Исследование повреждений и разработка способов повышения работоспособности узла присоединения коллектора теплоносителя к корпусу парогенератору аэс с ввэр-1000

На правах рукописи

Харченко Сергей Александрович

Исследование повреждений и разработка способов повышения работоспособности узла присоединения коллектора теплоносителя

к корпусу парогенератору АЭС с ВВЭР-1000

специальность 05.14.03

«Ядерные энергетические установки, включая проектирование, эксплуатацию и вывод из эксплуатации»

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени

кандидата технических наук

Подольск – 2012

Работа выполнена в ОАО ОКБ “ГИДРОПРЕСС” и ОАО НПО ”ЦНИИТМАШ”

Научный руководитель: Официальные оппоненты: Ведущее предприятие:

доктор технических наук Казанцев Александр Георгиевич доктор технических наук, профессор Маркочев Виктор Михайлович кандидат технических наук Попадчук Валерий Сергеевич ОАО Всероссийский научно- исследовательский институт по эксплу- атации атомных электростанций (ОАО ВНИИАЭС)

Защита диссертации состоится 26 июня 2012 г. в 11 час. на заседании диссертационного совета Д 418.001.01 при ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС» по адресу: 142103, Московская область, г. Подольск, ул. Орджоникидзе, 21.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технический библиотеке ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС» по адресу: 142103, Московская область, г. Подольск, ул. Орджоникидзе, 21.

Отзыв на автореферат диссертации в двух экземплярах, заверенный гербовой печатью учреждения, просим направлять по адресу: 142103, Московская область, г. Подольск, ул. Орджоникидзе, 21, диссертационный совет при ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС».

Автореферат разослан «10» мая 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук

А.Н.Чуркин

Общая характеристика работы

Актуальность работы. При эксплуатации парогенераторов энергоблоков с реакторами ВВЭР-1000, сосудов высокого давления реакторов PWR, BWR изготовленных из высоколегированных сталей перлитного класса повреждения отдельных узлов оборудования имеют место с поражением больших объемов металла с характерными коррозионными признаками. Впервые повреждения в результате коррозионного растрескивания были обнаружены в перфорациях коллекторов парогенераторов ПГВ-1000 на Южно-Украинской АЭС после 12 тысяч часов эксплуатации. Подобные повреждения были выявлены позже в коллекторах парогенераторов Нововоронежской, Балаковской и Запорожской АЭС. Подверженными коррозионному растрескиванию оказались также узлы присоединения коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора. Коррозионное растрескивание наблюдали в трубных досках и дистанционирующих решетках парогенераторов из сталей А533 и А508 на АЭС с PWR в США, Европе и Японии после 5-7 лет ввода в эксплуатацию. Масштаб повреждений был такой, что в США были разработаны национальные программы исследований причин повреждений и мероприятия по повышению эксплуатационной надежности парогенераторов.

Для решения проблемы повреждения коллекторов теплоносителя из стали 10ГН2МФА парогенераторов ПГВ-1000, в рамках отраслевой программы концерна «Росэнергоатом» по повышению надежной и безопасной эксплуатации парогенераторов, в НПО ЦНИИТМАШ, ЦНИИ КМ «Прометей» и ОКБ «ГИДРОПРЕСС» были проведены исследования характера повреждений.

В результате выполненных работ был сделан вывод о том, что в условиях эксплуатации, когда имеет место совокупное влияние низкоскоростного деформирования и коррозионной среды, сталь 10ГН2МФА может проявлять склонность к коррозионному растрескиванию в определенном интервале температур.

Металлографическими и фрактографическими исследованиями установлено, что характер трещин, наблюдаемых в эксплуатационных условиях в локальных участках оборудования, идентичен получаемым при лабораторных испытаниях на склонность к замедленному деформационному коррозионному растрескиванию (ЗДКР).

Определенным недостатком выполненных в этом направлении работ является то, что растрескивание стали 10ГН2МФА исследовалось в воде с повышенной концентрацией кислорода, что нехарактерно для нормальных условий эксплуатации оборудования. При концентрациях кислорода, соответствующих нормальным условиям при эксплуатации парогенератора (менее 0.005 мг/кг), коррозионные повреждения в лабораторных исследованиях не наблюдались.

В связи с этим являются актуальными исследования влияния на процесс коррозионного растрескивания стали 10ГН2МФА содержания коррозионно-активных примесей, отложений окислов меди и железа, наблюдавшихся в зонах коррозионного повреждения, выявления по результатам исследований условий инициации и развития коррозионных повреждений, а также разработки мероприятий, позволяющих замедлить или полностью исключить процессы коррозионного растрескивания стали в узле присоединения коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора.

Целью работы является исследование процессов возникновения и развития коррозионных трещин в металле узла присоединения коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора ПГВ-1000 в высокотемпературной воде в условиях низкоскоростного статического и циклического нагружения при наличии отложений окислов меди и железа с учетом параметров ВХР. Разработка способов повышения долговечности узла присоединения коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора ПГВ-1000.

В рамках настоящей диссертационной работы для достижения данной цели поставлены и решены следующие задачи:

- разработка методики испытаний стали 10ГН2МФА при низкоскоростном статическом и циклическом нагружении в высокотемпературной воде при наличии шлама;

-исследование влияния состава шлама (процентного содержания окислов меди и железа), температуры, скорости деформирования, водородного показателя рН воды на коррозионное растрескивание стали 10ГН2МФА;

- выявление условий возникновения трещин в стали 10ГН2МФА при низкоскоростном статическом и циклическом нагружении в высокотемпературной воде при наличии кислорода и шлама;

- определение скорости роста трещин в стали 10ГН2МФА при низкоскоростном нагружении в зависимости от ВХР и состава шлама.

