Расчет на прочность контейнеров с образцами

ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ОБОСНОВАНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ СИСТЕМЫ
ОБРАЗЦОВ-СВИДЕТЕЛЕЙ ПРОЕКТА АЭС-2006
А.Б.Боринцев, В.Г.Жигаржевский, В.И.Каширин, Ю.С.Кузьмин, В.Г.Федосов, В.А.Янчук
ОАО «Ижорские заводы», Санкт-Петербург, Россия
Обеспечение безопасной 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 образцовсвидетелей, размещаемых внутри корпуса, их загружают в корпус реактора в специальных герметичных контейнерах.
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.
Конструкция контейнера. Для реализации специфических требований, предъявляемых к условиям облучения ОС, в ОКБ ОАО "Ижорские заводы" были разработаны
специальные виды плоских контейнеров из аустенитной стали марки 08Х18Н10Т с
толщиной стенки 2 мм. Корпус контейнера, представленный на рисунке, состоит из
двух полукорпусов из стали марки 08Х18Н10Т, соединенных сварным швом. Перед
сваркой вдоль боковых стенок полукорпуса устанавливаются подкладки под шов 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.
Контейнер с для размещения образцов-свидетелей
Условия нагружения контейнеров. Условия работы контейнеров соответствуют
условиям работы корпуса реактора:
 давление гидравлических испытаний на прочность p=24.5 МПа при температуре
130°С,
 рабочее давление 16.2 МПа при температуре теплоносителя 298.2 °С,
 разогревы – расхолаживания реактора и другие эксплуатационные режимы.
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.
Экспериментальные обоснования. Разработка проекта контейнера сопровождалась экспериментальной отработкой основных конструктивных решений, обеспечивающих проектные условия работы конструкции в реальных условиях эксплуатации.
Конструкция контейнера прошла успешные испытания на экспериментальных стендах
НПО «ЦКТИ» и ОКБ «Гидропресс» при натурных размерах контейнера: на стенде НПО
«ЦКТИ» исследовалась вибропрочность контейнеров в составе контейнерных сборок,
на стенде ОКБ «Гидропресс» - циклическая прочность контейнеров от воздействия
теплоносителя при изменяющихся параметрах (давлении и температуры). 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 экспериментальных условиях, показывали опасную близость к исчерпанию проектного ресурса контейнеров,
что требует повышенного внимания к проблеме малоциклового нагружения конструкции.
Подходы к оценке проектного ресурса контейнеров на основе циклической
прочности. Оценка циклической прочности контейнеров выполнялась по методике
Норм расчета на прочность оборудования АЭС [1] (далее Нормы).
Строго говоря, Нормы [1], действующие в атомной энергетике, к расчетам прочности контейнеров для ОС 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 n =2 по напряжениям и nN =10
по числу циклов. Возможен также вариант использования пониженных значений нормативных коэффициентов запаса n =1.5 и nN =3, применяемых для деталей, нагруженных только тепловыми нагрузками или тепловыми и механическими нагрузками при
ограничении деформации другими упругими несущими элементами. Проблема состоит
в том, что содержимое контейнера не подпадает под определение несущих элементов и
данное допущение невозможно распространить на контейнеры с образцамисвидетелями без весомых обоснований.
Важным фактором является то, что Нормы [1] накладывают определенные ограничения на использование методики расчета на циклическую прочность. К числу таких
ограничений относится то, что 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 упругопластического расчета, в рамках которого учитывается деформационное
упрочнение материала контейнера и корректно определяются пластические деформации в условиях ограничения перемещений соседними (упругими) частями конструкции. Прямой упругопластический расчет гораздо сложнее как упругого, так и условно
упругого, выполняемого по методике Норм [1], 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
a = max{ aL, aF },
(1)
где aL – накопленное повреждение с применением коэффициентов запаса n = 2 и
nN = 10 и напряжений (L) из упругого расчета,
aF – накопленное повреждение с применением коэффициентов запаса n = 1.5 и
nN = 3 и условных упругих напряжений ()F, определяемых по методике Норм [1].
Особенности расчета температурного состояния. Расчет температурного состояния контейнеров с образцами проводится с учетом термических контактных сопротивлений между деталями содержимого контейнера, которые зависят от чистоты обработки контактирующих поверхностей, теплопроводности контактирующих деталей при
данных температурах и величин контактного давления. Значения контактных давлений,
заложенные в расчеты температурного состояния, принимаются по результатам соответствующих расчетов напряженного состояния. Термические контактные сопротивления в расчетной схеме моделируются двухузловыми элементами с соответствующей
теплопроводностью.
