INIS-mf—8684
VÝROBA A PROVOZ KOMPONENT PRIMÁRNÍHO OKRUHU JADERNÝCH ELEKTRÁREN TYPU V VER 4 4 0
DUM
TECHNIKY ČSVTS OSTRAVA
SÚV - komiee jaderné technik; KV - komise jaderné techniky Komise jaderné techniky při PV ČSVTS k.p. Vítkovice Dflm techniky ČSVTS Ostrave
VÍROBA A PROVOZ KOMPONENT PRIM/RKÍHO OKRUHU JADERT/CH ELEKTRXEEIÍ TYPU
říjen 1982
Dům techniky ČSVTS Ostrava
Obsah str. I.
SEKCE -
VÍROBA KOMPONENT PRIMÁRNÍHO OKRUHU
a/ Panelový referát Prof.Ing.V. Pilous,DrSc. č l e n korespondent ČSAV Zaměření - reaktor
6 . Ing*Ivan Opočenský Výzkum a vývoj armatur pro WER 1000
- 1 -
b/ Fanelový r e f e r á t Ing.Ladislav J í l e k , CSc. Zaměření - primární okruh kromě reaktoru
L • Í
7. Miroslav Liška Technologické problémy při výrobě tlustých plechů z oceli 08CKL8N10T pro vnitřní vestavby reaktorů WER 440 8. Ing.Vladimír Dědek, CSc. Kavařovací pásky z nerezavějících ocelí pro WER 440 a jejich vlastnosti 9. Ing.Jan Pacák, CSc. Výroba bezešvých trub pro jadernou energetiku 10.
Ing.Petr Buroň Montáž v n i t ř n í vestavby parogenerátoru WER 440 v závodě 6 k.p. VÍTKOVICE 2SKG Ostrava
11.
Ing.Zdeněk Lamač Výroba svařovaných tlakových nádob kompenzátoru objemu a parogenerátoru VVER 440 v záv.6 k.p. VÍTKOVICE Ostrava
- 5 -
12. Ing* Josef Rožnovský Nově vyvinuté technologie a technologická zařízení pro výrobu prinárního potrubí,kompenzátoru otjemu a parogenerátoru 13* IngJ-adislav Jílek, CSc. Racionalizace výroby den
•!
a/
OCELÍ
PRO KOMPONENT*
. 13 - 16 -
14. Ing.Alexej Fojta Problematika při varování parních kolektoru PG TO 440 I I . SEKCE - VLASTNOSTI OKRUHU
str.
-Q - 19 -
PRIMÁRNÍHO
Panelový referát Prof.Ing.J.Koutský, DrSc. Clen kore»pondent ČSAV Zaměření - oceli pro reaktorovou nádobu
15. Prof.Ing.J.Koutský, DrSc. Radiační zkřehnutí oceli tlakové nádoby WSl 440
- 24 -
16. Ing.Šedivec, CSc. Příspěvek k řešení vlastností výkovku z chronniklových austenitických ocelí 17. Milan Brinovský,Jirí Brynda, L.Ho:ráček Analýza výsledků mechanických zkoušek polotovarů tlakových nádob reaktoru WER 440 b/
- 36 -
Panelový referát . Prof.Ing.K .Mazanec,ĽrSc. Zaměřeni - oceli pro primární okruh bez reaktoru
18. Proř.Ing.Karel Mazanec DrSc, Příspěvek k metodice hodnoceni odolnosti ocelí aplikovaných v jaderně energetickém strojírenš t v i proti křehkému porušeni 19. Ing.Ludmila Hyspecká ĎrSe. Hečhanicko aetalurgická analýza únavových charakteristik oceli 22 K a 10GN2HFA 20. Doc.Ing.Jiří Elfmark, ĽtSc. Jakostní charakteristiky oceli pro stavbu paroganerátorů typu WER 21. J i ř í Wozniak Tepelné zpracováni a vlastnosti výrobku pro KO a PG z oceli ZZK a 10SCMFA
- 43 -
- 51 - 54 -
str.
22. Ing.Václav Koula Hodnocení spodní mezní lomové houževnatosti oceli lOMnNiMo/V/.
23. Ing.Petr Staněk,CSc« Strukturně-mechanicke v l a s t m s t i oceli OCH-1SN125 pro primární potrubí W2R 440 : - 59 24. Ing.Cyril Budáč Průkaz vlastností materiálů spec.armatur JE typu ! _ c* WíR • ^ " 25* Ing.Ladislav Jelen Vliv technologických parametrů na úroveň mecha- i £o nicko-metalurgických charakteristik trub z oceli I ~ °» ~ lOMnNiaioV c/ Panelový referát Doc.Ing.Vyčíhal DrSc. Zaměření - koroze austenitických ocelí 26. Ing .Milan Krunpl Korozní problematika konstrukčních materiálů ar- , 7 9 ma tur jaderných elek-bráren s reaktory W E R j- 7< 27. Ing.Boleslav Eremláš, CSc. ProSetrení možnosti aplikace elektrochemické aetody k ověření náchylnosti na korozní praskání i - 80 trubek pro PG 28. Doc.Ing.Vladimír Číhal, BrSc. Hodnocení korozně-elektrochemických charakteristík návarů těsnicích ploch a sedel armatur j - 89 -29. RNDr.Petr ValoSek Koroze o c e l i 0CHL8K10T
, j - 92 -
30« Ing.Jaroslav Hron Problematika korozně mechanického porušování potrubí primárního okruhu reaktoru WER 440
, o, - yt> -
I I I . SEKCE a/
PROVOZ PRIMÍRNBíO OKFOTHT
Panelový referát Ing.Stanislav Vejvoda, CSc. Zaměřeni - Výpočty pevnosti a životnosti
31. XngoStanislav Vejvoda CSc. Posouzení statické a únavové pevnosti komponent JE
,
"
11Or t A
°
m
32. 33. b/
Ing.Antonín Kalý Výpočet pevnosti a životnosti primárního potrubí ve V-2 Jasl.Bohunice a JE V-3 Dukovany Ing.Rudolf Moulis Experimentálni ověřování únosnosti uzlů komponent JE
35.
l o s
| - 111 -
~
* --i :
termodynamika primárního okruhu
Ing.Jiří Hrázský Hodnotenie spolehlivosti komponent primárneho okruhu Ing. Jiří Macek Přechodové procesy v prim.okruzích jaderných elektráren s reaktorem typu W E R 440
36.
Jaroslav Rubek rocesy tlaku v primárním p r i í m okruhu k h při Nestacionární procesy ý některých extrémních provozních stavechh jaderné j d é elektrárny s WER WER lktá
37.
