Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Критерии инициации и развития коррозионных повреждений в узле приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора ПГВ-1000 ВВЭР

А.Г. Казанцев ОАО “НПО ЦНИИТМАШ”

Практика эксплуатации парогенераторов из стали 10ГН2МФА энергоблоков с реакторами ВВЭР-1000 свидетельствует о многочисленных случаях растрескивания узла приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора с коррозионным поражением больших объемов металла [1-3].

Анализ напряженно-деформированного состояния данного узла, выполненный с использованием метода конечных элементов показал, что в зоне образования коррозионных трещин (галтель R20, рис.1) для большинства расчетных режимов, за исключением аварийных, скорости деформации составляют 10^-6 - 10^-7 1/сек, табл.1.

Кроме того, в так называемых кармана коллектора, примыкающих к галтеле R20 наблюдалось накопление значительного количества шлама в состав которого входит окись меди.

Рисунок 1 - Узел соединения коллектора с корпусом парогенератора ПГВ-1000.

Как известно, катионы меди, по отношению к железу являются окислителями, поскольку их стандартный электродный потенциал В больше, чем при растворении железа В.

Таблица 1 - Параметры нагружения в различных расчетных состояниях.

В следствие этого, при наличии в отложениях «медной» составляющей возникает электрохимическая пара и возможно растворение значительного количества металла, приводящее к коррозионному повреждению стали.

Низкоскоростное деформирование является ускоряющим коррозионное растрескивание фактором, поскольку в таких условиях, с одной стороны, присутствует временная составляющая, необходимая для протекания коррозии, а с другой стороны, обеспечивается образование свежих поверхностей металла, препятствующее затуханию процесса.

Для исследования совместного влияния отложений шлама и низкоскоростного нагружения на образование и развитие коррозионных повреждений повреждений была выполнена программа лабораторных исследований.

Испытания проводились на цилиндрических образцах диаметром 10 мм и компактных образцах толщиной 20-25мм с выкружкой.

При проведении испытаний 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. 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 усталостной, наведенной при механическом нагружении. Тем самым обеспечивается более адекватное моделирование условий развития реальных коррозионных трещин.

Испытания проводились в автоклаве, установленном на испытательной машине “Автограф” (Шимадзу).

Рисунок 2 - Образец на растяжение (а) и компактный образец с выкружкой (б), рабочая поверхность которых контактирует со шламом

Вода в автоклаве предварительно барботировалась аргоном для удаления кислорода до концентрации [O₂ ]?0.005 мг/кг, соответствующей теплоносителю I-ого контура . Температура воды составляла 100-300С, водородный показатель в большинстве случаев составлял pH²⁵ = 6.

Шлам изготавливали смешиванием порошка Fe₂O₃ и CuO.

Испытания показали, что в определенном диапазоне температур и скоростей деформирования имеет место провал пластических свойств, разрушение образцов происходит без образования шейки с небольшими деформациями. Соответствующие зависимости относительного сужения образца приведены на рис.3-4. При проведении этих испытаний использовался шлам состава 75%Fe₂O₃ + 25%CuO , характерного для коллекторов ПГВ-1000.

Рисунок 3 - Влияние температуры на склонность к ЗДКР стали 10ГН2МФА в воде высоких параметров (Э = 1,410^-7 ч3•10^-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 4 - Зависимость относительного сужения от скорости нагружения. Точки: 1, 2 - в воде без шлама, pH= 4ч11, с кислородом до 4 мг/кг; 3 - бидистиллат, шлам.

Минимальные значения пластичности соответствуют диапазону температур 160-290°С и скоростям деформации порядка 10^-7-10^-6 с^-1. С увеличением скорости до 10 ^-3 с^-1 эффект коррозионного растрескивания исчезает.

Зависимость относительного сужения от скорости деформации при Т =260°С, при наличии шлама, показанная на рис.4 (кривая 2) может быть представлена в виде функции гиперболического тангенса

(1)

Схематично, с некоторым запасом, зависимость пластичности от температуры можно представить в виде пунктирной линии на риc.3. Нижний уровень пластичности на рис.3 в зависимости от скорости деформации можно принять в форме соотношения (1).

Необходимо отметить, что определяемая после разрушения образца величина относительного сужения включает утяжку образца на стадии окончательного разрушения, происходящую при более высоких локальных деформациях (и скоростях деформации), чем при начальном равномерном деформировании образца. Величина упругопластической деформации, соответствующей моменту появления трещины, в зависимости от технологии выплавки стали, находилась в пределах 0.4-1.2%, что в пересчете на сужение составляет менее 1%.

