~~»J беспечение безопас-{-) ной эксплуатации ядерных установок во многом зависит от достоверности сведений о реальном состоянии свойств металла корпуса реактора в процессе эксплуатации, особенно в районе активной зоны, и получения на их основе надежного прогноза служебных характеристик металла корпуса до конца срока службы. Для определения свойств металла завод-изготовитель резервирует архивный металл от обечаек и сварных соединений активной зоны корпуса реактора в состоянии его поставки и изготавливает из него образцы-свидетели (ОС) для испытаний с доведением до разрушения (на растяжение, удар, малоцикловую усталость и вязкость разрушения). Большую часть образцов-свидетелей размещают внутри корпуса реактора так, чтобы они подвергались тем же эксплуатационным воздействиям, что и металл корпуса реактора в районе активной зоны. Другую часть образцов хранят в качестве контрольных. В заданные сроки эксплуатации образцы-свидетели извлекают из корпуса реактора и производят их испытания. Вместе с ними на том же оборудовании и по той же методике испытывают аналогичные контрольные образцы и из сравнения результатов испытаний определяют изменение свойств металла в результате эксплуатационного воздействия температуры и нейтронного облучения. Для защиты от коррозии образцов-свидетелей, размещаемых внутри корпуса, их загружают в корпус реактора в специальных герметичных контейнерах. В серийных корпусах реакторов ВВЭР-1000, изготовляющихся в 80-х годах, контейнеры с облучаемыми ОС размещались на выгородке на уровне верхнего среза активной зоны, что с позиций сегодняшнего понимания проблемы нельзя признать удачным. В модернизированном проекте реакторной установки с реактором ВВЭР-1000 (АЭС в Иране, Китае и Индии) контейнеры с облучаемыми ОС размещены непосредственно на корпусе напротив активной зоны, то есть в условиях, более близких к условиям облучения корпуса. При этом адекватность воздействия на образцы-свидетели эксплуатационных повреждающих факторов (температуры и нейтронного облучения) обеспечивается за счет применения для корпуса контейнера материала с минимальной толщиной стенки. Кроме того, одинаковая ориентация образцов в контейнере по отношению к потоку нейтронов и плоская стенка контейнера, обращенная к потоку, обеспечивают получение образцами одной и той же повреждающей дозы облучения. Для установления корреляционных зависимостей между данными по деградации металла, полученными на основе испытаний ОС, облучавшихся на выгородке, и непосредственно на корпусе, на отдельных энергоблоках с реакторами ВВЭР-1000 в настоящее время реализуется программа смешанного размещения образцов — на выгородке и на корпусе одновременно. Для реализации специфических требований, предъявляемых к условиям облучения ОС, в ОКБ ОАО «Ижорские заводы» были разработаны специальные виды плоских контейнеров из аустенит-ной стали марки 08Х18Н10Т с толщиной стенки 2 мм, пригодных для их установки как на выгородке, так и непосредственно на внутренней поверхности корпуса реактора в районе активной зоны. Испытания натурных моделей контейнеров на ограниченном числе циклов изменения давления и температуры показали их работоспособность в условиях действия циклических нагрузок. Вместе с тем, линейно-упругие расчеты на циклическую прочность с учетом проектных аварий, которые невозможно было воспроизвести в экспериментальньж условиях, показывают опасную близость к исчерпанию проектного ресурса контейнеров, что требует повышенного внимания к проблеме малоциклового на-гружения конструкции. Подходы к оценке проектного ресурса контейнеров на основе циклической прочности. Поскольку конструкции контейнеров, размещаемых на выгородке и на корпусе реактора ВВЭР-1000, принципиально не различаются, расчетный анализ циклической прочности был проведен применительно к контейнерам, устанавливаемым на выгородке, поскольку они подвергаются более жестким условиям нагружения. Б ISSN 01311336. ТЯЖЕЛОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ. 2009. № 7 Оценка циклической прочности контейнеров выполнялась по методике Норм расчета на прочность оборудования АЭС* (далее Нормы). Строго говоря, Нормы, действующие в атомной энергетике, к расчетам прочности контейнеров для образцов металла неприменимы, поскольку они предназначены для расчетов на прочность элементов корпусного оборудования, образующих границы действия давления и представляющих собой повышенную опасность с точки зрения разрушения при эксплуатации. Вместе с тем, учитывая особую ценность образцов-свидетелей, как источника информации, на основании которой делается заключение о ресурсных характеристиках корпуса реактора, расчет контейнера на циклическую прочность целесообразно выполнять с применением таких же коэффициентов запаса, как и для корпуса реактора, в частности, с применением коэффициента запаса нс = 2 по напряжениям и nN = 10 по числу циклов. Возможен также вариант использования пониженньж значений нормативных коэффициентов запаса па = 1,5 и nN = 3, применяемых для деталей, нагруженных только тепловыми нагрузками или