Ing.Wolfgang Melecký Matematický model proudění parovodní směsi v sekvndárním okruhu horizontálního parogenerátoru
38.
str.
Pan»lový referát Ing.Olga Ubrá,CSc. Zaměření -
34.
_
Karel Hrabica ftešení termo a hydrodynamických procesů v horizontálních parogenerátorech
- 124 -
- 134 -
- 143 - 146 -
39.
Ing.Olga Ubrá, CSc. Dynamické vlastnosti parogenerátorú PGV-213-lOOa-I - 150 .:, 40, Ing. Ludoví t Papp V l i v rozdělení vody na termohydraullcký výpočet - 155 PC IV. SEKCE a/
KONTROLA A BEZPEČHQST PROVOZU JE
Panelový referát Ing. Miroslav Herman Zaměření - Provozní diagnostika
41.
Ing.Zdeněk Duba Duba Kontrola a bezpečnost provozu jaderných jaderných elektráren lktá
42,
Ing.Ivan Jaroš Koncepcia prevádzkovej diagnostiky zariadení JE a WER 440 v krajinách RVHP a vo fínsku
. igj .
i V I
str. 43.
lup. Ksrel Prokop Čiegno.otlcký sytťím
JE
Dukovany
- 182 -
44. Inr.Václav Cvoboda r-rovozrd liispnostlka potratí hlavního cirkulačního okruhu JE VYÉR 440 - 194 45.
Inrc.Oldŕich Xatal,C3c. Výsledky míření provozních šuaů vysokotlakého ohříváku & j e j i c h interpretace pro potřeby diagnostiky parního generátcru
b/
Panelový referát Prora,fyzik Miroslav 2pm^iření - kontrola
Kawalec komponent
46. In£.Josef Cintula
Prevádzkové defektoskopické kontroly vybraných zariadení I. a II.bloku AE-V1.
:- 207 -
47. lni:.Jiří Přenechal Provozní prohlídky tlak, nádob jaderných reaktorů, - 215 ultrazvukem 48. Miroslav Kawalec - 223 Periodické provozní kontroly jako součást individuálního programu zajištění jakosti pro parogenerátory a kompenzátory objemu JE W E R 440 49. Ing.Hiroslav Hermann i _ 227 Nároky na konštrukcie vybraných JEZ z hladiska ' realizovatelnosti prevádzkových kontrol ich materiálu 50. lna.Pavel Baláž j- 232 Skuáky tesnosti hermetických priestorov JE W B l 440 51. Václav Koula, Miroslav Tvrdý Hodnocení spodní mezní lomová houževnatosti oceli - 237 -
- 1 I. SEKCE - VÍROBA KOMPONENT PRBIÍRUÍHO OKRUHU a) Panelový referát Prof. Ing. V. Pilous, DrSc. člen korespondent ČSAV Zaměření - reaktor
V í Z K U M A PRO V V B B
7 f 7 O J 1OOO
A K M A T U H
Ing. Ivan Opočenský, Sigma Výzkumný ústav Referát obsahuje stručnou charakteristiku problematiky výzkumu a vývoje armatur pro jadernou energetiku zvláště pro bloky TVER 1000 a způsoby řešeni tohoto problému v koncernu Sigma. ÚVOD Vývojem výrobků pro jaderné elektrárny se Sigma koncern začal zabývat již od r. I960 v souvislosti s realizaci první ča» jaderné elektrárny A-l v Jaslovských Bohunicich.Tato investiční akce prokázala schopnost podniků a Výzkumného ústavu Sigma koncernu zapojit se i do vývoje a výroby armatur pro jaderné elektrárny s lehkovodnimi reaktory typu W E R (resp. BBMK). V 5* a 6. ELP probíhal intenzivní výzkum a vývoj primárního potrubí a armatur pro jaderné elektrárny s reaktory W E R 440. Dosažené výsledky výzkumně-vývojových práci byly podkladem k zahájeni výroby speciálních a hlavních uzavíracích armatur v 6. PÍP v Sigma Modřany, Sigma Česká Třebová, Sigma Dolní Benešov, Sigma Opava a Sigma Hodonín. První dodávky vlnovcových uzavíracích á regulačních ventilů, zpětných ventilů a klapek, šoupátek a hlavních uzavíracích armatur Js 500 (äoupátek) se na základě mezivládní dohody a uzavřených kontraktů uskutečnily v r. 1976 do SSSB (v r.1980 v objenu cca 650 mil. Kčs), nyní dodáváme i pro tuzemsko. V roce 1981 bylo vyrobeno celkem armatur pro jadernou energetiku za nil. Kča.
- 2-
j
Armatury pro primární a sekundární okruhy jaderných elektráren tvoří tedy technicky i ekonomicky závažnou součást výrobního programu Sigaa koncernu v současnosti a budou ji tvořit i v nejbližším desetiletí, PROBLSiilATIKA TÍZEOMP A VÍTOJB ABKATUB PRO _ BLOKY VVSR Technická i ekonomická náročnost tohoto programu je zřejmá a lze poměrně přesně definovat i kvalitativní rozdíly od dosavadní výroby průmyslových armatur. U prograou W E H se nejedná o výjimečnost provozních parametru prac o v..látky (teplota i tlaky jsou u některých výrobku pro chemii a energetiku vyšší), ale zejména o tyto kvalitativní charakteristiky : - velikost a hmotnost armatur až Js 500 pro provozní tlak 20 MPa - druhy materiálu - vysoký podíl austenitických ocelí a speciálních, často nově vyvinutých ocelí na odlitky a výkovky - druhy pohonu - speciální elektropohony a pneupohony pro extrémní havarijní podmínky okolního prostředí, doplněné v řadě případu požadavky na rychločinnost - vysoká provozní bezpečnost - technicky absolutní těsnost armatur vůči vnějšímu okolí a dostatečná zaručená bezpečnost v zachováni integrity částí, namáhaných provozním přetlakem - vysoká funkční spolehlivost - armatury při definovaných omezených možnostech údržby a četnosti revizních a kontrolních prací. Splněni všech požadavku na armatury a potrubi pro jaderné elektrárny klade dosud v armaturářské oblasti vysoké a rozsáhlé požadavky na výzkumně-vývojové řešeni, vstupující prakticky do všech etap předvýrobního a výrobního cyklu. Dosavadní praxe ukázala, že jenom při zcela komplexním přístupu k řešení je možné v tomto vývojovém směru uspět nejen technicky ale i ekonomicky. Výzkumně-vývojové řešeni vychází z komplexní analýzy úkolu a vzhledem k vysoké kooperační dělbě práče v subdodávkách pro výrobu armatur těsně váže na výzkumně-vývojové práce u subdodavatelů. Mezi hlavní výzkumně-vývojové práce, zabezpečované vlastni vědecko-výzkumnou základnou Sigma koncernu, patři zejména t
