій тріщина в стінці корпусу реактора втрачає рівновагу при аварійному розхолоджуванні реактора [1]. Недоліком даного способу є те, що такі динамічні випробування зразків-свідків не відображають реальні умови навантаження металу в корпусі реактора, крім того, вони дають занадто консервативні значення радіаційного ресурсу, тобто необ (19) UA (11) при 5 % ймовірності руйнування та кривої залежності міцності сталі або зварного шва  2 Фі  при 2 % деформації від дози нейтронного опромінення Фі . (13) % реактора із тріщиною нормативної глибини  5 C 2 95891 лу корпусу реактора із тріщиною нормативної глибини;  2 - міцність сталі або зварного шва у вихідному неопроміненому стані; B h - коефіцієнт радіаційного зміцнення металу; n - показник деформаційного зміцнення неопроміненого металу, або графічним методом як точка перетину рівня критичної міцності неопроміненого металу корпусу C2 % де:  5 C - критична міцність неопроміненого мета2 3 ґрунтовано занижують термін експлуатації корпусу. Відомий також спосіб прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів, при якому передбачається визначення критичних температур крихкості за результатами випробувань зразків-свідків із тріщинами в умовах квазістатичного навантаження з використанням методики "Майстер кривої" [2]. Однак, такий спосіб має наступний недолік він призводить до недооцінки ступеня окрихчення опроміненого металу за рахунок малих розмірів зразків-свідків, що спричиняє зменшення тривісності напруженого стану в околі вершини тріщини в зразку, а це недопустимо для об'єктів ядерної енергетики. Найбільш близьким за технічною суттю та результату, що досягається, до способу, що заявляється, є спосіб прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів, при якому проводять випробування стандартних гладких циліндричних зразків на одновісний розтяг та зразків-свідків з тріщиною на триточковий згин, визначення при цьому основних механічних характеристик та подальшу їх статистичну обробку з використанням методу скінченних елементів, після чого визначають зсув критичної перехідної температури руйнування Тк [3]. Разом з тим, спосіб прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів за прототипом має недолік, який полягає в не прямому, а опосередкованому визначенні ступеня окрихчення корпусного металу за значенням зсуву критичної перехідної температури руйнування Тк та, відповідно, радіаційного ресурсу корпусу реактора, а тому є недостатньо інформативним та точним. В основу винаходу поставлено задачу вдосконалення способу прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів шляхом використання характеристик металу, які прямо, а не опосередковано, характеризують процес ініціювання руйнування опроміненого металу навколо тріщини, а з іншого боку, дозволяють врахувати особливості навантаження корпусу в умовах термошоку, використовуючи при цьому результати випробувань стандартних циліндричних зразків-свідків на одновісний розтяг та зразківсвідків з тріщиною на триточковий згин. Поставлена задача вирішується тим, що у відомому способі прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів, при якому проводять випробування стандартних гладких циліндричних зразків на одновісний розтяг і зразків-свідків з тріщиною на триточковий згин, визначають основні механічні характеристики та прогнозують величину радіаційного ресурсу, згідно з винаходом, прогнозування радіаційного ресурсу здійснюють за величиною критичного флюенса Фс, яка визначається як доза опромінення, при якій значення радіаційного зміцнення металу досягає свого критичного рівня для корпусу реактора з тріщиною, згідно з залежністю: 95891 4  5%   2   Ф с   2C  10 22 , n   B h  10    5 % - критична міцність опроміненого меде:  2C талу корпусу реактора із тріщиною нормативної глибини; σ2 - критична міцність металу у вихідному неопроміненому стані; Bh - коефіцієнт радіаційного зміцнення металу; n - показник деформаційного зміцнення неопроміненого металу, або графічним методом, як точка перетину рівня