采用新型燃料组件后反应堆压力容器的抗脆断分析

李清泉

中图分类号：F764.1 文献标识：A 文章编号：1674-1145（2017）09-251-04

摘要 采用新型燃料组件后，为核实反应堆压力容器的抗脆断性能，参考初始的设计文件计算结果，结合设计寿期内承受的中子注量，采用更加保守的断裂韧性曲线，重新进行了抗脆断分析，计算得出RPV各关键部位的韧脆转变温度未超过允许值，表明压力容器在寿期内的抗脆断性能仍然满足要求，完整性能够得到保证。

关键词 抗脆断性能 断裂韧性 韧脆转变温度 允许的韧脆转变温度

田湾核电站1、2号机组为俄罗斯设计的WWER-1000型机组，设计寿期为40年，采用AFA燃料组件，换料周期为12个月。在反应堆压力容器（RPV）的初始设计中，已经结合40年寿期内的辐照脆化和热老化状况对RPV在各类运行工况下的抗脆断性能进行了分析。为提高机组能力因子，田湾核电站1、2号机组决定采用新型的TVS-2M燃料组件代替原来的AFA燃料组件，将换料周期延长至18个月。由于燃料组件的不同，运行过程中的中子注量率及其分布较初始设计发生了变化，因此需对RPV的抗脆断性能重新进行分析，核实在设计寿期内的各类工况下RPV的完整性是否仍能得到满足。

一、RPV的结

田湾核电站1、2号机组的RPV是一个带有椭圆封头的垂直圆柱形容器，结构如图1所示，从下至上由底封头、下部圆筒壳段、上部圆筒壳段、支撑壳段、下接管区段、上接管区段和法兰段共七部分焊接而成，共有六條环焊缝（M1-M6）。

RPV连接四个环路的主管道，安全系统（应急堆芯冷却系统）也分为四个系列，其中中压安注管道直接连接到压力容器的接管，四个系列的高压安注和第一、三系列的低压安注管道连接到主管道，第二、四系列的低压安注管道连接到中压安注管道。

RPV各区段的母材材质为珠光体钢（见表1），内衬两层不锈钢堆焊层。受中子辐照和温度影响，RPV存在辐照脆化和热老化脆化的倾向，受中子辐照较大的是上部圆筒壳段和M2、M3焊缝，其中中子注量最大的位置位于上部圆筒壳段；受温度影响较大的是接管区段的金属。在上部圆筒壳段上设置有辐照监督样品盒，在保护管组件上靠近冷却剂出口的位置设置有温度监督样品盒。在运行阶段，定期取出监督样品进行试验，可以获取RPV材料韧脆转变温度（Tk）的变化，评价RPV的脆化状态和完整性。

二、分析的基本思路

按照俄罗斯强度计算规范，假定RPV堆焊层下存在一个表面开口的半椭圆裂纹（在相同的载荷下，堆焊层下半椭圆形裂纹的应力强度因子为最大），裂纹深度为a，长度为2c，a和c的取值如下：

a=1/4s（s为RPV母材壁厚，不考虑堆焊层厚度），半轴比a/c=2/3。

假如满足以下公式，则RPV的抗脆断性能满足要求：

K_I<[K_I]nK_I（1）

为RPV在某工况下产生的应力强度因子，许用的应力强度因子[K_I]n为断裂韧性K_I曲线引入两个安全系数分别获得的两条曲线的包络线：一条由K_IC曲线除以系数n获得，另一条由K_IC曲线向右移动温度裕量△T获得。n和△T的取值与工况有关，规定如表2所示

断裂韧性K_IC是温度T的函数，对于韧脆转变温度为Tk的材料，K_IC=f（T-Tk）。

RPV抗脆断分析的过程如下：

（1）根据新型燃料组件的中子注量率和40年寿期末RPV所接受的中子注量，并结合其它影响因素，确定寿期末RPV的韧脆转变温度Tk，从而确定断裂韧性K_IC曲线K_IC=f（T-Tk）。

（2）根据RPV在运行期内可能承受的某个工况i，将K_IC曲线引入相应的安全系数，得到该工况下的许用应力强度因子[KI]]ni。对于该工况下的温度T，采用有限元方法确定RPV的应力分布情况，得到裂纹尖端处的应力强度因子KI。使KI=[KI]ni，可计算出工况i下的允许韧脆转变温度Tka（i）。通过该方法，得到各类工况下对应的一系列允许的韧脆转变温度Tka（i），i=l，2，3，……。

（3）从以上的一系列Tka（i）值中选取最小值作为RPV在寿期内允许的韧脆转变温度Tka。

（4）对比Tk和Tka，如果Tk

在RPV的初始设计中，已经明确了RPV受中子辐照区域的Tk值在40年寿期末增幅最大，且Tka值对应的工况是“稳压器安全阀误开启，且四列应急堆芯冷却系统启动”（AOO）。由于燃料组件类型的变化不会引起Tka值对应的工况的变化，因此对于采用新型燃料组件后的抗脆断分析，可直接在“稳压器安全阀误开启，且四列应急堆芯冷却系统启动”工况下，针对RPV上部圆筒壳段的母材和M2、M3焊缝进行。