- 3 1. Komplexní pevnostní výpočtové řešeni těles a funkčních části armatur a potrubí jako teoretický průkaz způsobilosti výrobku pro zadané provozní podmínky. 7 této oblasti byly v dostatečné miře zvládnuty metodiky a programy výpočtu napjatosti a kontrolních závěrečných výpočtů životnosti těles armatur a potrubních komponent v souladu se všemi požadavky platných normativních dokumentů, a dalších požadavku odběratele. 2. Experimentální ověřování napjatosti a pevnosti části tlakových těles a hlavních funkčních součásti armatur a potrubních komponent s použitím jak tenzometrických tak i fotoelasticimetrických modelových metod pro kombinace statického zatíženi jako doplněk, upřesněni a kontrola výpočtu napjatosti, zejména v tvarově složitých mlatech výrobku. 3. Experimentální ověřováni hydraulických vlastností, tj. měření ztrátových součinitelů, silových účinků proudu, regulačních charakteristik, odolnosti proti kavitaoi. 4. Experimentální ověřování mechanických vlastnosti konstrukčních materiálů armatur a životnosti jednotlivých komponent, např. vlnovců, ucpávek atd. Jsou uskutečňovány rozsáhlé programy atestačních zkoušek odolnosti proti nizkocyklové únavě, jejichž výsledky jsou nezbytným podkladem pro kontrolní výpočty životnosti armatur, programy kontrolních zkoušek vlnovců, funkční způsobilosti ucpávek, dvojice vřeteno-matioe, sedlo-klía. 5. Experimentální ověřováni odolnosti Části armatur při vibracích a kmitání, buzených proudícím médiem i vnějšími silami na stendecsh a speciálních zařízeních, např. pro ověřování dálkových ovládacích systémů s průchodkami atd. 6. Vývoj zdokonalených výrobních technologii pro jaderné armatury. Zde již bylo dosaženo významných úspěchů zejména v oblasti zavedení automatického svařováni těles armatur z austenitických ocelí a v oblasti navarováni odolných bezkobaltových slitin na těsnící plochy uzavíracích orgánů a sedel armatur. 7. Komplexní experimentální ověřeni bezpečnosti a funkční způsobilosti funkčních vzorků nebo prototypů armatur při imitovaných provozních zátěžích na horkovodních stend»ch.
- • Přesto, Se současné možnosti vědeeko-výzkumné základny nejsou ještě zcela adekvátní požadavkům, zejména v oblasti komplexního ověřování funkční způsobilosti prototypů velkých rozměrů, jsou k disposici již dobré výsledky, zejména ve spojeni s vývojen, kons'fcrukcí a tvorbou podkladů pro realizaci dodávek armatur pro jaderné elektrárny s reaktory WES-440. Současné období je charakterizované intenzivním výzkumem a vývojem speciálních armatur pro jaderné elektrárny W S R 1000, na jejichž dodávkách pro všechny státy BVHP bude mít CSSB podle uzavřených mnohostranných kooperačních dohod do r. 1990 významný podlí zejména v oblasti dodávek speciálních uzavíracích ventilů a šoupátek, zpětných klapek, ventilů a rychločianých armatur* Pro tyto armatury byly vypracovány sov. odběratelem8 v rámci organizace Interatomenergo schváleny "Obecné technické zadání pro speciální armatury pro jaderné elektrárny". Tento materiál kromě jiného specifikuje i způsoby prokazování splnění podmínek tohoto technického zadáni na prototypech a sériových výrobcích, 7 Sigma Výzkumný ústav byl vypracován typový program výroby a zkoušek prototypů armatur pro W E R 1000 - representantů typových řad, jehož cílem je prokázat parametry a jakost nově vyvinutých armatur. Program je mimořádně náročný a rozsáhlý a obsahuje všechny typy kontrol, výpočtů zkoušek a měření uvedených na začátku této kapitoly. V současné době je realizován tento program plně pro zpětné klapky, začíná se realizovat pro rychločinná šoupátka e. připravuje se pro uzavírací ventily a rychločinné ventily* ý a v^.'o.1 arsatur pro bloky W E B 1000 je náročná činnost. V Sigma VÚ byl pro tyto účely vybudován zkušební areál v Praze. Realizaci programu typového programu prototypů chtějí pracovnici Sigma V$ přispět k rozvoji čs. jaderné energetiky.
f I
- 5 H O N T A Ž
V N J T í
N í
P A R O f i E N E R Á T O R U Ing.
Petr
V E S T A V B Y V V E R
4 4 0
8 u r o ň
Výroba konponent jaderne energetických zařízeni ve VÍTKOVICÍCH vycházela ze zkušenosti získaných při vyrobí zařízeni pro klasickou energetiku a chemický průmysl. Nedílnou součásti předvýrobní etapy byl rozsáhlý výzkum a vývoj/ jenž nejen ověřoval převzaté zkušenosti od sovětských specialistů, ale i technologii výroby komponentů JE sovětských výrobních závodů. Funkce_a_eogiis_g5rogenerétoru Parogenerátor PGV 213 / dale jen P6 / je tepelný výměník s pernis výkonem cca 450 t/hod., který je zařazen do primárního i sekundárního okruhu / dále jen I. a IZ» okruhu / jaderné elektrárny typu VVER 440 v portu Sešil kusů pro jeden reaktor. Skládá se z pláště o průnéru cca 3500 »m, délky 12600 ca, který je vyroben z uhlíkové oceli 22K, parního sběrače, vyrobeného z uhlíkové oceli 20 a vnitřní vestavby. P«rogenerátor jako celek váži 167 tun. Vnitřní vestavbu tvořitrubkový system teplosněnných trubek / dále jen TS trubek /, umístěných ve spodní části pláště PC, které jsou připojeny ke dvěeia kolektorůa / válcovým trubkovnida / I. okruhu a separator páry, umístěný v horní části pláště PG - viz obr. 5. 1. V primárním okruhu PG, vyrobené* z nerezavějíc) austenitické oceli 06Gh18N10T, proudí teplonosné medium - radioaktivní voda při teplote 297°C, tlaku 12,3 MPa z jednoho kolektoru - vstup, do druhého kolektoru - výstup, které jsou navzájem propojeny svazkem cca 5500 kusů TS trubek. TeplosBÍnné trubky předávají tepelnou energií prinárniho media sekundárniau mediu - neradioaktivni vodě, kterou je naplněn plá§{ PG přibližně do 2/3 svého objeau a kde dochází k odpařováni sekundárního nedia.
