УЧЕТ ВЛИЯНИЯ ОБЛУЧЕНИЯ ПРИ РАСЧЕТАХ

НА ЦИКЛИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ

,

ИЦП МАЭ, Москва, Россия

Проблема учета влияния облучения возникает при расчете на прочность внутрикорпусных устройств (ВКУ) ядерных реакторов. ВКУ легководных ядерных реакторов (ЛВР) изготавливают из аустенитных нержавеющих сталей (АНС). При работе ЛВР ВКУ подвергаются нейтронному облучению, статическим и циклическим нагрузкам в контакте с водным теплоносителем при температурах до 350оС. Вследствие тепловыделения температура внутри стенок элементов ВКУ может достигать 400-450оС.

Радиационные повреждения нарастают при стационарных режимах, разогрев и расхолаживание ЛВР идут соответственно при росте и спаде интенсивности облучения. Металл ВКУ подвергается одновременно облучению и циклическому нагружению.

При упругопластическом нагружении необлученные АНС циклически упрочняются. Облучение также упрочняет АНС, повышая пределы текучести и прочности со снижением пластичности: относительного сужения ZT, полного и особенно равномерного относительного удлинения.

Реально радиационное упрочнение металла ВКУ будет доминировать в сравнении с возможным циклическим разупрочнением при невысоких амплитудах деформаций в редких неизотермических циклах «разогрев-расхолаживание».

При невысоких напряжениях от механических нагрузках (вес, перепад давления) усталость от вибраций с высокой асимметрией от напряжений растяжения (остаточных сварочных и неравномерного радиационного распухания и ползучести) может стать причиной повреждения ВКУ.

Стационарным циклическим нагрузкам при радиационном упрочнении будет соответствовать нестационарный процесс нагружения в зонах концентрации напряжений вследствие изменения сопротивления упругопластическому деформированию.

Получение достоверных значений размаха напряжений , деформаций , их средних значений является проблематичным при таких сложных условиях нагружения.

Уточненный расчет напряжений и деформаций становится нецелесообразным, практически они определяются консервативно с использованием упрощенных моделей деформирования.

Кривые усталости определяются путем испытаний предварительно облученных материалов, при этом нарушается условие одновременности облучения и циклического нагружения металла.

Циклическое разупрочнение предварительно облученной АНС является внешним проявлением изменения состояния металла, несвойственного нагружению при облучении.

Кривые усталости облученных и необлученных сталей пересекаются, в малоцикловой области долговечность необлученной стали выше, чем облученной, а в высокоцикловой - наоборот, что согласуется с характером изменения ZT и под облучением.

По нормам [1] рекомендуется при температурах, не вызывающих термическую ползучесть (до 450оС для АНС), консервативно оценивать влияние облучение на усталость, что сводится к учету снижения пластичности () при исходном в используемых уравнениях кривых усталости типа Мэнсона.

Допускается применение понижающих коэффициентов по числу циклов N или напряжению , зависящих от дозы облучения, дополнительно к коэффициентам запаса по числу циклов nN или напряжению n.

Уравнение кривой усталости при нагружении с максимальным напряжением имеет вид

(1)

где при при ;

предел прочности;

- модуль упругости;

m = 0,5 при МПа;

m = 0,36+2ּ10-4 ּ при 700 <1200 МПа;

me=0,132 ;

при МПа;

при МПа

при (или

при .

Если превышает , то в уравнении (1) принимают (максимальный эффект среднего напряжения).

Если упругопластический цикл асимметричен по деформациям (максимальная деформация е), то первое слагаемое в уравнении (1) имеет вид

Значение

Кривые усталости облученных сталей по этому уравнению в высокоцикловой области близки к рассчитанным кривым необлученных сталей и консервативнее их (использован необлученной стали), а в малоцикловой – к рассчитанным кривым облученных сталей (использовано облученной стали).

Уравнение (1) в применении к облученным сталям с учетом как снижения пластичности (), так и повышения предела прочности () имеет вид

(2)

При расчете кривых усталости по уравнению (2)

Сравнение кривых усталости, рассчитанных по уравнениям (1), (2) проведено (рис.1-5) с результатами испытаний необлученных и предварительно облученных АНС при нагружении, управляемом по деформациям, только при симметричном цикле [2-8], поскольку отсутствуют опубликованные данные при асимметричном цикле нагружения.