тепловыми и механическими нагрузками при ограничении деформации другими упругими несущими элементами. Однако проблема состоит в том, что содержимое контейнера не подпадает под определение несущих элементов и данное допущение невозможно распространить на контейнеры с образцами-свидетелями без весомых обоснований. Важным фактором является то, что Нормы налагают определенные ограничения на использование методики расчета на циклическую прочность. К числу таких ограничений относится то, что * Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок ПНАЭ Г-7-002-86. — М.: Энергоатомиздат, 1989. — 525 с. номинальные напряжения и их амплитуды по абсолютной величине независимо от назначенных запасов не должны превышать удвоенного предела текучести материала. Однако в реальных условиях эксплуатации такое превышение при быстром расхолаживании реакторной установки вполне возможно. Это обстоятельство диктует необходимость проведения более реалистичного прямого упруго-пластического расчета, в рамках которого учитывается деформационное упрочнение материала контейнера и корректно определяются пластические деформации в условиях ограничения перемещений соседними (упругими) частями конструкции. Прямой упругопла-стический расчет гораздо сложнее как упругого, так и условно упругого расчета, выполняемого по методике Норм, и его проведение может существенно повысить стоимость и затраты времени на выполнение проектного обоснования прочности. Исходя из этого представляется целесообразным выполнение упругопластического анализа типовой конструкции контейнера и обоснование на его основе допустимости упрощенного подхода к оценке накопленного усталостного повреждения по упругому (условно упругому) расчету с использованием формулы а = max{aL, aF], (1) где aL — накопленное повреждение с применением коэффициентов запаса нп = 2 и л^ = 10 и напряжений (aL) из упругого расчета; aF — накопленное повреждение с применением коэффициентов запаса яв = 1,5 и %= 3 и условных упругих напряжений (a)F, определяемых по методике Норм. Конструкция и условия нагру-жения контейнеров. Корпус контейнера состоит из двух полукорпусов из стали марки 08Х18Н10Т (рис. 1), соединенньж сварным швом. Перед сваркой вдоль боковых стенок полукорпуса устанавливаются подкладки под шов Рис. 1. Контейнер с для размещения образцов-свидетелей: а — наполнение; б — корпус из стали марки 08Х18Н10Т толщиной 2 мм. Внутрь образованного объема помещаются образцы-свидетели из стали марки 15Х2НМФА в сочетании со стальными вставками и алюминиевым заполнителем. В собранном состоянии суммарный зазор между всеми деталями от одной стенки полукорпуса до другой не превышает 0,1 мм. Собранные в полукорпусе детали накрывают вторым полукорпусом и производят сварку по замкнутому контуру. Условия работы контейнера соответствуют условиям работы корпуса реактора: • ·давление гидравлических испытаний на прочность р = 24,5 МПа при температуре 130 °С; • ·рабочее давление 15,7 МПа при температуре теплоносителя 300 °С; • ·число «пусков-остановов» реактора — 180 (обобщенное значение) за срок службы 40 лет. • · ISSN 01311336. ТЯЖЕЛОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ. 2009. № 7 7 (алюминий) ^Ш ~ -Щ-. Рис. 2. Варианты заполнения контейнера Следует отметить, что в стационарном состоянии, соответствующем номинальному уровню мощности реактора, температура содержимого контейнера с учетом радиационных энерговыделений может превышать температуру теплоносителя, но, как показывают проведенные расчеты, это превышение составит не более 4 «С. Особенностью нагружения контейнера при эксплуатации является то, что под действием наружного давления в стенках контейнера возникают напряжения сжатия, плоские стенки контейнера легко прогибаются и при давлении порядка 2…3 МПа начинают взаимодействовать с содержимым контейнера. При температурном воздействии из-за высокого коэффициента линейного расширения алюминия и повышенной температуры содержимого контейнера возможен обратный процесс — нагружение контейнера растяжением за счет расширения содержимого и оказания им давления на стенку контейнера изнутри. В режимах принудительного быстрого расхолаживания (в частности в условиях проектных аварий (ПА) с заливами корпуса холодной водой), когда стенка контейнера остывает быстрее содержимого, указанное температурное воздействие усугубляется. Результаты расчетного анализа. Для решения поставленной задачи в упругой и упругопластиче-ской постановке были выполнены расчеты контейнера по методу конечных элементов (МКЭ) на модели 1/8 конструкции, включающей в себя 36 550 узлов сетки и 30 864 линейных восьмиузловых конечных элемента, с решением уравнений МКЭ путем последовательных приближений для четырех вариантов заполнения контейнера (рис. 2), с долей заполнения алюминием соответственно 30; 17; 18 и 11 %. В каждом варианте учтен зазор 0,01 и 0,05 мм на сторону между стенкой контейнера и его содержимым. Напряженно-деформированное состояние контейнера определяется давлением р, действующим на наружную поверхность контейнера, температур й контейнера Тех и