.6- I Para protházf separator** pary, tvořený* Saluzieai a dérovaný*1 plchy* zde dochází k odlučováni zbytků kap-}řek vody. Takto upravená suchá nasycená pára proudí parnial nátrubky* uaistěnýai v horní čísti PS, přes parní sběral k turbina*. Úbytek odpařeného *ed1a je doplňován přes napájecí potrubí. Paropenerátor je v horní části doplněn havarijní* sprchovací* zařízeni** v pMsluienstvi jsou dodávány vyrovnávací nádoby pro stavoznaky a závisné zařízeni P6.
Vlastni norttáí vnitřní vestavby se provádí na speciální* pracovišti výrobního závodu po ukončeni přej1*ky pláště P$ bez privarených den* který je ve stavu po tepelné* zpracováni s přivařeflýai úchytka*i pro sontáž vnitřní vestavby, nosníky separace a s pHvařený*i kolektory I. okruhu. V první fázi je prováděna •ontáž separačnich děrovaných plechů včetně sontáže separátních kazet u kolektorů 2. okruhu a těsnicího plechu v prostoru eezi nátrubkea Js 700 a horní £ást1 kolektoru I. okruhu. Následuje uontiž podperného systéau* tvořeného notnými tvarově upravený*i podpěrnýai plechy a svařený*1 profilovými stojinaai* které jsou privarený k úchytka* na pláSti PC tak* aby zabezpečovaly sklon TS trubek od den P6 ke kolektorů* X. okruhu a t1* aožnost vypuštěni priaárniho aedia z celého svazku TS trubek. Vlastni výroba tvarově upravených podpěrných plechů podpěrného systém je prováděna strojní* páleni* z plechu dle Šablony* jejíž tvar je sninán fotobuňkou $ následný* privarení* výztužných pásnic. Při výrobě prvních pěti kusů PS byla použita technologie výroby těchto podpěrných plechů pouze páleni* s následný* rovnáni** ale při vlastni wontéli podpěrných plechů do P6 se nusely tyto zdlouhavě zá*ec*nicfcy upravovat* aby byly dodrieny tolerance vfiH* jež jsou velai •alé*ve svazkové* systéau aezi jednotlivými řadaai TS trubek* proloSenýai plochá!:' s vlnovci. V současné době se pálí podpěrné plechy s přídavky s následnýa Mechanický* opracováni*
- 7ye svazcích, u*o2ňuj1d* větši přesnost ustaven-! celého podpěrného systému vZetně eliainaci vůli jednotlivých řad. Výroba stojin se provádí svařováni* z pisnic.
Při nontázi trubkového svazku • upevňováni konců TS trubek do kolektoru I. okruhu se použivé náročná technologie výroby tzv. spoje trubka - kolektor / dále jen T-K /, jejíž zdůvodněni vychází z ni2e uvedeného schéaatu : I.
Těsnost spoje T-K vůči proniku radioaktivního aedia z I. do'II. okruhu PS * znáaou funkci těsnosti ověřené při zkouSce ponoci helia. II. Helioví těsnost « f I homogenity těsnicího tvaru • těsnosti výbuchové upevněného spoje T-K / II. 1. Honogenita těsnicího svaru • \\ I oeoaetrie aeehanického rozválcováni x paraaetrů svařováni / II. 2. Těsnost výbuchoví upevněného spoje T-K = ft / geoaetrie výbuchově - upevněného spoje T-K / Garantea těsnosti spojů T-K při dlouhodobé* dynaalckéa naaéhéni je tavný těsnicí svar. ňontóí trubkového svazku se provádí po řadách. U jednotlivých řad trubek je nutno bezprostředně před vsunutia) do otvorů obou kolektorů očistit konce trubek víetnř otvorů v kolektorech a rozválcovat konce trubek rozválcavačkou s nastavitelný* kroutící*) aoaentea. Svařováni spoje T-K se provádí v ochranné atmosféře argonu bet přídavného Materiálu •*todou WI6 pulzující* proude* poloautomatický* zařízeni* s překrytím zaiátfcu svaru o jednu polovinu - viz obr. i. 2. Aroon tvoři ochranu proti oxidaci Wth - wolfraathoriové elektrody, oblouku 1 tavné lázně. Jednotlivé řady TS trubek jsou prokládány plocháfi s vlnovci. Při dotla£o~ván1 řad je nutno vyaezit vůle *ez1 TS trubte au i a ploeháři, aby nedocházelo k poškozeni TS trubtk vlive* vibraci trubkového svazku za provozu. Po ukonSeni aontáie je provedeno stlačeni celého trubkového svazku' a zavitrováni
-8- I trubkového systéau včetně vloženi separátních kazet do nosného systéau separátom páry. Následuje montii napájecího potrubí a havarijního sprchovaciho zařízeni. Dokončeni plášti PS představuje technologické operace privarení obou den včetně tepelného zpracováni závěrných svtrů, po kterých následuje první heliová zkouška vSecb svarových spojů T-K vietni privarení koncových plechu. U doposud vyrobených devíti PS / tzn. do 15.6.1982 / nebyla zjištěna heliová netěsnost *ni jednoho spoje T-K. Po této jedné z nejpřísnějších kontrol následuje technologie, která není běžně ve strojírenské praxi používána, a to postupné upevněni vSech cca 11000 spojů T-K výbuchea.
Upevňováni spojů T-K výbuchea se provádí ve střelné jáaě v prostorách aontá2n1 haly. V počátcích zaváděni této nové technologie bylo nutno nejen vyikolit odborně zdatné střelaistry, ale řeSit 1 anoho technických probléaů tohoto ojedinělého pracoviště. Například použiti vhodné blesfcovie«, která by zaručovala dostatečnou pevnost spoje T-K, vývoj rozněcovadla, jenž by nezanechávalo po odpáleni jakékoliv poškozeni - otlaky na stěnách priaárniho kolektoru a v neposlední řadě zajištěni hygienických podainek praeoviStě. Vlastni technologie upevňováni spoje T-K výbuchea spočívá v toa, že po saočeni celého povrchu obou kolektorů I. okruhu a konců TS trubek antiadhezivnfa roztokea se vždy do dvou řad jedné poloviny otvorů TS trubek kolektorů Z. okruhu vloží náloiky. Náložka je tvořtn» polyetylénový* pouzdrea s vičke*, do něhož je vložen bleskovicový odřezek, který vyčnívá z vlčka, pro připojeni k centrální bleskovid • viz obr. č. 3.