Марки сталей (термообработка-аустенизация), условия облучения и испытаний приведены в табл.1, в том числе скорость циклического ė и статического ėt нагружения.

Значение ZT в указанных работах не приведено, поэтому для расчетов кривых усталости принято среднее значение ZT стали 304 по данным [9-11], а значения стали 316L по [4, 12].

Значения Z оценивались по эмпирическим соотношениям [13], полученным обработкой данных испытаний на растяжение сталей 304, 304L, 316, 316L, EC 316, JPSA-SA, 316LN, 347, J316B(SA), EU316LN облученных и испытанныхтьприро20-400оС.

Таблица 1

Условия облучения, испытаний, механические характеристики аустенитных нержавеющих сталей

№ п/п

Марка

стали

Место облуче-ния

Не, аррm

Тобл ,

оС

Дозы облучения

, сна

Тисп ,

оС

Механические характеристики

Источ-ник

Примечание

ė, %с-1

, МПа

, %

ET, МПа

ėt, %с-1

1

304

HFR (Petten)

-

60

0,33

20

0,3

600/744

75/60,6

2·105

0,04

[2]

2

DIN 1.4948

HFR

(Petten)

-

27

0,33

20

0,3

-

-

-

-

[3]

3

316L

BR2

88,6

42

5,2-5,4

20

-

625/750

75/56,7

2·105

-

[4]

4

316L

BR2

145

430

12

430

0,2·10-2 …

2,1·10-4

458/724;568

85/62,8

1,66·105

-

[5]

5

316L

-

-

-

0,0

250

450

430

-

-

468

454

455

86

85

85

-

0,08

[9]

Интерполяция 250-450оС

6

316L

-

-

-

-

250

450

430

430

-

472

459

461

460,3

-

-

-

[4]

Интерполяция 250-450оС

7

316L

Studswik R2

-

35

0,3

450

0,1

454/487

85/81

-

0,08

[6]

8

304

PWR

-

~300

(5-10) ·1021

cм-2 (E>1МэВ)

325

0,4

-

-

-

-

[7]

9

304

EBR-II

-

399±5

~8 ·1022cм-2

(E>0,1МэВ) или 40 сна

20

325

0,2…0,4

0,2…0,4

661,9/1213,5

494,4/945,8

73/52,2

73/52,2

2

1,7

-

-

[8]

10

316L

BR2

-

250

0,4…0,5

250

0,06→0,6

-

-

1,85

[15]

Рис. 1. Рассчитанные кривые усталости стали 304 и результаты испытаний [1, 5] (расчет по ПНАЭ Г проведен при 0.33 сна, 20°С, RmT = 600 МПа, ZфT = 60.6 %)

Рис. 2. Рассчитанные кривые усталости стали 316L и результаты испытаний [10]

(расчет по ПНАЭ Г проведен при 5 сна, 20°С, RmT = 625 МПа, ZфT = 56.7 %)

Рис. 3. Рассчитанные кривые усталости стали 316L и результаты испытаний [11, 13, 15]

(расчет по ПНАЭ Г проведен при 12 сна, 430°С, RmT = 458 МПа, ZфT = 62.8 %)

Рис. 4. Рассчитанные кривые усталости стали 304 и результаты испытаний при 20°С, Тобл = 399±5°С [16]

(расчет по ПНАЭ Г проведен при 40 сна, 20°С, RmT = 661.9 МПа, ZфT = 52.2 %)

Рис. 5. Рассчитанные кривые усталости стали 304 и результаты испытаний при 325°С, Тобл = 399±5°С [16]

(расчет по ПНАЭ Г проведен при 40 сна, 325°С, RmT = 494.4 МПа, ZфT = 52.2 %)

Рис. 6. Результаты испытаний необлученных аустенитных нержавеющих сталей

Рис. 7. Результаты испытаний облученных аустенитных нержавеющих сталей

Рассчитанные кривые усталости в основном удовлетворительно согласуются с результатами испытаний облученных и необлученных сталей.

Кривая усталости стали 316L, облученной и испытанной при 430оС, (рис.3) при завышает долговечность при в 3-4 раза. Возможно это объясняется завышением оценки при 430оС по соотношениям [13].

Упрочнение АНС при повышении температуры снижается, а снижение пластичности несколько замедляется [14], особенно выше 400оС.