三、计算过程

（一）寿期末的韧脆转变温度Tk

按照以下公式计算40年寿期末的Tk值：

T_K=T_K0+△T_T+△T_N+△T_F（2）

其中，T_K0为RPV初始的韧脆转变温度，在出厂证书中可以得到各部位的该数据。△T_T为热老化影响引起的韧脆转变温度增量，△T_N为疲劳损伤影响引起的韧脆转变温度增量，△T_F为能量高于0.5Mev的中子辐照引起的韧脆转变温度增量。T_T和△T_N可由俄罗斯强度计算规范直接给出，与燃料组件类型无关。燃料组件变化只引起△T_F的变化，△T_F的计算公式如下：

（3）

△T_F为辐照脆化系数，由强度计算规范给出；F为寿期末能量高于0.5MeV的中子注量，F₀=1022/m2。

表3列出了上部圆筒壳段和M2、M3焊缝在40年寿期末的韧脆转变温度值。

从表3的结果可知，在更换为TVS-2M燃料组件后，RPV各部位的韧脆转变温度均变小，脆化程度有所降低。假如其它引用的数据和公式都保持不变，可据此直观地得出结论，采用新型燃料组件后，RPV的抗脆断性能满足要求。

（二）断裂韧性KIC曲线

在初始的设计文件中，针对RPV母材和焊缝，其断裂韧性曲线分别如公式（4）和公式（5）所示。

母材的断裂韧性曲线公式：K_IC=35+53·e^{0.027（T-T_K）2}（4）

焊缝的断裂韧性曲线公式：K_IC=652+18.12·e^{0.0293（T-T_K）2}（5）

在重新分析RPV抗脆斷性能时，采用新的公式替代了上述两个公式，原因是随着试验数据的积累，俄罗斯近年来对RPV材料的断裂韧性曲线进行了更新，并得到了其材料主管部门和监管当局的认可，更新后的断裂韧性曲线公式对母材和焊缝是一致的，如下：

K_IC=23+48·e^{0.019（T-T_K）2}（6）

图2列出了上述三条曲线的对比情况，可以看出，公式（6）的曲线位于最下方，因此使用该曲线进行抗脆断分析的结果会更加严格和保守。此外，尽管采用新型燃料组件后降低了RPV的脆化程度，但由于所选择的断裂韧性曲线增加的保守度，仍应进一步定量评价RPV的抗脆断性能。

（三）应力强度因子KI

上部圆筒壳段和M2、M3焊缝的壁厚为192.5mm，假定的堆焊层下半椭圆裂纹深度为a=48mm，半轴比为a/c=2/3。

母材、焊缝及其堆焊层的各项性能参数如表4所示：在“稳压器安全阀误开启，且四列应急堆芯冷却系统启动”事件下，结合RPV材料的性能参数，根据事件发生的进展确定RPV所处的温度、承受的内压、产生的热应力，并考虑存在的残余应力，利用有限元软件确定RPV温度场分布和应力应变状态，按照公式（7）计算出在某温度下裂纹尖端处的应力强度因子。

根据温度T和KI，即可确定该事件下的应力强度因子KI-T曲线。

（四）允许的韧脆转变温度Tka

针对“稳压器安全阀误开启，且四列应急堆芯冷却系统启动”事件，在断裂韧性K_IC曲线中按照A00引入安全系数（n=1.5，AT=30℃），作出许用的应力强度因子[KI]2-T曲线。Tka即为当[KI]2-T曲线与KI-T曲线相切时对应的Tk值，上部圆筒壳段和M2、M3焊缝的[KI]2-T曲线与KI-T曲线分别如图3-图5所示。

（五）计算结果

40年寿期内上部圆筒壳段和M2、M3焊缝允许的韧脆转变温度和预期的韧脆转变温度对比如表5所示，可以看出，在40年寿期内，RPV关键部位的韧脆转变温度均小于允许的韧脆转变温度，抗脆断性能满足要求。

四、结语

（1）采用新型的燃料组件后，RPV承受的中子注量发生了变化，利用更为保守的断裂韧性曲线进行分析和核算后，其抗脆断性能在40年的设计寿期内仍然满足要求，在各类工况下RPV的完整性能够得到保证。

（2）本次分析采用的韧脆转变温度Tk仍然是基于设计文件规定给出的预测值，在运行过程中，应根据定期取出的监督试样的试验结果与预测值进行对比，验证RPV实际的Tk值是否在预测的范围内。根据目前已经取出的试样试验结果，RPV实际的韧脆转变温度值小于相应运行阶段的预测值。

（3）表5中40年寿期末预测的RPV韧脆转变温度Tk值与允许的韧脆转变温度Tka值之间的差值，说明RPV存在延寿的潜力，连同目前试验获得的实际韧脆转变温度值，能够为RPV延寿奠定一个很好的基础。endprint