, / '
'- 9 - • Prostor nezi pouzdrea a blesfcovic1 je vyplněn vodní• prenosov ýn prostredia. Po vloženi nálezek do otvorů TS trubek »• provádí připojováni vyčnívajících bleskovícových konců náložkových bleskovic s centrální blesfcovid, na n1I Jt připojena rozbuška. Vlastni upevňováni je aožno provádět v jedno* nabo dvou kolektorech - záleží na počtu střttldstrů na šatně. P H práci ve dvou kolektorech najednou jit nutno zajistit upevňováni v protilehlých sayfkách. TS trubek. Po upevněni protilehlých polovin spojů T-K se provádí profoukéni každé sayčky TS trubek z důvodů odstraněni zbytku PE pouzder z TS trubek. Následuje opakováni celého postupu u druhých polovin obou kolektorů. Po oíi5tčr.1 a následné* proměřeni roztaženi vSeeh spojů T-K se provádí upevněni se I havek, ociStěni a opětovné kontrola roztaženi selhávek. Z dosdvadnieb zkušenosti vyplývá, Se technológia upevňováni výbuchem P<5 byla zvládnuta. Počet selhávek s* pohybuj* naxiisálnS do 1 % v závislosti na použité bleskovid, poetu fixaci konců nélôžkových bleskovicových odřezků a expoziční době náložek v přenosově* prostředí po sestaveni náložek.
2á X t £ i ŽQÍ.JÍ í Ľ2ÉOÍ .2-ÍS2QÍ Ľ2í 2Í-2ES£S£S Po proněřeni se provádí prosytí I. okruhu na proatývaci* stendu za ůteleo odstraněni povýbuchových zbytků s následnýa dočištěním tampony jednotlivých TS sayEek Z. okruhu. Následuje tlaková zkouška I. a II. okruhu Pfi • poté sušeni obou okruhů v peci před druhou heliovou zkouškou. Rovněž ani u této druhé heliové zkoušky těsnosti nebyly u doposud devíti vyrobených PG zjiStčny žádné netěsnosti, což »v5dč1 o vysoké kvalitě prováděni těchto velni nesáhaných spojů. V případě zjištěni heliové netěsnosti některého spoje T-K, jehož oprava není aožná nebo dojde k poškozeni TS trubky v průběhu výroby PS, je nutno provést zaslepeni obou konců TS trubky s následnou heliovou kontrolou spoj* záslepky s kolektore*.
-ID-) Zaslepováni TS'trubek jt rovniI prováděno p H zjlitiné netesnosti spoj* T-K z* provozu jaderné elektrárny. Počet zaslepených trúbok je ovlivněn nutnou ainiaálni plochou TS trúbok v závislosti na výkonu elektrárny. Vyseká kvalita cpojA T-K je dána noustálou kontrolní činnosti od poCátku aontáže TS trúbok, protoia každý svářeč přad každou sainou jt povinen svařit kontrolní svarový spoj • svédečný vzorek, ktorý j« neprodlené vyhodnocen a který podaiňuje svařováni spoja T»K na vlastnia PS. Jtóvnii před zahájenia aontáft a pak v prubfthu aontála sa zhotovuji a vyfcodnocujf dolil kontrolní svarová spoja, jani *a podrobuji náslodnáau upovnSni výbuekoa s oviřonia kvality va zkulabno. Po MapaIné druhé hallow* zkoulco so dostává Pí do závároiných oparael, eoi *n»mané provadani otryskáni vnffjilho povrchu pláiti a Jano na'fcrtni základnia nátlraa. Násladuja aocbanieké odstraněni vlčák nátrubků, kontrolní aontáZ parního kolektoru a nástřik druh* vrstvy celéko pláltl. Poslední operaci před expeďiel PC je závireSná kontrola celého perogeneráteru vřetni přislulenstvt.
lilií Porogenerátor, jakoi 1 celé zařízeni jaderná elektrárny, je projektováno s teoretickou životnosti třiceti let* J« saaozrejaé, že kroai kontroly autoaatickýai Čidly, jeni sleduji činnost jednotlivých zařízeni. Je poMtáne s plánovanýai odstávkaai elektrárny / nej»n-př1 doplňováni paliva /, při nichž je provedena fyzická kontrola celého systéau jaderné elektrárny. I když je počítáno ve výpočtech s nlkterýai havarijnial s1tu»cea1 za provozu elektrárny, je viechna kontrolní Činnost podřízena j 11 o4 výroby jednotlivých koaponentfi, přeeaontáž jednotlivých uzlG a vlastni provoz jaderné elektrárny jedinéasi cíli - zajilténi jaderné bezpečnosti zařízeni po dobu jeho životnosti, což je již zainCných třicet let.
PAR0GEN£RA10R -PODÉLNÝ R t Z
PAROGENERATOR - ?RICNÝ R t Z ŘfcZ
A-A
VYSTUP PARY
A
B
PAROGENERÁTOR - POHLED SHORA- VODOROVNÝ ŘEZ TR k 16 . U
PftíČMÁ OSA
MOJKY
LrJj. 7 ^
UflMÁľbK Č I
-12- j
OBR. C ?
SPOJ T-K -POROZVÁLCOVÁNJ
Zs/ZZZZZ/A
STENA KOLEKTOR I OKRUHU
SPOJ T-K-PO
SVAŘENI
ZACA7EK SVARU
TS TRUBKA
/7/~7\/ .