Значение стали 316 (облучение в HFIR при 375±50оС, 13 сна, концентрация гелия 740 аррm) при температуре испытаний 350оС увеличилось в 1,48 раз по сравнению с при той же температуре, а после облучения при 465±50оС дозой 11 сна (концентрация гелия 600 аррm) при температуре испытаний 450о - лишь в 1,05 раз [12].

Коэффициент увеличения в результате облучения дозой 12 сна по нижней границе разброса данных, использованного в работе [9] массива данных, составляет 1,24. В этом случае значение =568 МПа. Кривая усталости, рассчитанная при указанном , проходит по верхней границе разброса данных испытаний при N≥104 (рис.3).

На результатах испытаний стали 316L при температуре 430оС могло отразиться изменение механизма структурных изменений под облучением (образование гелевых пузырьков, выделение фаз), а также низкая скорость деформаций (на 2-4 порядка) по сравнению с другими испытаниями (табл.1)

Значительно занижают долговечность рассчитанные кривые стали 304 [8] (рис.4,5). Плоские образцы изготавливали из чехлов и нержавеющих труб гексагонального сечения с толщиной стенки 1,016 мм. Нагружение осуществлялось заданными перемещениями (симметричный цикл) при четырехточечном изгибе. Полученное несоответствие результатов расчета и эксперимента [8] на рис.4,5 в отличие от рис.1-3 может быть связано с различием схем нагружения (плоский изгиб [8] и равномерное растяжение-сжатие в других работах).

Испытания АНС [2-8] отличаются по маркам сталей, механическим характеристикам, температуре облучения и испытаний, частоте и типу нагружения, конструкции и размерам образцов, испытательным машинам. Облучение проводилось в различных реакторах (табл.1). На рис.6 нанесены совместно результаты испытаний необлученных сталей [2,4-8].

Данные работы [8], полученные при изгибе, расположены по верхней границе полосы разброса.

На рис.7 результаты испытаний облученных сталей [2-8] располагаются подобным образом при большем разбросе. Данные [8] также определяют верхнюю границу всех результатов, но значительно выше остальных при 20оС и особенно при N>104.

В малоцикловой области результаты весьма близки к данным испытаний стали 304 и ее аналога DIN 1.4948 [2,3], где доза облучения была значительно мала, по сравнению с работой [8] (0,33 и 40 сна соответственно). В соответствии с [13] коэффициенты снижения ZT и повышения при дозах 0,33 и 40 сна составляют 0,81 и 0,72, 1,29 и 1,74 соответственно. Уже при малой дозе происходит в основном уменьшение ZT (67% от снижения ZT при 40 сна), а относительное повышение при той же дозе облучения составило только 31% от его повышения при 40 сна. В малоцикловой области (<103 циклов) доминирующее значение имеет пластичность стали, что в основном и определило положение кривой усталости при малом числе циклов до разрушения.

Число работ, где испытания проводились при одновременном (in situ) циклическом нагружении и облучении, весьма ограничено [15-17], лишь в одной работе испытания велись в реакторе (BR2, 2·10-7 сна·с-1) [15], в других – нагружаемые образцы облучались дейтронами [16] или протонами [17].

Испытания образцов из стали 316L [15] проводили при 250оС с частотой 0,017 Гц при симметричном цикле осевых усилий растяжения-сжатия (=580 МПа, равный при нагружении заданными деформациями =1,7%). Для необлученной стали N составило 3560 и 5510 (два образца), а при облучении – 104 и 1,25·104 (два образца), т. е. в среднем больше в 2,5 раза.

Доза 04…0,5 сна при температурах 50 и 300оС увеличивает при 100оС в 2,7, а при 350 оС в 3,75 раза соответственно, а при 0,1 сна в 1,8 и 3,6 раз [15]. Начальный =160…180 МПа при 0,1 сна повышается в среднем до 430…486 МПа, что в 1,5…1,65 раз превышает амплитуду напряжений. Нагружение поэтому достаточно быстро становилось упругим с размахом деформаций ~ 0,31% (), что и привело к возрастанию долговечности при заданных усилиях.