Интенсивность теплообмена с теплоносителем на наружных поверхностях контейнеров определяется гидродинамикой теплоносителя в конструкциях, в которых размещены контейнеры. Если конвекция определяется в основном разностью температур
между стенкой контейнера и теплоносителем (естественная конвекция), то коэффициенты теплоотдачи определяются путем итерационных расчетов на упрощенной модели.
В проектных авариях, сопровождающихся прекращением вынужденной циркуляции теплоносителя в первом контуре реакторной установки и подачей холодной воды в
корпус реактора, контейнер может оказаться в струе холодной воды, поступающей в
напорную камеру реактора. В этом случае консервативно считалось, что температура
теплоносителя, омывающего контейнер, равна температуре на оси холодной струи на
уровне верхнего торца гнезда. Оценка температуры на оси холодной струи выполнялась по методике ОКБ «Гидропресс».
В аварийных режимах на наружных поверхностях контейнеров может иметь место
кипение воды, либо конденсация пара. В этом случае коэффициенты теплоотдачи также определяются путем итерационных расчетов на упрощенной модели.
Для облучаемых образцов учитываются внутренние радиационные тепловыделения
в деталях содержимого контейнера.
Особенности оценки циклической прочности. Для решения поставленной задачи
в упругой и упругопластической постановке были выполнены расчеты контейнера по
методу конечных элементов (МКЭ) на модели 1/8 конструкции, включающей 36550 узлов сетки и 30864 линейных 8-узловых конечных элемента, с решением уравнений
МКЭ путем последовательных приближений для 7 вариантов заполнения контейнера с
долей заполнения алюминием от 5 до 53%. 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 p,
действующим на наружную поверхность контейнера, температурой контейнера Тex и
температурой его содержимого Tin. При оценке накопленного усталостного повреждения учитывалось 5 наиболее значимых расчетных состояний.
Расчет циклической прочности контейнера сводится к определению накопленного
усталостного повреждения a, которое в упругом (условно-упругом) расчете осуществляется по формуле (1).
При проведении прямого упругопластического расчета напряжения определяются
по формулам теории упругости из упругопластических деформаций, полученных в результате решения нелинейной задачи с использованием МКЭ. Поведение материала
контейнера за пределом упругости описывается степенной зависимостью
экв=Rpe(Eaэкв/Rpe)
(2)
где экв, экв – напряжения и деформации эквивалентные одноосному растяжению
образца, Rpe,  – предел пропорциональности и показатель упрочнения, найденные со-
гласно Нормам [1], Ea – модуль упругости материала контейнера. Расчет циклической
прочности выполняется с коэффициентами запаса n =2 и nN =10.
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 (НЭ), и совокупность режимов НЭ и ПА.
Результаты. Полученные результаты позволили заключить, что при максимальном
начальном зазоре 0.05 мм упругий расчет с коэффициентами запаса n =2 и nN =10 без
корректировки напряжений независимо от превышения номинальных напряжений (амплитуд) по отношению к пределу текучести можно признать приемлемым и умеренно
консервативным.
Обнаруженные 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 зазор. Попытка учесть
указанное увеличение зазоров в упругом расчете дает чрезмерно консервативный (отрицательный) результат оценки циклической прочности.
Сформулированный выше упрощенный подход для оценки циклической прочности
контейнера является консервативным 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 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, когда применение упрощенного подхода является приемлемым.
В случае, если при ПА перепад температур между стенкой контейнера и содержимым свыше 200°С, то для контейнера с долей алюминия в содержимом свыше 18% целесообразно выполнить прямой упругопластический расчет при минимальновозможном начальном зазоре, произвести оценку влияния проектной аварии на последующие расчетные состояния и выполнить оценку циклической прочности с коэффициентами запаса n =2 и nN =10.
В результате установлено, что для контейнеров с ОС проекта АЭС-2006 пластические деформации не имеют решающего значения и консерватизм обеспечивается упругим расчетом без корректировки напряжений с коэффициентами запаса n =2 и nN =10.
По результатам расчетов циклическая прочность контейнера с ОС проекта АЭС2006 в течение срока службы 60 лет обеспечивается. При этом максимальное значение
накопленного повреждения при НЭ + ННЭ не превышает 0.1, а при НЭ + ННЭ + ПА не
превышает 0.2.
Литература
1. Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок ПНАЭ Г-7-002-86. – М.: Энергоатомиздат, 1989. - 525 с.