Характер возникающих на поверхности цилиндрического образца трещин показан на рис.5.

Влияние концентрации CuO и Fe₂O₃ в шламе на величину относительного сужения образца при разрушении при скорости деформирования Э = 3•10^-7 1/сек (Т=260С) показано на рис. 6. По крайней мере, до значений концентрации CuO равной 10% в обескислороженной воде ЗДКР не проявляется, образцы разрушались с образованием шейки при величине сужения 75%. При содержании СuO от 25 % и выше имеется провал пластичности.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 5 - Характер коррозионных трещин на поверхности цилиндрического образца. х80.

Рисунок 6 - Влияние концентрации окиси меди в шламе на относительное сужение образца при разрушении (точки - экспериментальные данные).

В работе также исследовалось влияние толщины отложений и протяженности зоны контакта шлама с образцов. При уменьшении толщины отложений (75%Fe₂O₃ + 25%CuO) от 5 до 1мм и длины зоны контакта от 50 до 1 мм эффект коррозионного растрескивания сохранялся.

Данный результат показывает, что для инициации ЗДКР достаточно минимального количества окиси меди. Отсутствие коррозионных разрушений при концентрации окиси меди менее 10% (при относительно небольшом числе испытанных образцов) свидетельствует о вероятностном характере контакта содержащихся в объеме шлама частиц CuO с поверхностью образца.

Представленные результаты получены для водородного показателя pH²⁵ = 6. На рис.7 показано влияние величины водородного показателя на кривые деформирования цилиндрических образцов в воде при Т =260 С при наличии шлама 75%Fe₂O₃ + 25% CuO. При повышении pH²⁵ c 6 до 8.5 (кривые 1-2) эффект коррозионного растрескивание сохранялся, относительное сужение при разрушении составляло =12%. При дальнейшем повышении pH²⁵ до 9.2 (кривая 3) образцы разрушались вязко с образованием шейки без возникновения коррозионных трещин, при величине сужения около 75%. Эти данные показывают, что за счет повышения pH до необходимого уровня, воздействие шлама, провоцирующего коррозионное растрескивание, может быть нейтрализовано. Состав воды, используемой в данных испытаниях приведен в табл.2.

Рисунок 7 - Диаграммы растяжения образцов при испытании с варьированием pH при Т= 260 С. 1 - pH²⁵ = 8.5; 2 - pH²⁵ = 9.2.

Таблица 2 - Влияние состава воды на относительное сужение сечения образца при растяжении

При проведении плановых профилактических работ на парогенераторе проводятся химические промывки, в процессе которых внутренняя поверхность коллектора в зоне “карманов” очищается от шлама. Для оценки эффективности промывок были выполнены имитационные испытания. На рис. 8 приведены диаграмма растяжения образца, полученная при 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 на втором этапе испытывался до разрушения в барботированном аргоном бидистиллате без шлама (длинный участок диаграммы деформирования на рис. 8). Видимые трещины на поверхности образца после 1-го нагружения отсутствовали. Диаграммы 1-го и 2-го этапов на рис. 8 совмещены в начале координат.

Рисунок 8 - Диаграммы растяжения образцов №333 (а), 72 (б) при комбинированном нагружении с промывкой, шлам 75%Fe₂O₃ + 25% CuO.

После промывки разрушение проходило по вязкому механизму с образованием шейки, относительное сужение зависело от уровня предварительной деформации на 1-м этапе и составляло 2060%, табл.3. 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. В табл. 3 _1p и _2p - пластические деформации образца на 1-м и 2-м этапе нагружения.

Таблица 3- Результаты испытаний образцов с промывкой.

Положительный эффект отмечен, когда после промывки поверхность образца шлифовалась со снятием слоя металла толщиной 3 мкм. В этом случае пластичность образца близка к исходной величине, табл. 3.

В табл.3 приведены также данные испытаний на ЗДКР с предварительной пластической деформацией, которая составляла 0.7-4.2%. Было установлено, что в этом случае образцы разрушились с величиной относительного сужения, характерной для обычных испытаний на ЗДКР. Это означает, что наличие остаточных технологических пластических деформаций не влияет на склонность стали 10ГН2МФА к ЗДКР.