В испытаниях [17] миниатюрные образцы из стали 20CW316 (холодный наклеп 20%) с надрезом (коэффициент концентрации Кt>3) нагружали осевым растяжением с частотой 0,167 Гц при 60оС, максимальном номинальном напряжении 536,4 МПа (=596 МПа) и размахе =300 МПа. В начале размах местных напряжений был близок к 2, а в конце испытаний (=882 МПа при дозе 0,0143 сна [17]) местные напряжения уже не выходили за пределы упругости. Снижение циклических деформаций при постоянных циклических усилиях по мере увеличения дозы, как следствие радиационного упрочнения, является основной причиной повышения долговечности при одновременном облучении и нагружении. В опытах [17] долговечность предварительно облученного той же дозой образца при тех же напряжениях возросла в 1,27 раза по сравнению с необлученными, а при испытаниях in situ – в 2,1 раза. Возрастало как N до образования трещины длиной ~ 0,1 мм (в 1,6 и 2,2 раза), так и число циклов развития трещины от 0,1 мм до критической.

При заданных циклическом деформациях в малоцикловой области и облучении, когда радиационное упрочнение стали достаточно, чтобы перевести нагружение в упругое (коэффициент концентрации деформаций снижается до теоретического Кt), долговечность возрастает. При циклическом нагружении заданными усилиями, достаточными для локальных упругопластических деформаций в надрезе необлученного образца, и облучении долговечность, как было показано экспериментально, [17], также возрастает.

Нагружение конструкций ядерных установок по номинальным напряжениям от механических нагрузок и, как правило, от температурных ограничено упругой областью. Допускаются лишь местные повторные упругопластические деформации [1].

Упрочнение АНС (циклическое и радиационное) приведет к перераспределению деформаций в геометрических концентраторах напряжений. Местные циклические деформации будут снижаться тем в большей степени, чем больше упрочнение, а в результате будет возрастать долговечность при равных повторных номинальных усилиях.

При циклическом нагружении предварительно облученных АНС (высокие деформации) удается удержать лишь часть эффекта радиационного упрочнения, постепенно теряемого вследствие циклического разупрочнения.

Наблюдаемый эффект обусловлен взаимодействием пучков радиационных дефектов с подвижными дислокациями. В процессе усталостного нагружения in situ поддерживается высокая плотность пучков дефектов в отличие от нагружения, предварительно облученной стали. При высоких температурах (>400оС), когда при облучении происходит образование пузырьков и выделение фаз, эффект одновременного облучения и циклического нагружения может измениться, что требует дополнительных исследований [17]. Отсутствие достаточного объема внутриреакторных испытаний на усталость не позволяет количественно использовать в расчетах резерв долговечности, обеспечиваемый условиями одновременного облучения и нагружения. Рекомендации норм [1] по учету снижения пластичности в расчетах подвергаемых облучению конструкций ЛВР из АНС не противоречат рассмотренным экспериментальным данным, полученным на воздухе. Однако, водная среда первого контура PWR приводит к снижению долговечности при малоцикловом нагружении предварительно облученных АНС [7], как и необлученных [18] по сравнению с испытаниями на воздухе, что следует учитывать в расчетах.

ВЫВОДЫ

1. Данные испытаний на усталость в области 20-430оС при заданных деформациях необлученных аустенитных нержавеющих сталей различных марок образуют общую полосу разброса (отличие по деформациям в 1,8 раза). Разброс результатов испытаний при 20-430оС предварительно облученных сталей тех же марок в различных реакторах при температурах (27…430оС) дозами 0,3…40 сна значительно выше.

2. Рассчитанные на основе деформационного критерия кривые усталости необлученных и облученных сталей при использовании соответствующих механических характеристик () согласуются с экспериментальными данными при одноосном растяжении-сжатии заданными деформациями.

3. Рассчитанные кривые усталости в соответствии с рекомендациями норм ПНАЭ Г с учетом снижения пластичности при облучении при исходном пределе прочности согласуются с данными испытаний предварительно облученных сталей или консервативны в сравнении с ними.

4. При внутриреакторных испытаниях на усталость (0,4…0,5 сна, 250оС, заданные усилия) и при испытаниях с одновременным облучением (до 0,015 сна) протонами 17 МэВ (60оС, заданные усилия) долговечность повышается по сравнению с испытаниями необлученных образцов, значительно больше, чем долговечность предварительно облученных, а затем испытанных на усталость образцов.

5. Местные упругопластические деформации при циклическом нагружении конструкций ЛВР из АНС, облучаемых при эксплуатации, уменьшаются в результате радиационного упрочнения по сравнению с первыми циклами нагружения, что повышает долговечность.