Методы исследования

Экспериментальные исследования механических свойств и характеристик трещиностойкости при статическом и циклическом нагружении выполнялось с использованием современных установок оснащенных автоклавами и аппаратурой управления и регистрации параметров разрушения образцов. Длина исходных трещин в образцах определялась методом электрического потенциала, а также с использованием методов оптической микроскопии. Параметры ВХР определялись методами химического анализ. Характеристики трещиностойкости определялись с использованием аппарата линейной и нелинейной механики разрушения.

Расчетная часть работы выполнялась путем численного моделирования методом конечных элементов напряженного состояния и развития разрушения в цилиндрических и компактных образцах. Расчет напряженного состояния осуществлялся в упругопластической постановке на основе теории течения с кинематическим упрочнением.

Научная новизна

Выявлены условия проявления коррозионного растрескивания стали 10ГН2МФА при низкоскоростном статическом и циклическом нагружении в высокотемпературной воде при наличии отложений шлама с различным процентным содержанием окислов меди и железа.

Определена скорость развития трещин при ЗДКР в условиях низкоскоростного нагружения при различных ВХР и наличии шлама. Определены параметры ВХР, при которых коррозионного растрескивания не происходит.

Для описания процесса образования и развития трещин при ЗДКР предложен деформационный критерий, параметры которого определяются с учетом ВХР и скорости нагружения.

Выявлено существенное снижение циклической прочности стали 10ГН2МФА при наличии шлама и низкоскоростном нагружении в области напряжений ниже условного предела текучести.

Для описания процесса возникновения трещин при низкоскоростном циклическом нагружении обосновано использование уравнение типа Лэнджера, параметры которого определяются с учетом снижения характеристик пластичности и прочности при статическом низкоскоростном нагружении.

Практическая ценность.

Результаты работы позволили уточнить условия проявления ЗДКР и обосновать комплекс мер по обеспечению долговечности узла приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора ПГВ-1000, включающих снижение уровня напряжений и исключение коррозионной составляющей в узле приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератораПГВ-1000.

Достоверность полученных результатов обеспечивается использованием современных методов испытаний, аппарата линейной и нелинейной механики разрушения, использованием аттестованной измерительной аппаратуры, сопоставлением результатов расчетов и экспериментов, а также с известными литературными данными.

Личный вклад автора

Автор диссертационной работы:

- непосредственно участвовал в определении причин образования повреждений в узлах присоединения коллекторов к патрубкам парогенераторов, в определении основных факторов, способствующих повреждению металла в зоне сварного соединения № 111;

- предложил способы предотвращения повреждений в узлах присоединения коллекторов парогенераторов действующих АЭС с ВВЭР-1000;

- принимал непосредственное участие в экспериментальных исследованиях в узле присоединения коллектора путем охлаждения данного узла воздухом на этапах:

- постановки задачи;

- обсуждения и согласования технического задания на эксперимент;

- разработки методики испытания образцов на ЗДКР в условиях контакта со шламом, выполнении экспериментов;

- оснащения стенда средствами измерения;

- проведения экспериментов;

- анализа результатов экспериментальных исследований.

Апробация работы и публикации. Основные положения диссертационной работы были представлены на научных семинарах ОКБ “ГИДРОПРЕСС”, отдела прочности материалов и конструкций ЦНИИТМАШ; 5-8-й международной конференции по горизонтальным парогенераторам. ОКБ ГП, Подольск Московской обл. 2006, 2008 и 2010г., 11-й международной конференции “ Material Issues in Design, Manufactering and Operation of Nuclear Power Plants Equipment”, 14 – 18 июня, 2010, Петербург, ЦНИИ КМ “Прометей”,5-й и 6-й Международных научно-технических конференциях «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР» ( Подольск 2007 г. и 2009 г.);

По теме диссертации опубликовано 15 работ.

Основное содержание диссертационной работы отражено в 15 научных работах и докладах, из них 4 в ведущих рецензируемых научно-технических журналах «Вопросы атомной науки и техники» вып. 19, 2007 г. и вып. 21, 2008 г., «Атомная энергия» Том 104, вып. 1, январь 2008 г., «Теплоэнергетика» №3, март 2011 г., в 2-х описаниях к патенту на полезную модель.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из пяти глав, выводов, списка литературы. Работа содержит 103 страницы машинописного текста, 132 рисунка, 17 таблиц. Список литературы включает 45 наименований.

Содержание работы

Во введении дана общая характеристика работы, обоснована её актуальность, сформулированы цели и задачи исследований. На основе литературных данных сделан анализ состояния проблемы коррозионных повреждений узла приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора ПГВ-1000. Отмечен существенный вклад в исследования коррозионного растрескивания коллекторов ПГВ-1000 в перфорации и узле присоединения к корпусу парогенератора сотрудников ЦНИИТМАШ, ЦНИИКМ «Прометей», ОКБ «ГИДРОПРЕСС» - Хариной И.Л., Зубченко А.С., Рябинина В.В., Трунова Н.Б. и др., а также Матохи К. (Чехия).

В первой главе рассмотрены условия нагружения узла присоединения коллектора. Показано, что повреждения коллекторов парогенераторов ПГВ-1000 изготовленных из стали 10ГН2МФА обусловлены замедленным деформационным коррозионным разрушением (ЗДКР). Склонность к ЗДКР проявляется у многих низколегированных сталей в условиях высокого уровня напряжений и коррозионного воздействия водной среды в определённом интервале температур.

Приведены результаты исследований механических характеристик стали 10ГН2МФА, её трещиностойкости и малоцикловой усталости в обычных условиях на воздухе. Исследования проведены на стали различных плавок. Использовался металл коллектора парогенератора ПГВ-1000 производства Краматорского завода “Энергомашспецсталь”, опытного коллектора № 70 изготовленного ПО « Ижорский завод», а также коллектора выведенного из эксплуатации парогенератора блока № 5 НВАЭС. Ряд испытаний выполнен на металле коллектора чешского зовода Vitcovice Heavy Machinery.