Результаты испытаний с варьированием условий нагружения (с предварительной пластической деформацией и с промывками) подтвердили возможность использования деформационного критерия разрушения при квазистатическом нагружении в виде

(2)

где D_scor - накопленное коррозионное квазистатическое повреждения при ЗДКР в условиях заданной скорости деформирования, температуры, концентрации окиси меди и уровня pH;

e_f - упругопластическая деформация к моменту образования макротрещины (длиной до 0.5-1мм); de - приращение деформации; - предельная деформация материала, являющаяся функцией скорости деформирования и параметров ВХР. Данная характеристика, является суммой упругой и пластической компонент деформации.

Образование макротрещины происходит при выполнении условия D_scor = 1

Критерий (2) основывается на линейном суммировании повреждений, определяемых отношением приращения текущей деформации к предельной деформации материала в заданных условиях нагружения и ВХР. При этом учитывается не только пластическая, но и упругая компонента деформации.

Для создания условий, провоцирующих коррозионного растрескивания в компактных образцах с выкружкой (рис.2) испытания проводились при скорости перемещения захватов v =1 мкм/мин. По данным расчета методом конечных элементов в этом случае скорость локальных деформаций в вершине выкружки составляет 1.5 10^-6 1/сек. Как видно из рис.5, эффект снижения пластичности при такой скорости деформации проявляется.

На рис.9 в координата нагрузка-перемещение захватов показаны кривые деформирования компактных образцов с выкружкой при различных условиях нагружения. При низкоскоростном нагружении со скоростью 1мкм/мин в контакте со шламом в обескислороженной воде - кривая 1; без шлама в воде с концентрацией кислорода 4.5 мг/кг - кривая 2 и при более высокой скорости деформирования 1 мм/мин - кривая 3.

При низкоскоростном нагружении в вершине выкружки наблюдалось возникновение коррозионных трещин без заметных пластических деформаций образца. При испытании со скоростью 1 мм/мин наблюдались значительные пластические деформации и утяжка образца без возникновения трещин.

По данным этих испытаний построены J-R кривые, рис.10 с использованием метода податливости (в обычных условиях наружения) - кривая 1 и многообразцового метода (при низкоскоростном нагружении со шламом) - кривая 2. Из рис.10 видно существенное снижение сопротивления подрастанию трещины в условиях статического низкоскоростного нагружения со шламом.

Рисунок 9 - Диаграммы деформирования компактных образцов с выкружкой при Т=260 єС, 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.

Рисунок 10 - J-R кривые стали 10ГН2МФА при нагружении со скоростью 1мм/мин без шлама и 1мкм/мин со шламом.

В работе также была исследована возможность коррозионного разрушения стали 10ГН2МФА при низкоскоростном циклическом нагружении при наличии контакта образца со шламом состава 25%CuO+75% Fe₂O₃. Испытывались цилиндрические образцы, рис.1

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 1/сек. Разгрузка с целью снижения трудоемкости испытаний осуществлялась с более высокой скоростью. Длительность цикла составляла порядка одних суток.

Величина максимальных напряжений задавалась в интервале 0.8-1.0 от условного предела текучести. Полученные результаты испытаний в амплитудах напряжений приведены на рис.11 (точки 3).

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

Как видно из рис. 1 снижение амплитуды циклических напряжений при низкоскоростном нагружении зависит от уровня напряжений и может составлять до 20 раз.

Полученные результаты описываются зависимостью Ленджера в амплитудах условных напряжений в виде [4]:

(3)

где E = 2 10⁵ МПа - модуль упругости; e_c -характеристика пластичности, определяемая в соответствии с [4]; R_-1 =0.4R_m - предел выносливости при симметричном цикле нагружения; R_m - временное сопротивление; r - коэффициент асимметрии цикла; . Величина условных напряжений определяется из соотношения , где - амплитуда упругопластической деформации.

Эффект снижения пластичности в условиях ЗДКР учитывался на основе соотношения

,

гдеи - предельные деформации при растяжении на воздухе и в условиях ЗДКР.

В таблице 4 представлены значения параметров уравнения (3) для случая низкоскоростного нагружения со шламом и для нагружения в обычных условиях на воздухе.

Таблица 4 - Параметры уравнения кривой усталости

Расчетные кривые усталости для испытаний на воздухе (r = -1) и в коррозионной среде со шламом (r = 0) приведены на рис. 11.

Как следует из рис.11 расчет согласуется с экспериментальными данными. Полученный результат показывает возможность прогнозирования кривых усталости при низкоскоростном нагружении с использованием соответствующих статических характеристик материала.