температурой его содержимого Tin. При оценке накопленного усталостного повреждения учитывалось пять наиболее значимых расчетных состояний, перечень и параметры которых приведены в табл. 1. Расчет циклической прочности контейнера сводится к определению накопленного усталостного повреждения а, которое в упругом Таблица 1 Расчетные состояния PCНаименованиеР, МПаТ °сТ- °с 1Исходное состояние02020 2Гидравлическое испьпание24,5130130 3Рабочее состояние15,7300304 4Проектная авария ПА10100300 5Проектная авария ПА2020304 Примечание. Расчетные состояния 4 и 5 соответствуют различным типам проектной аварии (ПА). (условно-упругом) расчете осуществляется по формуле (1). При проведении прямого уп-ругопластического расчета напряжения определяются по формулам теории упругости из упру-гопластических деформаций, полученных в результате решения нелинейной задачи с использованием МКЭ. Поведение материала контейнера за пределом упругости описывается степенной зависимостью стэкв — ^реУ^а^экв/^ре) ¦ \А) где стэкв, еэкв — напряжения и деформации эквивалентные одноосному растяжению образца, Rpe= 132,6 МПа, v =0,167 -предел пропорциональности и показатель упрочнения, найденные согласно Нормам; Еа= 180 ГПа — Рис. 3. Расположение расчетных точек 2161 3 ISSN 01311336. ТЯЖЕЛОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ. 2009. № 7 Анализ полученных данных позволяет заключить, что при максимальном начальном зазоре 0,05 мм упругий расчет с коэффициентами запаса па = 2 и nN= 10 независимо от превышения номинальных напряжений (амплитуд) по отношению к пределу текучести можно признать приемлемым и умеренно консервативным. Различия в накопленном усталостном повреждении между упругим и упругопластическим решением при зазоре 0,01 обусловлены тем, что проектная авария в упругопластическом расчете заканчивается существенным увеличением зазоров, тогда как в упругом расчете восстанавливается первоначальный Таблица 2 Накопленное усталостное повреждение в расчетных точках (рис. 3) Вариант, доля алюминия, %Начальный зазор, ммУсловия эксплуатацииУпругий (условно упругий)эасчетУпруго пластический расчет ТочкаaLaFТочкаа 0,05НУЭ15530,2630,23321630,071 0,01НУЭ + ПА121630,0320,02421630,167 рис. 3, а0,05НУЭ + ПА115530,2640,23421630,168 300,01НУЭ + ПА221630,0440,09421630,304 0,05НУЭ + ПА221630,2650,27321630,292 0,06НУЭ + ПА215560,3610,38815530,195 0,05НУЭ15540,2990,28321630,079 0,01НУЭ + ПА121630,0470,03221630,166 рис. 3, б 170,05НУЭ + ПА115540,3000,28421630,168 0,01НУЭ + ПА221630,0600,10021630,300 0,05НУЭ + ПА215540,3060,30121630,303 0,05НУЭ15540,2910,27221630,081 0,01НУЭ + ПА121630,0560,03421630,160 рис. 3, в 180,05НУЭ + ПА115540,2930,27621630,161 0,01НУЭ + ПА2240,0670,14321630,300 0,05НУЭ + ПА215540,3020,30521630,288 0,05НУЭ15530,3380,43021630,081 0,01НУЭ + ПА121630,0490,04321630,166 рис. 3, г 110,05НУЭ + ПА115530,3390,43121630,170 0,01НУЭ + ПА2360,0620,17721630,326 0,05НУЭ + ПА215530,3430,44721630,309 модуль упругости материала контейнера. Расчет циклической прочности выполняется с коэффициентами запаса па = 2 и%= 10. Результаты расчета накопленного усталостного повреждения в расчетных точках (рис. 3) внутренней поверхности контейнера приведены в табл. 2. При определении накопленного усталостного повреждения варьировалась не только величина начального зазора между стенкой контейнера и его содержимым, но также набор и последовательность расчетных состояний, образующих циклы нагружения. При этом отдельно рассматривались режимы, относящиеся к нормальным условиям эксплуатации (НУЭ), и совокупность режимов НУЭ и ПА. зазор. Попытка учесть указанное увеличение зазоров в упругом расчете дает чрезмерно консервативный (отрицательный) результат оценки циклической прочности. В табл. 2 показано, что в варианте рис. 3, а консерватизм упругого расчета обеспечивается при гораздо меньшем начальном зазоре 0,06 мм. Выводы. Обоснована консервативность использования упрощенного подхода для оценки циклической прочности контейнера как в нормальных условиях эксплуатации, так и при проектных авариях с перепадом температур между стенкой контейнера и его содержимым не более 200 °С. При постулировании заведомо консервативной проектной аварии с чрезвычайно жестким перепадом температур 284 °С между стенкой контейнера и его содержимым (ПА2) в сочетании с достаточно большим количеством алюминия в содержимом контейнера, возможна ситуация, когда упрощенный подход становится неконсервативным. Однако при учете реальной температуры теплоносителя, коэффициентов теплоотдачи, теплового сопротивления зазоров и контактов, а также теплопроводности материалов, перепад температур скорее всего не превысит 200 °С, что соответствует условиям для ПА1, когда применение упрощенного подхода является приемлемым. В случае, если перепад температур между стенкой контейнера и содержимым при ПА все же превысит 200 °С, то для контейнера с долей алюминия в содержимом свыше 18 % целесообразно выполнить прямой упругопластический расчет при минимально возможном начальном зазоре, произвести оценку влияния проектной аварии на последующие