Во второй главе представлены результаты экспериментального исследования коррозионного растрескивания стали 10ГН2МФА при низкоскоростном нагружении в высокотемпературной воде.

На основе обобщения полученных в настоящей работе и известных литературных данных предложена методика прогнозирования изменения пластичности стали 10ГН2МФА в зависимости от параметров водной среды (содержания кислорода, хлора, температуры) и скорости пластической деформации. Предложены соотношения, описывающие изменение относительного сужения образца в зависимости от данных факторов.

В третьей главе описана методика автоклавных испытаний на модернизированной установке “Автограф” (Шимадзу) с максимальным усилием 15 т, позволяющей проводить автоклавные испытания цилиндрических и компактных образцов (типа СТ1) при низкоскоростном статическом и циклическом нагружении.

Представлены результаты испытаний образцов из стали 10ГН2МФА, в условиях замедленного коррозионного растрескивания при наличии контакта рабочей поверхности образцов со шламом, содержащим окислы меди и железа, а также без шлама с различным уровнем растворенного кислорода (до 4.5 мг/кг).

По данным этих испытаний выполнена оценка скорости распространения трещины и определены условия, в которых коррозионного растрескивания не происходит. Испытания проводились на цилиндрических образцах диаметром 10 мм и компактных образцах типа СТ толщиной 20-25мм с выкружкой радиусом 3 мм.

Для исследования влияния отложений (шлама) окислов меди и железа цилиндрический образец устанавливали в тонкостенный стакан из нержавеющей стали, в котором помещался шлам нужного состава (рис.1). В компактном образце с выкружкой (рис.2), шламом заполнялась выкружка. С боковых сторон и со стороны выреза шлам удерживался тонкими пластинками, закрепленными на образце. Преимуществом образца с выкружкой является то, что при его испытании удается исследовать и момент зарождения трещины, и ее распространение в одинаковых водно-химических условиях (по крайней мере, на начальной стадии). При этом процесс распространения трещины происходит от инициирующей коррозионой трещины, а не от наведенной усталостной при механическом нагружении. Тем самым обеспечивается более адекватное моделирование условий развития реальных коррозионных трещин.

Для спрямления фронта коррозионной трещины на ряде образцов на боковых поверхностях были выполнены боковые канавки глубиной 10% от толщины образца.

Программа исследования ЗДКР включала следующие виды испытаний:

-испытания цилиндрических образцов на растяжение в условиях контактирования рабочей поверхности со шламом с различным процентным содержанием Fe2O3 (или Fe3O4) и CuO. В испытаниях варьировалась температура и скорость нагружения. Водородный показатель соответствовал нормальному pH25=6;

испытания цилиндрических образцов на растяжение в условиях контактирования рабочей поверхности со шламом 75%Fe2O3 + 25% CuO, с различной степенью деформации до стадии, предшествующей началу трещинообразования, последующей промывкой и продолжением испытания в чистой среде (после заливки в автоклав новой дистиллированной воды и повторного барботирования). Промывка заключалась в удалении с поверхности образца (без ее механического повреждения) отложений окислов меди и железа. Испытания проводились при рабочей температуре Т= 260 °С, pH25 = 6;

исследование влияния на коррозионное растрескивание водородного показателя (pH) воды при контактировании образца со шламом 75%Fe2O3 + 25%CuO при Т= 260 °С, pH25 = 8.5 (испытания без кислорода, вода барботировалась после введения гидразина в концентрации 100 мкг/кг) и pH25 = 9.2 (испытания без кислорода, вода барботировалась после введения этаноламина 3.5 мг/кг и гидразина в концентрации 20 мкг/кг);

испытания компактных образцов с выкружкой, заполненной шламом 75%Fe2O3 + 25%CuO или 100%CuO при Т= 260 °С, pH25 = 6.

Для снижения концентрации кислорода (примерно до уровня [O2] 0.005 мг/кг) вода перед испытаниями барботировалась в автоклаве аргоном. Шлам изготавливали смешиванием порошка Fe2O3 и CuO. Активным компонентом в шламе, как показали испытания, является окись меди.

Рисунок 1 - Образец на растяжение, рабочая часть которого контактирует со шламом.	Рисунок 2 – Компактный обра - зец с выкружкой, заполненной шламом.

Скорость перемещения захватов составляла 1 мкм./мин. Применительно к цилиндрическим образцам таким условиям нагружения соответствует скорость деформации 310-7 сек-1.

Для определения условий локального деформирования в вершине выкружки был выполнен расчет МКЭ полей напряжений и пластических деформаций (рис.3). По данным расчета при скорости перемещения захватов 1мкм/мин скорость локальных деформаций составляет около 1.5 10-6 сек-1.

Рисунок 3 - Распределение пластических деформаций в вершине выкружки компактного образца.

На рис.4а приведены диаграммы растяжения в координатах нагрузка-удлинение для нескольких образцов, испытанных при скорости деформирования 310-7 сек-1 в контакте со шламом состава 75%Fe2O3 + 25%CuO, характерным для коллекторов-в ПГВ-1000. Образцы разрушались с небольшой пластической деформацией без образования выраженной шейки. Изменение толщины слоя шлама в пределах 1-5 мм не влияло на результаты испытаний.

Аналогичный эффект охрупчивания наблюдался при испытаниях образцов без шлама при повышении содержания кислорода до 0.73 мг/кг и более, рис.4б. На рис.4б для сопоставления приведена также кривая деформирования, полученная при скорости деформирования 10-3 сек-1, когда коррозионного растрескивания не происходит (абсолютное удлинение образца составляет примерно 12 мм, = 75%, что совпадает с данными испытаний на воздухе).

а	б
Рисунок 4 - Диаграммы растяжения образцов, испытанных при Т=260 °С со шламом 75%Fe2O3 + 25% CuO в воде без кислорода (а) -13, 14, 444 – мартеновская плавка, 71- ЭШП и в воде с кислородом ([О2]= 0.73 мг/кг) без шлама (б): 16 - v= 310-7 сек-1; 18 - v=10-3 сек-1; 17 - [Cl]=5.0мг/кг; v=310-7 сек-1.

