采用新型燃料組件后反應堆壓力容器的抗脆斷分析

李清泉

中圖分類號：F764.1 文獻標識：A 文章編號：1674-1145（2017）09-251-04

摘要 采用新型燃料組件后，為核實反應堆壓力容器的抗脆斷性能，參考初始的設計文件計算結果，結合設計壽期內承受的中子注量，采用更加保守的斷裂韌性曲線，重新進行了抗脆斷分析，計算得出RPV各關鍵部位的韌脆轉變溫度未超過允許值，表明壓力容器在壽期內的抗脆斷性能仍然滿足要求，完整性能夠得到保證。

關鍵詞 抗脆斷性能 斷裂韌性 韌脆轉變溫度 允許的韌脆轉變溫度

田灣核電站1、2號機組為俄羅斯設計的WWER-1000型機組，設計壽期為40年，采用AFA燃料組件，換料周期為12個月。在反應堆壓力容器（RPV）的初始設計中，已經結合40年壽期內的輻照脆化和熱老化狀況對RPV在各類運行工況下的抗脆斷性能進行了分析。為提高機組能力因子，田灣核電站1、2號機組決定采用新型的TVS-2M燃料組件代替原來的AFA燃料組件，將換料周期延長至18個月。由于燃料組件的不同，運行過程中的中子注量率及其分布較初始設計發生了變化，因此需對RPV的抗脆斷性能重新進行分析，核實在設計壽期內的各類工況下RPV的完整性是否仍能得到滿足。

一、RPV的結

田灣核電站1、2號機組的RPV是一個帶有橢圓封頭的垂直圓柱形容器，結構如圖1所示，從下至上由底封頭、下部圓筒殼段、上部圓筒殼段、支撐殼段、下接管區段、上接管區段和法蘭段共七部分焊接而成，共有六條環焊縫（M1-M6）。

RPV連接四個環路的主管道，安全系統（應急堆芯冷卻系統）也分為四個系列，其中中壓安注管道直接連接到壓力容器的接管，四個系列的高壓安注和第一、三系列的低壓安注管道連接到主管道，第二、四系列的低壓安注管道連接到中壓安注管道。

RPV各區段的母材材質為珠光體鋼（見表1），內襯兩層不銹鋼堆焊層。受中子輻照和溫度影響，RPV存在輻照脆化和熱老化脆化的傾向，受中子輻照較大的是上部圓筒殼段和M2、M3焊縫，其中中子注量最大的位置位于上部圓筒殼段；受溫度影響較大的是接管區段的金屬。在上部圓筒殼段上設置有輻照監督樣品盒，在保護管組件上靠近冷卻劑出口的位置設置有溫度監督樣品盒。在運行階段，定期取出監督樣品進行試驗，可以獲取RPV材料韌脆轉變溫度（Tk）的變化，評價RPV的脆化狀態和完整性。

二、分析的基本思路

按照俄羅斯強度計算規范，假定RPV堆焊層下存在一個表面開口的半橢圓裂紋（在相同的載荷下，堆焊層下半橢圓形裂紋的應力強度因子為最大），裂紋深度為a，長度為2c，a和c的取值如下：

a=1/4s（s為RPV母材壁厚，不考慮堆焊層厚度），半軸比a/c=2/3。

假如滿足以下公式，則RPV的抗脆斷性能滿足要求：

K_I<[K_I]nK_I（1）

為RPV在某工況下產生的應力強度因子，許用的應力強度因子[K_I]n為斷裂韌性K_I曲線引入兩個安全系數分別獲得的兩條曲線的包絡線：一條由K_IC曲線除以系數n獲得，另一條由K_IC曲線向右移動溫度裕量△T獲得。n和△T的取值與工況有關，規定如表2所示

斷裂韌性K_IC是溫度T的函數，對于韌脆轉變溫度為Tk的材料，K_IC=f（T-Tk）。

RPV抗脆斷分析的過程如下：

（1）根據新型燃料組件的中子注量率和40年壽期末RPV所接受的中子注量，并結合其它影響因素，確定壽期末RPV的韌脆轉變溫度Tk，從而確定斷裂韌性K_IC曲線K_IC=f（T-Tk）。

（2）根據RPV在運行期內可能承受的某個工況i，將K_IC曲線引入相應的安全系數，得到該工況下的許用應力強度因子[KI]]ni。對于該工況下的溫度T，采用有限元方法確定RPV的應力分布情況，得到裂紋尖端處的應力強度因子KI。使KI=[KI]ni，可計算出工況i下的允許韌脆轉變溫度Tka（i）。通過該方法，得到各類工況下對應的一系列允許的韌脆轉變溫度Tka（i），i=l，2，3，……。

（3）從以上的一系列Tka（i）值中選取最小值作為RPV在壽期內允許的韌脆轉變溫度Tka。

（4）對比Tk和Tka，如果Tk

在RPV的初始設計中，已經明確了RPV受中子輻照區域的Tk值在40年壽期末增幅最大，且Tka值對應的工況是“穩壓器安全閥誤開啟，且四列應急堆芯冷卻系統啟動”（AOO）。由于燃料組件類型的變化不會引起Tka值對應的工況的變化，因此對于采用新型燃料組件后的抗脆斷分析，可直接在“穩壓器安全閥誤開啟，且四列應急堆芯冷卻系統啟動”工況下，針對RPV上部圓筒殼段的母材和M2、M3焊縫進行。