0
IR
OBR. Č. 3
2IR
3TR
DÉLKA SVARU
SPOJ T-K S BLESKOVICOVOU VICKO
NÁLOŽKOU
77/77^71
PRENOSOVÉ
\PROSTREpi POLYETYLENOVÉ POUZDRO
SPOJ T-K
PO VÝBUCHU
: - 13 NOVÉ VYVINUTÉ TECHNOIDGIE A TBCHNOlflGICKÄ ZAŘÍZENI PRO VÝROBU PRIM.ÍRNÍHO POTRUBÍ, KOMPENZÁTORU OBJEMU A PAROGSJ ERA TORU JADERNÍCH ELEKTRÁREN Ing. Josef Rožnovský Výzkusným ústavem strojírenské technologie VÍTKOVIC, k.p. v Ostravě byly pro potřeby výroby komponent jaderných elektráren typu W E R vyvinuty některé nové technologie a k nim technologická zařízení. Pro primární potrubí o Jmenovité světlosti 850 mm,které je zhotoveno z nízkouhlikatého materiálu a je opatřeno zevnitř návarem výstelky z austanitického materiálu, byla vyvinuta technologie vysokorychlostního broušení povrchu přímých trub. Brusné kotouče o rozměrech 200 x 40 x 32 mm pro obvodové rychlosti 60 a 80 m/sec, jsou víloženy na vřetenech, nesených výkyvnými rameny, která umožňují kopírovací broušení povrchu. Suport s pohonným elektromotorem se pohybuje po výložníkovom nosníku krokovým způsobem s délkou kroku, rovnajícím se šířce brusného kotouče. Broušený předmět je otočně uložen na kladkovém polohovadle. Brusné vřeteno může býti opatřeno brusným vysokorychlostním kotoučem, lamelovým brusným kotoučem nebo brusným pasem. Pro tuto technologii byl vyvinut brousicí stroj,označený BTP 850, který je znázorněn na obi'. 1. Vzhledem k veljni dobrým vlastnostem této technologie, nahrazující v řadě případů broušení ručními bruskami, byl vyvinut na stejném principu víceúčelový brousicí stroj BP- 1350, určený pro broušení vnějšího a vnitřního povrchu pláště parogenerátoru a kompenzátoru objemu, který však má mnohostranné použití rovněž pro další výrobky pro energetiku, chemii a potravinářský průmysl. Na tomto stroji se dále provádí obrušování převýšení obvodových a podélných svarů, obrusovaní okolí svarů pro defektoskopické účely, vybrušování kořenů obvodových svarů, upichování kroužků a další operace a je znázorněn na obr, 2. Pro opracování kolen primárního potrubí byl vyvinut frézovací a brousicí stroj FBK 850. Umožňuje opracování výlisku bezešvého kolena jednak na přesný tvar v obloukové části i rovných koncců až do délky 350 mm frézováním vnějšího a vnitřního povrchu,3ednak kopírovacím broušením stejných povrchů. Obrobek je upevněn
I
. ,._;
-u - I na otočném stole S 35 B. Prototyp stroje je na obr. 3. Pro účely aěření,zeJBéna polotovaru při ustavení v tomto stroji, byl vyvinut Indikátor polohy, znázorněný na obr. 4. Poaocí několika těchto indikátora je možné' ustavit výlisek koletka do nejvhodnější polohy rozdelenia přídavků na opracování, přičemž je provedena současně kontrola, která zjistí dostatečnost těchto přídavků. Pro Havarování výstelky na vnitřní povrch kolena je vyvíjeno zařízení SNK 650 znázorněné na obr. 5. Návary výstelky pásovou elektrodou pod tavidlem jsou prováděny po proudnicích,přičemž koleno je polohováno tak, aby v aístě navařovácí byla hladina kovu vždy ve vodorovné poloze. Pro navařování klenutých den kompenzátoru objemu je vyvíjeno přídavné zařízení ke stolovým polohovadlům dle obr. 6, které uaožňuje navařování v kruhových pruzích páskovou elektrodou pod tavidlan s plynulým přechodem na další pruh bez přesušování návaru. Zajištění návaru v nejnižšía bodě klenutého dna je provedeno automatickou regulací náklonu dna svislou polohou nosiče svařovacího automatu a automatickým přesraem střsdu otáčení svislého nosníku při přechodu z plocby kulového vrchlíku na okrajový prstenec. Výměnou svařovacího autoaatu na přídavnou výkyvnou brusku je možné povrch navařené výstelky obrousit. Zařízení nese typové označení SBD. Pro výrobu excentricky uložených nátrubků parogenerátoru je vyvíjeno zařízení pro výrobu svařovacích hran k privarení na těleso nádoby. Oddělení nátrubku z opracované trouby se provádí pálením tvarovým řezem kyslíkoacetylenovýa hořákem, který vykonává řízení naklápěcí a posuvný pohyb poaocí vačkového systému se selsynovým přenosem pohybu na pohonné mechanismy. Výměnou pálicího hořáku za výkyvnou brusku s vysokorychlostním kotoučem je svařovací hrana obroušena až do hloubky ovlivněné oblasti materiálu. Zařízení je řešeno pro vnitřní průměry nátrubků Js 600 a Js 1200 am, je znázorněno na obr. 7 a nese typové označení PBN 600. Při přivarování nátrubků k tělesu parogenerátoru občas dochází k vadám svaru, z jejich oblastí musí býti odstraněn svarový kov. Pro tyto účely byla vyvinuta frézka fVS 16, umožňující po upevnění na stěnu nátrubku třmenem naklápění a natáčení vřetene v celém rozsahu sklonu
*V ':
- 15 -
pronikové křivky, a tříosý posuv vřetene do záběru. Průměr tvarové nebo válcové frézy je do 16 mm* Zařízení j e znázorněno na o'or.8. Omezený časový l i m i t mi nedovoluje provést podrobnější popis uvedených technologií a vyvinutých zařízení, v diskiEi mohou býti sděleny b l i ž š í podrobnosti.
- 16 NOVÍ Ing.
ZPŮSOB
Ladislav
VÝROBY
DEN
J í l e k , CSc.
Pro výrobu tlustostěnných den se dnes používají tři technologie, a to tlačení, tváření na rotačních strojích a lisování. Výroba den tlačením je znázorněna na obr* 1. Výchozí kruhová deska 1 se přitlačí na kopyto 2 tlačkou 3 a dno se tvaruje za rotace kladkou 4. Při výrobě tlustostěnných den se okraj tvářenrho materiálu přihřívá hořáky 5. Osa stroje je vodorovná. Existují dnes takové stroje, které umožňují tvářet desky o průměru až 7770 mm pro dna reaktorů. Zároveň je možné na těchto strojích provádět oříznutí okraje dna a vrtání otvorů /l,2/. Výroba den na rotačním stroji je zázorněna na obr.2. Výchozí kruhovka 1 se ve středu sevře mezi dolní 2 a horní čelist 3, tím se uprostřed vyklene. Pak se uvede do rotace a okraj se tvarí tvarovacím k a přítlačným válečkem 5. Tvarovací váleček se přitom pohybuje v radiálním směru, přítlačný váleček se pohybuje v axiálním i v radiálním směru. Na těchto strojích lze vyrábět dna z desek o průměru až 7000 mm. Do tloušíky asi 30 mm se tváří za studena,tlustší dna se vyrábějí za tepla do tloušlky 150 mm i více /3 až 7/. Lisování Je nejrozšířenější způsob výroby tlustých den, i když výroba rotačním tvářením Je hospodárnější hlavně díky tomu,že odpadají velmi nákladné lisovací nástroje /8/. Cyklus výroby dna lisováním obsahuje zpravidla tyto operace : odlití ingotu - vykování kruhové desky - obrábění povrchu - lisování - obrábění. V jiném případě se používá tento cyklus : odlití ingotu - vykování bramy - odstranění vad - válcování - svaření plechů - vyříznutí ki-uhové desky - lisování. Oba postupy jsou tedy pracné, vyžadují několikanásobné převážení materiálu a využití kovu počítáno z čisté hmotnosti dna k hmotnosti ingotu přitom činí jen asi 2%. V Japonsku /9/ začali vyrábět dna postupem znázorneným na obr. 3* Vykovaný kotouč 1 o tloušťce větáí než je požadovaná tloušíka dna se vloží do dutiny sápustky 2
i
j - 1 7 a tváří se úzkým kovadlem, které aá pracovní plochu profilovanou v* tvaru vnitřního povrchu dna. Provádí s e řada úběra, mezi j e d n o t i l výai úběry se kovadlo pootáCí okolo s v i s l * o s y . J e l i k o ž u tohoto postupu vznikají problémy s centrováním výchozího kotouče, s vyjímaním hotového výkovku a s odstraňovania okují, vyzkoušeli Jsme v modelových podmínkách postup /10? znázornený na obr. 4 . Výchozí kotouč n - tloušťce v ě t š í než j e požadovaná ťLouštka dna s e s l o ž í na kovadlo 2 , jehož tvar odpovídá vnitřnímu tvaru dna, na vrcholu má však vytvořenou rovnou plochu, která umožňuje usazení a středěnl kotouče. Tváří se úzkým profilovaným kovadlem 3 . Tento postup se ukázal jako schůdný. Jeho praktické v y u ž i t í by umožnilo významné snížení počtu operací takto: o d l i t í ingotu - vykování kotouče - vykování dna - obrábění. Odpadlo by převážení a obrábění desky a z v ý š i l o by s e v y u ž i t í kovu a výrobní cyklus by byl k r a t š í a jednodušší.