Результаты испытаний со шламом и в воде с повышенным содержанием кислорода при варьировании температуры показали, что в диапазоне температур 180-290°С имеется провал пластичности (рис.5). Таким образом, во время стояночных режимов при Т = 100130 °С низкоскоростное деформирование не приводит к коррозионному растрескиванию.

Влияние скорости деформирования на относительное сужение показано на рис. 6. Минимальные значения пластичности соответствуют скоростям деформации порядка 0-7-10-6 с-1. С увеличением скорости до 10 -4 10 -3 с-1 эффект коррозионного растрескивания исчезает. Падение пластичности с понижением скорости деформирования в случае испытаний со шламом происходит более интенсивно, чем в воде с кислородом.

Рисунок 5 - Зависимость относительного сужения от температуры, ( = 1,410-7 310-7 1/сек). 1 – бидистиллат, шлам; 2 – бидистиллат, [O2] = 2 мг/кг; 3 – [Na+] = 0,5 мг/кг; [Cl-] = 0,5 мг/кг; [O2] = 4 мг/кг; 4 – бидистиллат, [O2] = 4 мг/кг;	Рисунок 6 - Зависимость относительного сужения от скорости нагружения Т =260 °С. 1, 2 - с кислородом (1- данные ЦНИИ КМ “Прометей”);3-бидистиллат без кислорода, шлам 75%Fe2O3 + 25%CuO.

Для оценки влияния содержания окиси меди в шламе на охрупчивание стали 10ГН2МФА были проведены испытания в шламе 100% - ым содержанием Fe2O3,, а также при различном процентном содержании CuO.

Влияние концентрации CuO и Fe2O3 в шламе на величину относительного поперечного сужения образца при разрушении показано на рис. 7. В обескислороженной воде, по крайней мере, до значений концентрации CuO равной 10%, ЗДКР не проявляется, образцы разрушались с образованием шейки при величине поперечного сужения 75%. При содержании СuO в шламе более 10% имеется провал пластичности.

Рисунок 7 – Влияние концентрации окиси меди в шламе на относительное сужение образца при разрушении (точки – экспериментальные данные).

Наличие порогового значения концентрации окислителя, начиная с которого проявляется ЗДКР, получено также (Харина И.Л.) при испытаниях в воде без шлама с варьируемой концентрацией кислорода. При Т=260°С пороговое значение концентрации кислорода составляет примерно 0.25 мг/кг.

Кривые деформирования цилиндрических образцов в воде при Т =260 °С при наличии шлама 75%Fe2O3 + 25% CuO с варьированием водородного показателя приведены на рис.8. При повышении pH25 c 6 до 8.5 эффект коррозионного растрескивание сохранялся, относительное сужение при разрушении составляло =12% (кривая 1). При дальнейшем повышении pH25 до 9.2 образцы разрушались вязко с образованием шейки без возникновения коррозионных трещин при величине поперечного сужения около 75%. Эти данные показывают, что за счет повышения pH до необходимого уровня (при добавлении этаноламина и гидразина) воздействие шлама, провоцирующего коррозионное растрескивание, может быть нейтрализовано.

	Рисунок 8 - Диаграммы растяжения образцов при испытании со шламом при Т= 260°С с варьированием pH. 1 - pH25 = 8.5; 2 – pH25 = 9.2.

На рис.9 приведены диаграммы растяжения двух образцов, полученные при комбинированном нагружении с промывкой. На первом этапе (короткий участок на диаграмме деформирования) образец испытывался со шламом до достижения некоторой деформации, не превышающей предельную (по моменту образования трещины). Затем он разгружался, промывался и испытывался на втором этапе до разрушения в барботированном аргоном бидистиллате без шлама (длинный участок диаграммы деформирования). Видимые трещины на поверхности образца после 1-го нагружения отсутствовали. Диаграммы 1-го и 2-го этапов на рис.9 совмещены в начале координат.

Рисунок 9 - Диаграммы растяжения образцов №333(а), 72 (б) при комбинированном нагружении с промывкой, шлам 75%Fe2O3 + 25% CuO.

После промывки разрушение образцов проходило по вязкому механизму с образованием шейки. Относительное поперечное сужение образцов зависело от уровня предварительной деформации на 1-м этапе (в диапазоне 0.161.8%) и составляло 2060%. Существенным является то, что даже если 1-й этап нагружения проходил только в упругой области, при последующем нагружении после промывки наблюдалось снижение пластичности. Это указывает на то, что при медленном деформировании материал повреждается и в области упругих деформаций.

Процесс разрушения при ЗДКР можно рассматривать как состоящий из двух стадий – стадии зарождения трещины и стадии ее распространения. Первая стадия представляет собой некоторый инкубационный процесс, приводящий к ослаблению и охрупчиванию структуры металла в поверхностных слоях, который можно описать с использованием деформационного критерия разрушения.

По критериям квазистатического разрушения величина повреждения при статическом нагружении в коррозионной среде определяется в виде

(1)

где Dscor – накопленное коррозионное квазистатическое повреждения при ЗДКР в условиях заданной скорости деформирования и водно-химического режима (ВХР) - температуры, концентрации окиси меди, кислорода, хлора и др. параметров;

ef - упругопластическая деформация к моменту образования макротрещины (длиной до 0.5 – 1 мм);

de - приращение деформации;

- предельная деформация материала, являющаяся функцией скорости деформирования и параметров ВХР. Данная характеристика, является суммой упругой и пластической компонент деформации. Упругая деформация определяется в соответствии с законом Гука. Пластическая может быть установлена через относительное сужение с образца к моменту образования макротрещины

f = ln(100/(100 -с)).