三、計算過程

（一）壽期末的韌脆轉變溫度Tk

按照以下公式計算40年壽期末的Tk值：

T_K=T_K0+△T_T+△T_N+△T_F（2）

其中，T_K0為RPV初始的韌脆轉變溫度，在出廠證書中可以得到各部位的該數據。△T_T為熱老化影響引起的韌脆轉變溫度增量，△T_N為疲勞損傷影響引起的韌脆轉變溫度增量，△T_F為能量高于0.5Mev的中子輻照引起的韌脆轉變溫度增量。T_T和△T_N可由俄羅斯強度計算規范直接給出，與燃料組件類型無關。燃料組件變化只引起△T_F的變化，△T_F的計算公式如下：

（3）

△T_F為輻照脆化系數，由強度計算規范給出；F為壽期末能量高于0.5MeV的中子注量，F₀=1022/m2。

表3列出了上部圓筒殼段和M2、M3焊縫在40年壽期末的韌脆轉變溫度值。

從表3的結果可知，在更換為TVS-2M燃料組件后，RPV各部位的韌脆轉變溫度均變小，脆化程度有所降低。假如其它引用的數據和公式都保持不變，可據此直觀地得出結論，采用新型燃料組件后，RPV的抗脆斷性能滿足要求。

（二）斷裂韌性KIC曲線

在初始的設計文件中，針對RPV母材和焊縫，其斷裂韌性曲線分別如公式（4）和公式（5）所示。

母材的斷裂韌性曲線公式：K_IC=35+53·e^{0.027（T-T_K）2}（4）

焊縫的斷裂韌性曲線公式：K_IC=652+18.12·e^{0.0293（T-T_K）2}（5）

在重新分析RPV抗脆斷性能時，采用新的公式替代了上述兩個公式，原因是隨著試驗數據的積累，俄羅斯近年來對RPV材料的斷裂韌性曲線進行了更新，并得到了其材料主管部門和監管當局的認可，更新后的斷裂韌性曲線公式對母材和焊縫是一致的，如下：

K_IC=23+48·e^{0.019（T-T_K）2}（6）

圖2列出了上述三條曲線的對比情況，可以看出，公式（6）的曲線位于最下方，因此使用該曲線進行抗脆斷分析的結果會更加嚴格和保守。此外，盡管采用新型燃料組件后降低了RPV的脆化程度，但由于所選擇的斷裂韌性曲線增加的保守度，仍應進一步定量評價RPV的抗脆斷性能。

（三）應力強度因子KI

上部圓筒殼段和M2、M3焊縫的壁厚為192.5mm，假定的堆焊層下半橢圓裂紋深度為a=48mm，半軸比為a/c=2/3。

母材、焊縫及其堆焊層的各項性能參數如表4所示：在“穩壓器安全閥誤開啟，且四列應急堆芯冷卻系統啟動”事件下，結合RPV材料的性能參數，根據事件發生的進展確定RPV所處的溫度、承受的內壓、產生的熱應力，并考慮存在的殘余應力，利用有限元軟件確定RPV溫度場分布和應力應變狀態，按照公式（7）計算出在某溫度下裂紋尖端處的應力強度因子。

根據溫度T和KI，即可確定該事件下的應力強度因子KI-T曲線。

（四）允許的韌脆轉變溫度Tka

針對“穩壓器安全閥誤開啟，且四列應急堆芯冷卻系統啟動”事件，在斷裂韌性K_IC曲線中按照A00引入安全系數（n=1.5，AT=30℃），作出許用的應力強度因子[KI]2-T曲線。Tka即為當[KI]2-T曲線與KI-T曲線相切時對應的Tk值，上部圓筒殼段和M2、M3焊縫的[KI]2-T曲線與KI-T曲線分別如圖3-圖5所示。

（五）計算結果

40年壽期內上部圓筒殼段和M2、M3焊縫允許的韌脆轉變溫度和預期的韌脆轉變溫度對比如表5所示，可以看出，在40年壽期內，RPV關鍵部位的韌脆轉變溫度均小于允許的韌脆轉變溫度，抗脆斷性能滿足要求。

四、結語

（1）采用新型的燃料組件后，RPV承受的中子注量發生了變化，利用更為保守的斷裂韌性曲線進行分析和核算后，其抗脆斷性能在40年的設計壽期內仍然滿足要求，在各類工況下RPV的完整性能夠得到保證。

（2）本次分析采用的韌脆轉變溫度Tk仍然是基于設計文件規定給出的預測值，在運行過程中，應根據定期取出的監督試樣的試驗結果與預測值進行對比，驗證RPV實際的Tk值是否在預測的范圍內。根據目前已經取出的試樣試驗結果，RPV實際的韌脆轉變溫度值小于相應運行階段的預測值。

（3）表5中40年壽期末預測的RPV韌脆轉變溫度Tk值與允許的韌脆轉變溫度Tka值之間的差值，說明RPV存在延壽的潛力，連同目前試驗獲得的實際韌脆轉變溫度值，能夠為RPV延壽奠定一個很好的基礎。endprint