6. Конструкции из АНС, подвергаемые при эксплуатации ЛВР облучению, можно рассчитывать на усталость в области реально возможных амплитуд циклических деформаций (до 0,3%) по кривым усталости необлученных сталей с учетом повышенного влияния асимметрии цикла вследствие радиационного упрочнения сталей и водной среды.

ЛИТЕРАТУРА

1.  Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок, ПНАЭ Г, М., Энергоатомиздат, 525 с.

2.  De Vries M. I., Tjoa G. L., Elen J. D., Effects of Neutron Irradiation jn Low-cycle Fatigue and Tensile Properties of AISI Type 304 Stainless Steel at 298K. Fatigue at Engineering Materials and Structures, 1979, v.1, pp.159-171.

3.  De Vries M. I., Effects of Temperature and Strain Rate on the Low Cycle Fatigue Properties of Netron Irradiated Stainless Steel DIN 1.4948, Eff. Radiat. Mater. Proc.11th Jnt. Symp., Ariz., 28-30 June, 1982, Philadelphia, 1982.

4.  Puzzolante J.-L. et al., Tensile and Low-cycle Fatigue Properties of Solution Annealed Type 316L Stainless Steels Plate and TIG-weld Exposed to 5 dpa of Low-temperature (42oC), J. Nucl. Mater., 2000, v.283-287, pp. 428-434.

5.  Vandermeulen W. et al., Influence of Neutron Irradiation at 430oC on the Properties of SA316L Steel, J. Nucl. Mater, 1988, v.155-157, pp.953-956.

6.  Josefsson B., Bergenlid U., Tensile, Low Cycle Fatigue and Fracture Toughnss Behavior of Type 316L Steels Irradiated to 0,3 dpa, J. Nucl. Mater.,1994, v.212-215, pp. 525-529.

7.  Kanasaki H. Fatigue and Stress Corrosion Craking Behaviors of Irradiated Stainless Steels in PWR Primary Water, Proc. of ICONE 5, May 26-30, 1997, Nice, France, ICONE 5-2372.

8.  Murty K. L., Holland J. R., Low Cycle Fatigue Characteristics of Irradiated Type 304 Stainless Steels, Nucl. Technol., 1982, sept., v.58, pp. 530-537.

9.  Ward A. L., Irradiation Effects on Mechanical Properties of an SMAW /Deposited Type 308 Stainless, W. J., 1975, v.54, № 8, pp. .

10. Brachet J – Chr. et al., Behavior of Different Stainless Steels, Conventional, Reduced Activation (RA) u ODS Chromium – Rich Ferritic-Martensitic Steels under Neutron Irradiation at 325oC in PWR Environment, Effects of Radiation on Materials: 20th Jnt. Symp., ASTM STP 1405, 2001, pp.501-520.

11. Kanasaki H. at al., Fatigue Lives of Stainless Steels in PWR Primary Water, Trans. SMIRT14, Lyon-France, ang. 17-22, 1997, v.2, div D, pp. 473-483.

12. Grossbeck M. L., Maziasz P. J., Tensile Properties of Type 316 Stainless Steels Irradiated in a Simulated Fusion Reactor Environment, J. Nucl. Mater., 1979, v.85-86, v.85-86, pp. 883-887.

13. , Анализ изменения механических характеристик сталей типа 18-8 при температурах до 400оС под влиянием облучения, МАЯТ-ТЕМЕК, 22-26 сент., 2003, Агой, Туапсе.

14. Ehrlich K., Deformation Behavior of Austenitic Stainless Steels after and during Neutron Irradiation, J. Nucl. Mater., 1985, v.133-134, pp.119-126.

15. Vandermeulen W. et al., The Effect of Neutron Irradiation on the Fatigue Behavior of AISI 316L – Results of First in-pile tests, J. Nucl. Mater., 1991, v.183, pp.57-61.

16. Scholz R., Fatigue Damage in 20% Cold-worked Type 316L Stainless Steels under Deuterion Irradiation, , J. Nucl. Mater., 1994, v.212-215, pp.546-550.

17. Murase Y. et al., Fatigue Behavior of 20% Cold-worked 316 Stainless Steels under in situ Irradiation with 17 MeV protons at 60oC, J. Nucl. Mater., 2002, v.302, pp.211-216.

18.  Filatov V. M., Zelensky A. V., Long-Term Corrosion Low-Cycle Fatigue of Steel 08Kh18H10T and its weld Metal in High-parameter Water, SMIRT17, Prague, Czech Republic, 17-22 aug.2003, paper WG01-4.