Величина с выражается через относительное сужение при полном разрушении в виде с =kT, где kT –коэффициент, зависящий от ВХР испытаний (kТ <1).

Образование макротрещины происходит при выполнении условия

Dscor = 1

Критерий (1) основывается на линейном суммировании повреждений, определяемых отношением приращения текущей деформации к предельной деформации материала в заданных условиях нагружения и ВХР.

Отличие критерия (1) от критерия квазистатического разрушения заключается в том, что при определении повреждения учитывается не только пластическая, но и упругая компонента деформации.

Как показали результаты испытаний, за момент образования трещины (глубиной около 1мм) при проявлении ЗДКР можно принять начало падение нагрузки на кривых статического растяжения.

Величина коррозионного повреждения Dscor для образцов, испытанных по режимам нагружения с промывкой при различной степени деформации на 1-м этапе нагружения находится в интервале 0.5-2.2.

На рис.10 показаны кривые деформирования компактных образцов с выкружкой, полученные в условиях проявления ЗДКР (Т=260С, pH =6) в контакте со шламом в обескислороженной воде – кривая 1 и без шлама в воде с концентрацией кислорода 4.5 мг/кг - кривая 2. В этих случаях в вершине выкружки наблюдалось возникновение коррозионных трещин без заметных пластических деформаций образца.

При испытании без шлама в воде с концентрацией кислорода до 1.5 мг/кг, а также при более высокой скорости деформирования (103 мкм/мин) наблюдались значительные пластические деформации и утяжка образцов без образования трещин. Кривая деформирования для нагружения при высокой скорости также приведена на рис.10 (кривая 3). Внешний вид образцов после испытаний показан на рис.11.

Рисунок 10 – Диаграммы деформирования компактных образцов с выкружкой при Т=260 С, pH =6. 1 - v =1 мкм/мин, со шламом; 2 - v =1 мкм/мин, [O2] = 4.5 мг/кг; 3 – v =103 мкм/мин, [O2] = 4.5 мг/кг.

а	б
Рисунок 11 – Внешний вид компактных образцов с выкружкой после испытаний при нагружении со шламом (а) и без шлама (б).

Глубина трещин на образцах измерялась с помощью метода потенциала. На цилиндрических образцах - с использованием прибора Karl Deutsch, на компактных - прибора ИГТ-98Ц, разработанного в ЦНИИТМАШ. Измерения трещин проводились так же на оптическом микроскопе на шлифах после разрезки испытанных образцов. По данным этих измерений и длительности ниспадающего участка (стадии разрушения) на диаграммах деформирования компактных и цилиндрических образцов была установлена средняя скорость роста коррозионных трещин.

При обработке результатов полагали, что в условиях низкоскоростного деформирования скорость роста трещины можно представить в виде vс = vm + vcor, где vm- скорость роста трещины, обусловленная механическим нагружением, а vcor – приращение скорости за счет коррозионного растрескивания.

На рис.12 приведены значения скорости коррозионного растрескивания vcor, полученные при испытаниях в воде с различной концентрацией кислорода, а также при испытаниях со шламом.

Максимальные значения скорости коррозионного растрескивания наблюдались при испытании со шламом содержащим 75% Fe2O3+25% CuO в барботированной воде. В воде с повышенным содержанием кислорода до 4.5 мг/кг эффект от воздействия шлама сохранялся. Скорость роста трещины составляла 110-4 2.510-4 сек-1.

При испытании со шламом c содержанием окиси меди не более 10% и без шлама в воде с концентрацией кислорода [O2] < 0.25 мг/кг скорость роста коррозионных трещин равна нулю (трещины не возникали) - точки на горизонтальной оси на рис.12. В этом случае предельные пластические деформации образца при разрушении соответствовали данным испытаний на воздухе.

В испытаниях без шлама при увеличении концентрации кислорода до 0.7 мг/кг и более эффект ЗДКР также проявлялся, однако предельные пластические деформации при разрушении были несколько выше, чем при испытаниях со шламом 75%Fe2O3+25% CuO. Соответственно значения vcor получены более низкие.

Рисунок 12 – Зависимость скорости роста коррозионных трещин от концентрации кислорода.

1,5 – цилиндрические образцы, испытания в воде с кислородом без шлама;

2,4 – компактные образцы с выкружкой, испытания в воде с кислородом без шлама;

3 – испытания в воде с кислородом с добавкой иона хлора ([Cl] = 5мг/л) без шлама, цилиндрический образец;

6 – испытания со шламом без окиси меди (100% Fe2O3) и с содержанием CuO до 10%, цилиндрические образцы;

7 - испытания со шламом 75% Fe2O3+25% CuO, цилиндрические и компактные образцы с выкружкой.

Для оценки скорости роста трещин в стали 10ГН2МФА в условиях ЗДКР при монотонном нагружении было выполнено конечно-элементное моделирования процесса распространения трещины в компактном образце СТ-1 при низкоскоростном нагружении в воде высоких параметров.

Расстояние между узлами элементов у вершины трещины составляло 0.04 мм. Длина начальной трещины 25 мм. Рассматривался случай плоской деформации. Эффект коррозионного воздействия учитывался изменением величины предельной деформации, соответствующей возникновению трещины при замедленном деформировании.

Процесс развития трещины моделировался удалением закреплений в узлах на линии продолжения трещины. В качестве локального критерия разрушения использовался деформационный критерий в форме (1), в котором предельная деформация рассматривалась в виде зависимости от скорости деформирования , в свою очередь зависит от параметров ВХР и концентрации окиси меди в шламе.

Учитывалось также снижение предельных деформаций в вершине трещины за счет объемности НДС.

На основе выполненных расчетов были получены J-R кривые в условиях замедленного деформирования и средние значения скорости роста трещин (в интервале подрастаний трещин до 2.75мм).