По данным испытаний образцов с выкружкой были также получены оценки скорости роста трещин при низкоскоростном циклическом нагружении при наличии контакта рабочей поверхности образца со шламом. Частота нагружения составляла 1 цикл/сутки, коэффициент асимметрии цикла R=0. Для измерения длины трещин в автоклаве использовался метод податливости. Также длина трещины измерялась на оптическом микроскопе после разрезки испытанных образцов.

Рисунок 11 - 1- кривая усталости (в амплитудах условных напряжений) для стали 10ГН2МФА на воздухе, 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 со шламом.

Результаты испытаний приведены на рис.12 в координатах скорость роста трещины- размах коэффициента интенсивности напряжений. На этом же рисунке представлены данные испытаний на воздухе и в воде с повышенным содержанием кислорода при различной частоте нагружения, а также расчетная кривая по Коду ASME [5].

Из рис. 12 видно, что наличие шлама приводит к существенному повышению скорости роста трещины по сравнению с испытаниями на воздухе и в воде без шлама.

Для стали 10ГН2МФА скорость роста трещины на воздухе описывается уравнением Пэриса в виде da/dN = C (ДK)^m, где m = 2.7; С= 2.8• 10^-8 [6], в условиях проявления ЗДКР при наличии шлама = 1.33• 10^-4·(ДK)^2.7. Здесь da/dN в мм/цикл, ДK в МПа·м^0.5.

Рисунок 12 - Кривые скорости роста трещины при циклическом нагружении. Точки: 1 - Испытания на воздухе, 20°С, f = 1Гц, R = 0.5; 2 - Испытания на воздухе, 290°С, f = 0.1Гц, R = 0.7; 3 - Испытания в воде, 290°С, f = 0.017 Гц, R = 0.7; 4 - Испытания в воде со шламом, 260°С, f =1сутки/цикл, R = 0. Кривые: 1 - на воздухе, R = 0; 2 - в воде, ASME CODE; 3 - испытания в воде со шламом, 260°С, f =1сутки/цикл, R = 0;

Как показали расчеты МКЭ, в эксплуатационных условиях нагружения в зоне наблюдавшихся разрушений узла приварки коллектора теплоносителя к корпусу парогенератора ПГВ-1000 температура и скорость деформации в пределах одного цикла не являются постоянными, а изменяются во времени по достаточно сложным законам.

С учетом этого при проведении расчетов необходима схематизация реальных режимов нагружения и сведение их к более простым циклам, в пределах которых указанные факторы с некоторым приближением могут рассматриваться как постоянные. В связи с отсутствием на данный момент экспериментальных данных, которые позволили бы уточнить приведенные выше зависимости на случай переменной в цикле скорости и температуры, оценку повреждаемости можно вести исходя из обеспечения консервативности получаемых оценок, т.е. заменяя реальные циклы нагружения расчетными, обеспечивающими максимальный повреждающий эффект.

В качестве первого приближения можно рассмотреть схематизацию, при которой выделяется два состояния: - наличие ЗДКР (Т_maxТT_min, vv_кр ) и отсутствие ЗДКР ( T.T_min, ТT_max, vv_кр ). С учетом полученных ранее данных и с введением запаса по температуре 10°С в качестве Т_max может быть принята температура 300°С, в качестве Т_min 150°C. Критическая скорость деформации может быть установлена на уровне 5·10⁵ 1/сек.

Однако эта схематизация, по существу, необходима только для режима “разогрев”, когда температура изменяется в диапазоне от 20 до 280°С, а также “расхолаживания” (Т =250-50 °С) и аварийных режимов - малой течи (Т = 286-70°С) и разрыву паропровода (Т =286-130 °С), табл. 1. Для остальных режимов температура может приниматься как постоянная величина.

Для режимов типа “разогрев” и “расхолаживание” для оценки повреждаемости может использоваться подход, основанный на методе разделения деформаций (напряжений). Данный метод близок к известному методу разделения размахов деформации, используемому при оценке повреждаемости при термоусталости в условиях взаимодействия пластической деформации и деформации ползучести

Величина повреждения за цикл определяется на основе соотношения

(4)

где и - доли повреждаемости за один цикл соответственно в условиях проявления ЗДКР и при отсутствии ЗДКР. Величины N_с и N_p определяются для заданного размаха деформаций в цикле, а величины F_С и F_p - отношением соответствующих деформаций в полуцикле растяжения _c и _p к полной величине деформаций ( = _c+_p) в данном полуцикле.