критичної міцності опроміненого металу корпусу реактора із тріщиною нормативної глибини 5 % при 5 % ймовірності руйнування та кривої  2C залежності критичної міцності металу σ2 (Фі) при 2 % деформації від дози нейтронного опромінення Фі. Запропонований спосіб є більш інформативним за рахунок безпосереднього визначення критичної величини флюенса Фс за результатами випробування стандартних гладких циліндричних зразків на одновісний розтяг і зразків-свідків з тріщиною на триточковий згин при умові ініціювання руйнування з наперед заданою ймовірністю навколо тріщиноподібного дефекту в корпусі реактора. Цей спосіб принципово відрізняється від існуючого підходу до розрахунку Фс за непрямою характеристикою, якою є зсув критичної перехідної температури руйнування Тк, та приводить до більш точної оцінки та прогнозування радіаційного ресурсу водо-водяних енергетичних реакторів. Винахід пояснюється графіками, а саме: на фіг. 1 - залежність приросту величини границі текучості від флюенса. Зварний шов корпусної сталі 15×2НМФА (3сш) при температурі Т=350 °C (суцільна крива - забезпечення 95 % довірчого інтервалу при значенні коефіцієнта радіаційного -2 зміцнення металу Bh=49 МПа·м ; пунктирна крива - побудована за методом найменших квадратів). на фіг. 2 - температурні залежності міцності а2, в'язкості руйнування для зразка-свідка із тріщиною K spec  й для стінки корпусу реактора K PV  Jc 0,05 Jc 0,05 з допуском на ймовірність руйнування 5 %, коефіцієнта інтенсивності напружень KІ при значенні b/М= 0,052 мм:  5 % - критична міцність неопро2C міненого металу корпусу реактора із тріщиною нормативної глибини при критичній температурі Тс. на фіг. 3 - рівень критичної міцності неопроміненого металу корпусу реактора із тріщиною нормативної глибини  5 % при 5 % ймовірності руй2C нування та залежність міцності металу σ2 (Фі) при 2 % деформації від дози нейтронного опромінення Фі. Спосіб реалізується наступним чином. Величина критичного флюенса Фс визначається шляхом розрахунку за результатами випробувань стандартних гладких зразків на одновісний 5 95891 розтяг та зразків-свідків типу Шарпі із тріщиною на триточковий згин згідно з залежністю:  5%    2C   2  Фс    10 22 , n   B h  10    (1) в якій складові визначаються наступним чином: 1). Величини σ2 та n у вихідному неопроміненому стані визначаються за результатами випробувань гладких циліндричних неопромінених зразків на одновісний розтяг. При цьому проводять наступні операції: - міцність при залишковій деформації 2 % σ2 знаходять шляхом розрахунку з умовної границі n текучості σ0.2 множенням її на множник 10 : n σ2=σ0,2·10 , (2) - показник деформаційного зміцнення n визначається з діаграми розтягу сталі за характеристиками ділянки рівномірного видовження неопроміненого зразка: lg SB /  0,2 lg SB /  0,2 , n  lg e p / e 0,2 lg 500  e p де: SB - істинне напруження, що відповідає умовній межі міцності σB; ер - істинна деформація при напруженні SB. - істинне напруження на межі міцності SB визначається з умовної межі міцності σв: SB=σB·(1+p), де: р - відносне рівномірне видовження неопроміненого зразка; істинна рівномірна деформація ер визначається з відносного рівномірного видовження р: ер=ln(1+р) 2). Величина коефіцієнта радіаційного зміцнення Bh обчислюється за даними випробувань зразків-свідків в опроміненому стані на одновісний розтяг. При цьому проводять наступні операції: - за результатами механічних випробувань на одновісний розтяг опромінених зразків-свідків визначаються значення умовної границі текучості σ0,2 та будується залежність Δσ0,2 від величини флюенса Фi (фіг. 1); - експериментальні дані обчислюються залежністю: 13  Фi   , 0,2  Bh   22   10  звідки:  0,2 . Bh  13  Фi     22   10  3). Величина критичної міцності неопроміненого металу корпусу реактора із тріщиною нормативної глибини  5 % при 5 % ймовірності руйнування 2C визначається як значення міцності металу, деформованого на 2 %, при критичній температурі Тс, що відповідає втраті рівноваги тріщини в стінці         