На рис.13 показана расчетная зависимость скорости роста коррозионной трещины vcor =vс-vm при ЗДКР от пластичности и данные испытаний со шламом 75% Fe2O3+25% CuO в барботированной воде. Отличие экспериментальных данных от расчетных значений не превышает двух раз.

Рисунок 13 – Зависимость скорости роста коррозионных трещин от предельной деформации при низкоскоростном деформировании.

1- расчет на основе МКЭ; 2 – экспериментальные данные.

В четвертой главе представлены результаты исследования коррозионного растрескивания при нагружении с постоянной нагрузкой (деформацией) и при циклическом низкоскоростном нагружении.

Для исследования возможности развития коррозионных трещин в стали 10ГН2МФА при статическом нагружении использовались образцы типа двухконсольной балки (ДКБ) толщиной 20 мм, (в воде с концентрацией кислорода 4.5%) и компактные образцы СТ-1 (испытания со шламом 75% Fe2O3+25% CuO) с начальными усталостными трещинами.

Нагружение ДКБ образцов до К1 = 30-60 МПам0.5 осуществлялось расклинивающей цилиндрической вставкой, после чего образец помещался в автоклав (без системы нагружения).

На образцах СТ-1 выход на установленный уровень К1, равный 60 и 90 МПам0.5 осуществлялся при низкоскоростном нагружении со скоростью перемещения захватов 1 мкм/мин. Выдержка осуществлялась при постоянном заданном усилии. Длительность выдержек составляла до 300 час. Результаты этих испытаний показали, что коррозионный подрост трещин в отсутствует.

В работе была также исследована возможность коррозионного разрушения стали 10ГН2МФА при низкоскоростном циклическом нагружении при наличии контакта образца со шламом состава 25%CuO+75% Fe2O3.

Нагружение осуществлялось по отнулевому циклу. Скорость нагружения в полуцикле растяжения была принята такой же, как и в случае статического нагружения при ЗДКР т.е. порядка 310-7 сек-1. Разгрузка с целью снижения трудоемкости испытаний осуществлялась с более высокой скоростью. Длительность цикла составляла порядка одних суток.

Рисунок 14 - 1- расчетная кривая усталости (в амплитудах условных напряжений) для стали 10ГН2МФА на воздухе (r = -1), 2 – расчетная кривая усталости при низкоскоростном нагружении. Точки – экспериментальные данные: 1 – Т=20 °С, 2- Т=350°С – испытания на воздухе; 3 –Т = 260°С - испытания при низкоскоростном нагружении в воде со шламом.

Величина максимальных напряжений задавалась в интервале 0.8-1.0 от условного предела текучести. Полученные результаты испытаний в амплитудах напряжений приведены на рис.14 (точки 3). В исследованном диапазоне напряжений число циклов до разрушения составляло от 5 до 20.

На этом же рисунке в амплитудах условных напряжений показаны экспериментальные данные для стали 10ГН2МФА (жесткое нагружение) при отсутствии коррозионной среды.

Как видно из рис.14, снижение амплитуды циклических напряжений при низкоскоростном нагружении зависит от уровня нагружения и может составлять до 20 раз.

Полученные экспериментальные данные удалось описать зависимостью Лэнджера:

(2)

где E = 2·105 МПа - модуль упругости стали 10ГН2МФА; ec –характеристика пластичности, определяемая в соответствии с ПН АЭ Г-7-002-86; R-1 =0.4Rm – предел выносливости при симметричном цикле нагружения; Rm – временное сопротивление; r – коэффициент асимметрии цикла; . Эффект снижения пластичности в условиях ЗДКР учитывался на основе соотношения

В таблице представлены значения параметров уравнения (2) для случая низкоскоростного нагружения со шламом и для нагружения в обычных условиях на воздухе. Величина определялась как среднее значение по данным испытаний трех образцов.

Таблица - Параметры уравнения кривой усталости

Условия нагружения	, %	, %	R-1, МПа	Rm, МПа	mp
на воздухе	140	34,6	208	520	0.5
в воде со шламом	0.68	0.168	178	450	0.5

Расчетные кривые усталости для испытаний на воздухе (r = -1) и в коррозионной среде со шламом (r = 0) приведены на рис.14.

Как следует из рис.14 расчет согласуется с экспериментальными данными. Полученный результат показывает возможность прогнозирования кривых усталости при низкоскоростном нагружении в условиях проявления ЗДКР по данным соответствующих статических испытаний.

В пятой главе описаны разработанные способы повышения работоспособности узла приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора АЭС с ВВЭР-1000

На основании выявленных условий проявления коррозионного растрескивания стали 10ГН2МФА предложен комплекс мер по повышению работоспособности узла приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора ПГВ-1000, включающих снижение уровня напряжений и исключение коррозионной составляющей в узле приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератораПГВ-1000.

По результатам расчета НДС в узле присоединения коллектора к корпусу с различным радиусом галтельного перехода был сделан вывод о том, что для снижения напряжений необходимо максимально возможно увеличивать радиус галтели коллектора. В связи с этим был рассмотрен вариант с последовательным увеличением радиуса сопряжения от наружной поверхности коллектора (R = 30 мм) к внутренней поверхности патрубка Ду 1200 с максимально возможным радиусом галтели R = 120 мм.

Модернизированная конструкция узла присоединения коллектора к корпусу с максимально возможными, из конструктивных соображений, радиусами галтельных сопряжений предназначена для вновь разрабатываемых ПГ. В модернизированной конструкции узла присоединения коллектора максимальные местные растягивающие напряжения, по отношению в базовому варианту, снижены на 147 МПа (42 %) и составляют 201 МПа, что существенно ниже предела текучести материала коллектора.

Для действующих АЭС с ВВЭР-1000 предложен и внедряется «температурный» метод снижения напряжений. Суть метода заключается в создании сжимающих напряжений на галтели "кармана" коллектора путем охлаждения наружной поверхности узла присоединения коллектора в зоне сварного соединения № 111. В результате охлаждения образуется разность температур между внутренней и наружной поверхностями патрубка Ду 1200, переходного кольца и "кармана" коллектора, наружные слои металла становятся холоднее внутренних, меньше расширяются и сжимают внутренние слои.