Применительно к указанным режимам для оценки величины циклического подроста трещины может использоваться аналогичный метод разделения цикла на составляющие части, параметры нагружения для которых могут быть приняты постоянными. В этом случае соотношение для определения скорости роста трещины можно записать в виде

(5)

где параметры С_с, n_c, C_p и n_p - параметры уравнения Пэриса в условиях проявления ЗДКР (c индексом “c”) и при отсутствии ЗДКР (c индексом “p”).

Первое слагаемое в (5) учитывает долю вклада в величину скорости развития трещины части полуцикла растяжения в которой выполняются условия проявления ЗДКР, а второе слагаемое - части полуцикла, где эти условия не выполняются. Схематично разделение полуцикла растяжения на составляющие приведено на рис.13.

Величины F_С и F_{p ,} определяющие вклад в величину скорости частей цикла с ЗДКР и без ЗДКР вычисляются как отношение соответствующих напряжений в полуцикле растяжения _c и _p к максимальной величине напряжений растяжения ( = _c+_p) в данном полуцикле:

; .

Рисунок 13- Разделение полуцикла растяжения на 2 составляющие, в одной из которых выполняются условия проявления ЗДКР, а во второй не выполняются.

Процесс разрушения при ЗДКР схематично можно представить в виде, показанном на рис.14. Возникновение и продвижение трещины происходит таким образом, что ее вершина находится в охрупченной зоне, образованной окислами. Условия низкоскоростного нагружения (статического или циклического) обеспечивают возможность наращивания перед ее движущимся фронтом новых слоев окислов.

Рисунок 14 - Схема распространения трещины в цилиндрическом образце.

При отсутствии активного нагружения процесс развития коррозии прекращается вследствие защитных свойств окисной пленки, препятствующей доступу агрессивной среды к внутренним слоям металла, рис. 15.

Рисунок 15 - Характер изменения толщины окисной пленки во времени.

Исходя из этой схемы можно предположить, что проявление сходного с ЗДКР механизма разрушения, по видимому, возможно и при действии циклических нагрузок с малыми амплитудами и относительно высокими частотами (типа вибрационных), а также при чередовании выдержек при постоянном напряжении с активным нагружением. Важно, чтобы как и в условиях низкоскоростного нагружения вершина трещины оставалась в охрупченной зоне. Это условие выполняется, если скорость развития трещины во времени не превышает скорость наращивания окисной пленки (охрупченной зоны) перед движущейся трещиной, т.е.:

(6)

Считая, что при циклическом нагружении справедливо уравнение Пэриса и учитывая, что dа/dt = ·dа/dN можно получить следующее соотношение, позволяющее оценить уровень при вибрационном нагружении

(7)

где - частота вибраций, - частота нагружения, при которой проявляется ЗДКР. При =1цикл/сутки, а =10Гц из (7) следует, что условие (6) выполняется при снижении уровня (при которых наблюдались разрушения при низкоскоростном нагружении) примерно в 150 раз. Возможность развития разрушения в таких условиях нагружения нуждается в экспериментальной проверке.

коррозионный шлам сталь трещина

Литература

1. Петрова О.Ю., Драгунов Ю.Г., Банюк Г.Ф., Харина И.Л., Зубченко А.С. Особенности поведения низколегированных сталей в высокотемпенратурной воде в условиях коррозии под напряжением. Основная концепция замедленного деформационного коррозионного растрескивания (ЗДКР) применительно к условиям эксплуатации парогенераторов АЭС с ВВЭР. Сборник тезисов докладов 7-й международной конференции по горизонтальным парогенераторам. Подольск, ОКБ Гидропресс, 2006г.

2. Федорова В.А., Марголин Б.З., Костылев В.И. Анализ возможных причин повреждений узла приварки коллектора к патрубку парогенератора ПГВ-1000М. Cборник тезисов докладов 8-ой Международной конференции. Санкт-Петербург - Сосновый Бор. 14-17 июня 2004.

3. Казанцев А.Г., Зубченко А.С., Харченко С.А.. 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.

4. ПНАЭ Г-7-002-86 «Нормы расчёта на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок» Москва, Энергоатомиздат, 1989.

5. Маtocha K., Сicryt F. The Simultaneous Effect of Ageing and Water Environment on Subcritical Crack Growth and Fracture Behaviour 0f 10GN2NFA Low Alloy Steel. Metallurgical Transactions A, 11A, 2006.

6. РД ЭО 0330-01. Руководство по расчету на прочность оборудования и трубопроводов реакторных установок РБМК, ВВЭР И ЭГП на стадии эксплуатации. М., Федеральное агентство по атомной энергии. 2004.

Размещено на Allbest.ru