6 корпусу реактора при заданому рівні навантаження (фіг. 3). Для визначення критичної міцності неопроміненого металу корпусу реактора  5 % (див. 2C фіг. 2): - будують температурну залежність в'язкості руйнування K PV  , з використанням методу Jc 0,05 Майстер-кривої для нормативної тріщини в корпусі реактора, яка розраховується за результатами випробувань на триточковий згин зразків-свідків з тріщиною у такий спосіб: 14  Bspec    , K PV   20  K spec   20   Jc 0,05   BPV   Jc 0,05     де: K spec  - значення в'язкості руйнування для Jc 0,05 зразка-свідка з тріщиною, яке визначається за стандартом ASTME1921-975 [4]; (spec) B - довжина фронту тріщини в зразку(spec) свідку (B =10 мм); (PV) B - довжина фронту тріщини в корпусі реак(PV) тора (B 150 мм). - будують температурну залежність коефіцієнта інтенсивності напружень KI при заданому рівні навантаження b/М за залежністю: K I T   E   0,2 T  b ,  1  v 2  M     де: Е - модуль Юнга (E=217000 МПа); σ0,2(T) - границя текучості при температурі випробувань; v - коефіцієнт Пуассона; b - товщина перерізу стінки корпуса реактора під тріщиною; М - безрозмірне навантаження; величина b/ М згідно зі стандартом ASTME1921-975 [4] в консервативному наближенні становить 0,052 мм.; - будують також температурну залежність критичної міцності σ2 при 2 % деформації за результатами випробувань зразків-свідків на одновісний розтяг, використовуючи при цьому залежність (2). - точка перетину температурних залежностей PV  , і KI визначає величину критичної темK Jc 0,05 ператури Тс. Величина критичної міцності для корпусу реактора із тріщиною  5 % чисельно дорів2C нює значенню σ2 при критичній температурі Тс: 5%   2 TC  2C 4). Для графічного визначення величини критичного флюенса Фс: 4.1. Будують залежності критичної міцності опроміненого металу σ2 (Фі) при 2 % деформації та критичної міцності опроміненого металу корпусу реактора із тріщиною нормативної глибини  5 % 2C 7 95891 (Фi) від дози нейтронного опромінення Фi в координатах σ2 - Фi. Криву σ2 (Фi) будують за залежністю: 13   Фi       2 Фi    0,2  Bh   10nФ i  ,  22    10      де: n(Фi) - залежність показника деформаційного зміцнення опроміненого металу від дози нейтронного опромінення Фi, яка визначається за формулою: lg SB Ф i  /  0,2 Ф i  , nФ i   lg 500  e p Ф i  де: SB(Фi) - істинне напруження, що відповідає умовній межі міцності σв(Фi) опроміненого зразка; ep(Фi) - істинна рівномірна деформація при напруженні SB(Фi). - істинне напруження на межі міцності SB(Фі) визначається з залежності умовної межі міцності σB(Фi) від дози нейтронного опромінення: SB(Фi)=σB(Фi)-[1+δp(Фi)], де: p(Фi) - відносне рівномірне видовження опроміненого зразка; - істинна рівномірна деформація ep(Фі) визначається з залежності відносного рівномірного видовження p(Фi) від дози нейтронного опромінення: ер=ln[1+p(Фi)]     8 4.2. Враховуючи незначну залежність величини  5 % (Фi) від дози нейтронного опромінення Фi, 2C в межах консервативної оцінки допускають, що 5% % Ф   5C ;  2C і 2 4.3. Визначають величину критичного флюенса Фс, як точку перетину залежності σ2 (Фі) з рівнем 5 % (див. фіг. 3).  2C Джерела інформації:: 1. ПНАЕ Г-7-002-86. Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок. - М.: Энергоатомиздат, 1989.-525 с. 2. МТ.-Д.0.03.391-09. Методика оценки прочности и ресурса корпусов реакторов ВВЭР в процессе эксплуатации. - ГП НАЭК "Энергоатом", 2009.-67 с. 3. J.P. Petti та R.H. Dodds Constraint comparisons for common fracture specimens: C(T)s and SE(B)s // Engng. Frac. Mech.-2004. - Vol. 71. - P. 2677-2683. 4. E 1921-97. Standard Test Method for Determination of Reference Temperature, To, for Ferritic Steels in the Transition Range. Annual Book of ASTM Standards. 1997. - Vol. 03.01. 9 Комп’ютерна верстка А. Крижанівський 95891 Підписне 10 Тираж 23 прим. Державна служба інтелектуальної власності України, вул. Урицького, 45, м. Київ, МСП, 03680, Україна ДП “Український інститут промислової власності”, вул. Глазунова, 1, м. Київ – 42, 01601