Конструктивно данный метод реализуется установкой на узел соединения коллектора теплоносителя с патрубком Ду 1200 стального разборного кожуха, под который вентиляторами подается воздух. Кожух изготавливается разборным не менее чем из двух частей. Конструкция кожуха защищена патентом на полезную модель.

Для количественной оценки влияния эффективности снижения напряжений в узле присоединения коллектора к корпусу вновь разрабатываемых и действующих ПГ с системой обдува были проведены расчеты накопленного циклического повреждения. Рассматривалась вся номенклатура проектных режимов эксплуатации. Расчетами показано, что конструкция ПГ с обдувом узла присоединения коллектора имеет вдвое меньшую (до 54 %) величину накопленной циклической повреждаемости на галтели «кармана» коллектора по сравнению с базовой конструкцией ПГ.

Для решения проблем связанных с наличием шламовых отложений, выполнена врезка в нижнюю часть «кармана» «горячего» коллектора ПГ-1 блока 5 Нововоронежской АЭС двух дополнительных штуцеров Ду 27 с фланцевыми разъемами с уплотнением на паронитовой прокладке (рис.17).

Рис. 17 - Смывное устройство

Основным назначением указанных штуцеров является установка смывных устройств для гидродинамической промывки «карманов». Смывное устройство представляет из себя трубу 25х2,5 мм с 6 отверстиями диаметром 4 мм (по три на двух образующих). Вода подается по штуцеру смывного устройства и трубе 25х2,5 мм, и разбрызгивается через отверстия диаметром 4 мм в «карман» Результаты применения «смывного» устройства (рис.19).

«холодный» «карман»	«горячий» «карман»
Рис. 19 - Карманы коллекторов после промывки.

Наряду с применением смывного устройства для обеспечения чистоты «карманов» коллекторов внедрена локальная химическая отмывка в зоне присоединения коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора. Схема представлена на рисунке 20, результаты на рисунке 21

Рисунок 20 - Схема локальной химической промывки

а) б)

Рисунок 21- Результаты локальной химической промывки

а) до отмывки, б) после отмывки

В результате выполнена проверка эффективности использования дополнительных штуцеров в нижней части «кармана» «горячего» коллектора ПГ при проведении химической промывки ПГ. Установлено, что использование дополнительных штуцеров смывных устройств для подачи технологических сред в объем «кармана» коллектора позволяет повысить эффективность процессов химического растворения и вывода отложений.

После химической промывки визуально зафиксировано минимальное количество отложений в объеме «горячего» «кармана» коллектора 5ПГ-1 (оснащенного дополнительными штуцерами). В «холодном кармане» ПГ (не оснащенном дополнительными штуцерами) после завершения химической отмывки присутствовали частицы нерастворенных отложений и шлама, водная среда, слитая из «холодного» «кармана», была черного цвета с включение нерастворенных частиц отложений.

Выводы

Решена актуальная научно техническая задача повышения работоспособности узла приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора ПГВ-1000.

1. Разработана методика испытаний на замедленное коррозионное растрескивание стали в высокотемпературной воде при наличии отложений шлама в виде окислов меди и железа. Установлены границы проявления склонности стали 10ГН2МФА к ЗДКР по уровню температуры, скорости деформации, содержанию окиси меди в шламе.

2. При полном или частичном удалении окиси меди из шлама, когда шлам представляет собой 100% Fe2O3, а также при концентрациях в шламе CuO до 10% наблюдаются вязкие разрушения, ЗДКР не проявляется.

3. Проведение промывки образцов, начальное нагружение которых до стадии, предшествующей началу трещинообразования, осуществлялось в условиях проявления ЗДКР, предотвращает коррозионное растрескивание при последующем нагружении без шлама.

4. Повышение pH воды с 6 до 9.2 за счет добавления этаноламина и гидразина при испытании со шламом состава 75% Fe2O3+25% CuO исключает возможность коррозионного растрескивания.

5. По данным испытаний цилиндрических и компактных образцов определена скорость роста трещин в стали 10ГН2МФА в воде с варьируемой концентрацией кислорода. Показано, что в диапазоне концентрации кислорода от 0.73 до 4.5 мг/кг и хлора до 5мг/кг скорость роста коррозионных трещин составляет от 210-5 до 610-5 мм/сек.

6. При испытаниях со шламом содержащим 75% Fe2O3+25% CuO наблюдаются квазихрупкие разрушения образцов из стали 10ГН2МФА с незначительной величиной пластической деформации. Скорость роста коррозионных трещин достигает 2.510-4 мм/сек, что в 2-4 раза выше, чем при испытаниях в воде с концентрацией кислорода до 4.5 мг/кг.

7. Испытания со шламом состава 75% Fe2O3+25% CuO в воде без кислорода и испытания без шлама в воде с концентрацией кислорода 4.5 мг/кг, выполненные на компактных образцах с начальной усталостной трещиной при постоянной нагрузке (при величине коэффициента интенсивности напряжений К1 до 90 МПам0.5) показали отсутствие коррозионного подрастания трещин.

8. Для описания процесса образования и развития трещин при ЗДКР в условиях низкоскоростного статического нагружения предложен деформационный критерий, в соответствии с которым повреждение определяется отношением текущей деформации к предельной упругопластической деформации металла при заданных параметрах ВХР и скорости нагружения.

9. При низкоскоростном циклическом нагружении коррозионные разрушения возможны при максимальных напряжениях цикла ниже условного предела текучести. В качестве критерия возникновения трещин при низкоскоростном циклическом нагружении экспериментально обосновано использование уравнение Лэнджера, параметры которого определяются с учетом снижения характеристик пластичности и прочности при статическом низкоскоростном нагружении в условиях, соответствующих циклическому нагружению.