LITERATURA /I/ /2/ /3/ /V /5/ /6/ /?/ /8/ /9/
American Machinist 118 /197V 5 . 3 , s . 41-42 Bartefiek R.: Strojírenská výroba 1978, 8.12, s.903-907 B o l d r i n i P.s Welding and Metal Fabrication,1979*c.6 f s.393-396 Boldrini F,: Blech Rohre Prolile,1979 t «.9, s.457-459 Binder Bleche Rohre 1979, č.9, s.A 23 Kozlov J u . I „ S.T.Lins Kuznecno-Stampovocnoje prolzvodstvo 1969,2.1,8. 22-24 Berliner-Ju.I„ V.I.Frid: Kuzněčno-štampovočnoje proizvodstvo,1973, Č.12, S.1&-39 Steimetz H.: Bander Bleche Rohre 9 /1968/, £.12,3.714-718 Abe,H.aj.: On The Kanufacturing and Test Result of SA-508 C1.3 forged Mono-block Dome for Nuclear Pressure Vessel, Internationale Schmiedetagung 1981,DSsseldorf, referát 3.4
/10/ Jílek L, aj.í Nástroje pro výrobu masivních den* Přihláška vynálezu.
• R : J ;
Obr. 1 - Výroba dna tlačením 1 - tvářený materiál; 2 - kopyto; 3 - tlačka; 4 - tvarovací kladka; 5 - hořáky
Obr. 3 - Kování dna dle JTaponakéno způsobu 1 « tvářený materiáů; 2 - zápustka; 3 - profilové kovadlo
Obr* 2 - Výroba daa na rotačním stroji 1 - tvářený nateriál; 2,3 - dolní a horní čelist; 4,5 - vnitřní a vnější tvarovací váleček
Obr. 4 - Kováni dna na kopytě 1 - tvářený materiál; 2 - kopyto; 3 - profilové kovadlo
PftIVAfiQVÄNÍ
PARNÍCH KOLEKTORU PAROGENEaÍTORU
Ing. Alexej Pojta, Ing. Stanislav
WER
440
Bártek
1. tf T O d Ve VÍTKOVICÍCH k.p. jsou vyráběny pro primárni okruh Jaderných elektráren typu W E R 440 parogenerátory. Z dopravních a montážních důvodů je na staveniště JE dopravováno těleso parogenerátoru a kolektor páry odděleně. Přivařování kolektoru páry k nátrubkům tělesa parogenerátoru Je prováděno na staveništi JE po ustavení tlakové nádoby PG v boxu. Vzhledem k dohodě mezi vedením k.p. VÍTKOVICE a k.p. SKODA o privarení kolektorů páry pro první blok JE V2 - Jaslovské Bohunice pracovníky výrobního závodu,, byly ve VÍIKOVlclCH prováděny práce k ověření technologie svařování uvedených spojů. 2. Kolektor páry PG Kolektor páry je součástí sekundárního okruhu parogenerátoru. Je tvořen horizontální komorou, určenou ke sběru a odvodu syté páry k turbině. Kolektor páry - viz obr. - je zhotoven svařením 3 dílů z oceli 22 K obvodovými svaryf přivařením 5 ks nátrubků Js 240 z oceli 20 a 5 ks nátrubků Js 13. Před expedici na JE je prováděna ve výrobním závodě kontrolní montáž kolektoru páryk tělesu parogenerátoru. Je kontrolováno, zejména slícování nátrubků kolektoru páry Js 240 s parními nátrubky parogenerátoru. Přesazení hran vnitřního průměru nátrubků ve volném stavu je dovoleno max. 3 mm. 3* Ověření technologie svařováni Vysoké požadavky na homogenitu svarového spoje nátrubků kolektoru páry s parními nátrubky parogenerátoru a nemožnost přístupu z vnitřní strany svaru pro případné opravy, byly hlavní důvody pro
- í provedení ověřovacích zkouiek technologie svařováni. Bylo provedeno ověřeni na modelových kusech 1:1 z oceli 30, ve třech variantách provedeš! spoje : a/
svařování kořene m r a netodou ÄG /svařováni elektrlekým_ obloukea netavící se wolframovou elektrodou v ochranná atmosféře argonu/, výplň svaru metodou ROS /svařováni elektrickým obloukem obalenou elektrodou/*
b/
svařování
c/
svařování ROS,
ROS na podložný ocelový kroužek
Svařování modelových kusů bylo prováděno ve shodné poloze Jako u montážního speje, tzn„ ve vodorovné poloze na svislé stěně. Svarové spoje byly podrobeny nedestruktivnímu zkoušeni - vizuální kontrole, magnetické kontrole, kontrole prozářením. Nejlepších výsledků nedestruktivních zkoušek bylo dosaženo u svaru provedeného na ocelovém podložná* kroužku.
?