10. Предложены способы обеспечения работоспособности узла приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора включающие в себя:

- конструктивное изменение конфигурации узла для новых проектов и внедрение системы обдува узла для действующих парогенераторов позволяющих уменьшить напряженное состояние в месте присоединения к корпусу;

- модернизацию системы продувки парогенератора, оснащение «карманов» коллекторов смывными устройствами, введение локальной химической отмывки зоны присоединения коллектора к корпусу с целью исключения коррозионной составляющей повреждений;

- реализацию принятого отраслевого решения об исключении медьсодержащих элементов второго контура АЭС с ВВЭР 1000.

Список опубликованных работ по теме диссертации

1. А.Г. Казанцев, А.С. Зубченко, С.А. Харченко, И.Ю. Петрова. Влияние шлама CuO+Fe2O3 на коррозионное растрескивание стали 10ГН2МФА в высокотемпературной воде. Труды международной конференции по горизонтальным парогенераторам. ОКБ ГП, Подольск Московской обл. 2010г.

2. А.Г. Казанцев, А.С. Зубченко, С.А. Харченко. Коррозионное растрескивание стали 10ГН2МФА в высокотемпературной воде с отложениями окислов меди и железа. Proceedings of 11-th Int. Conf. “ Material Issues in Design, Manufactering and Operation of Nuclear Power Plants Equipment”, 14 – 18 June, 2010, St. Petersburg.

3. С.Л. Лякишев, С.А. Харченко, А.В. Кучерявченков, Н.Ф. Коротаев. Оптимизация конструкции узла приварки коллектора к корпусу парогенератора. Сборник трудов 7-го международного семинара по горизонтальным парогенераторам. Подольск, ОКБ “Гидропресс”, 2006.

4. С.А.Харченко, Н.Б.Трунов, В.В.Денисов, Н.Ф.Коротаев. Анализ причин повреждения металла в зоне сварного шва № 111 парогенераторов ПГВ-1000М. Сборник трудов 7-го международного семинара по горизонтальным парогенераторам. Подольск, ОКБ “Гидропресс”, 2006.

5. С.Л. Лякишев, Н.Б. Трунов, С.А. Харченко, Н.Ф. Коротаев. Снижение напряжений в области сварного соединения №111 парогенератора ПГВ-1000М механическим способом. Сборник трудов 5-й международной научно-технической конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР». Подольск, ОКБ “Гидропресс”, 2007.

6. С.Л. Лякишев, Н.Б. Трунов, С.А. Харченко, Н.Ф. Коротаев. Снижение напряжений в области сварного соединения №111 парогенератора ПГВ-1000М механическим способом. Сборник трудов конференции молодых специалистов ОКБ “Гидропресс” 2007. Подольск, ОКБ “Гидропресс”, 2007.

7. Ю.Г. Драгунов, О.Ю. Петрова, С.Л. Лякишев, С.А. Харченко ОКБ «Гидропресс»; И.Л. Харина, А.С. Зубченко «ЦНИИТМАШ». Повышение надежности эксплуатации коллекторов парогенераторов ПГВ-1000 (1000 М) // Атомная энергия. Том 104, вып. 1, январь 2008, с. 32-38.

8. С.А. Харченко, С.Л. Лякишев, В.В. Денисов, О.Ю. Петрова. Анализ факторов, приводящих к повреждению коллекторов парогенератора ПГВ1000М. Сборник ВАНТ, серия: "Обеспечение безопасности АЭС", вып. 19, 2007, с. 55-68.

9. С.Л. Лякишев, Н.Б. Трунов, С.А. Харченко, Н.Ф. Коротаев. Предотвращение повреждений коллекторов парогенератора ПГВ1000М в зоне сварного соединения №111. Сборник трудов конференции молодых специалистов ОКБ “Гидропресс” 2008. Подольск, ОКБ “Гидропресс”, 2008.

10. С.Л. Лякишев, Н.Ф. Коротаев, В.В. Денисов, С.А. Харченко. Пути предотвращения повреждений коллекторов парогенератора ПГВ1000М в зоне сварного соединения №111. Сборник ВАНТ, серия: "Обеспечение безопасности АЭС", вып. 21, 2008, с. 69-74.

11. Н.Б. Трунов, С.Л. Лякишев, С.А. Харченко, В.В. Денисов, Н.Ф. Коротаев. Разработка и обоснование мероприятий по обеспечению надёжной и безопасной эксплуатации сварных соединений № 111 парогенератора ПГВ1000М. Сборник трудов 6-й международной научно-технической конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР». Подольск, ОКБ “Гидропресс”, 2009.

12. Харченко С.А., Трунов Н.Б., Коротаев Н.Ф., Лякишев С.Л.. Результаты работ по исследованию причин повреждения металла в районе сварного шва приварки коллектора первого контура к корпусу парогенератора и разработка компенсирующих мероприятий. Сборник трудов 8-го международного семинара по горизонтальным парогенераторам. Подольск, ОКБ “Гидропресс”, 2010.

13. Харченко С.А., Трунов Н.Б., Коротаев Н.Ф., Лякишев С.Л. Меры по обеспечению надежности сварного соединения коллектора I контура с корпусом парогенератора АЭС с ВВЭР-1000 // Теплоэнергетика. №3, март 2011 г, с. 27-33

14. Лякишев С.Л., Трунов Н.Б., Харченко С.А., Кучерявченков А.В., Коротаев Н.Ф. // Парогенератор // Патент Российской Федерации на полезную модель № 69199. Зарегистрирован в Государственном реестре полезных моделей 10.12.2007 г. Бюл. № 34.

15. Лякишев С.Л., Трунов Н.Б., Харченко С.А. // Парогенератор // Патент Российской Федерации на полезную модель № 85607. Зарегистрирован в Государственномреестре полезных моделей 10.08.2009 г. Бюл. № 22.