Vzhledem k montážním podmíakám a. technologii montáže byla zvolena technologie svařování ROS celého svaru. Svařování bylo ověřeno na další skupině ověřovacích spoja s modelováním oprav kořenové oblasti svaru. Při stehování a svařování byly spoje sestaveny pomocí dvoudílných objímek nasazených na nátrubky v blízkosti svarových ploch. Na ověřovacích spojích byla zacviSena skupina svářečů, k t e ř í pak prováděli svařování na J E . Pro zabránění pádu nečistot do tělesa PG v průběhu montáže, byl zkonstruován a vyroben přípravek. Jehož funkce byla odzkoušena na kolektoru páry. i,
*. Technologie
svařování montážního
spoje
Na základě ověřovacích prací byl stanoven postup montáže a technologie svařování. Před slicováním nátrubků kolektoru páry 8 nátrubky tělesa PG
I
- 21 se provede v nátrubcích kolektoru páry ustavení přípravků zabraní*jících pádu nečistot do tělesa PG 8 Z tohoto důvodu je nutno zaslepky nátrubků Js 13 kolektoru páry mechanicky oddělit. Montáž a svařovali se provádí po ustavení montážních plošin na těleso parogenerátoru a zřízení pracoviště čisté montáže. Stehování a svařování kořenové části svaru se provádí po slicování nátrubku pomocí objímek. Stáhnutím objímek se provede ustavení nátrubků na předepsanou kořenovou mezeru s odstraněním případného přesazení svarových ploch na vnitřním průměru. Přesazení svarových ploch na vnitřním průměru nátrubků je stanoveno max 0,5 nm. Oprava svarových ploch je uvedena na obrázku. Svařování prvních vrstev kořenové části svaru se provádí elektrodami E-B 123 JE, 0 2,5 mm v úsecích ke svařování přístupných. Po sejmutí objímek se provede dokončení kořenové části svaru ve zbývajících úsecích. Další vrstvy kořenové části svaru do tloušlky max. 10 mo se provádí elektrodami E-B 123 JE nebo UONI 13/55 0 3,15 nebo gř 4 mm. Po obroušení kořenové části svaru z vnější strany se provádí kontrola prozářením. Po odstranění případných vad broušením provádí se vyplnění svarového úkosu na plný prořez svařováním elektrodami E-B 123 JE nebo UONI 13/55. Po vyhovujících výsledcích kontrol se provede odstranění přípravků zabraňujících pádu nečistot a provede se privarení záslepek nátrubků Js 13 a předepsané kontroly svarů. 5. Kontrola
svarových
spojů
Před zahájením vlastních svářečských prací na PG svařuje každý svářeč kontrolní svarový spoj, na kterém se provádí nedestruktivní i mechanické zkoušky.
1 * ý-:
- 22 -
Svarové spoje nátrubku boldctoru páry • parnínl nátrubky .která jsou kategorie H 3 dle předpisu PK 1514-72, jsou kontrolovány vizuální, roaaěrovou a magnetickou kontrolou a kontrolou prozářeni*. Zkouška vodnía tlakea se provádí v resci tlakové zkoušky sekundárního okrunu na jaderné elektrárne. 6.
Zá r ě r
Po přivařování kolektoru páry k t ě l e s u parogenerátoru TVER 440 byla ve VÍTKOVICÍCH k.p. ověřena techndogle svařování a postupu montáže. Uvedený postup byl úspěšně použit na s t a v e n i š t i jaderné -elektrárny v Jaslovských Bohunicích u parogenerátoru bloku V-2.
IHERATURA Technologická směrnice pro přivařování kolektoru páry k parním nátrubkfla PG na staveništi JE - Vítkovice 1981 /2/ Pravidla kontroly svarových spojů JE -_PK 1514-72 /3/ Základní zásady svařování JE - OP 1513-72 11*1 Chromcenko : Svarka oborudovanlja elektrostancij /!/
Těleso FG
Parogeaerátor JS W 2 H 440
nátrubek kolektoru páry
kořenpjcá vrství kořenová A část avara/ J,
Svarový epoj kolektoru páry a tSleaea PQ
- M - I I I D U Í I Í Z K S E B H D T Í OCELI TL A£ 0 T É I 1 OOB f 1TEI 440 A fffzTEfifCH Z L EP S E i f C H OCELÍ ZlPA&HÍCH V í HOB C § J«JCeutský# M»Tacek, B«Stoeec # T.Páv, J»0truba. P»Kovoaad, fijT fiez aVBriawvský, ZE5 Skoda Plzeň Abstrakt
Byla studováaa odolnost Cr-Mo-T oeoli 15Ch2XFA k raditcnistu zkřehnuti pri ozaŕevaeí teplat* kele* 388°C. Experimentalnl* •atariáie* byla i oeol použitá pri výrobe tlakové nádoby reaktoru jaderné elektrárny Páka T «XR. Zjiitěné Týaledky radiačníbo zkreaoatl a zpevněni oceli 15Ch21iFA byly porornárány c podobnjwi hodnotaai Ms-Ii-Uo oceli A 533-B a A 508 nejTýznaaejSicb západních Týrobcô T ráaci aezinirodniho rýzkuaného programu, koordinovaného MAAE. Byle zjištěno, že odolnost oceli 15Ch2HFA k radiaSniaa zkŕetaatí je srovnatelná s oceleai A 533-B a A 508 zépadnicb vyroben.
T sonfiaané době jsou ve světě na výroba tlakových nádob lebkovodnieb reaktorů jaderných elektráren v podstatě používaný dva typy oceli, T socialistické* společenství to je Cr-Mo-V ocel označení 15Cb2HPA pro reaktory o výkonu 440 líW a Ni-Cr-lío ocel označeni 15Ch2mfPA pro reaktory o výkonu 1000 MW, T kapitalistických státech se používá Mn-ffi-Uo ocel a to pod pflvcdnía oaučenia A 533-B na vývalky a A 508 na výkovky, nebo pod jiný* obchodní* názve*. Xapř. v NSR toaa odpovídá označeni 22HiMeCr37 a 20UoHoHi55. Tato Mn-Hi-«o ocel se používá pro reaktory mi de výkonu 1300 ÍSM, ? referáte jsou shrnuty výsledky studia radiačního zkřehnutí a zpevnění základního materiálu (ZM) a svarových spoji oceli 15Cb2UFA. Tyto výsledky jsou porovnávány s hednotasii radiačního zkřehnuti íín-Ri-l!o ocelí nejvýznaanějSieh západních výrobců, které byly naměřeny v ĎJV v rámci výskuau radiační odolnosti zlepftených ocelí pro reaktorové tlakové nádoby (RTN), koordinovaného Mezinárodní agenturou atoaové energie (1UAE).
i
- 25 -' 2*_Ex£erimentálni_materiél 2*1. Ocel 15Ch2MFA Tato ocel byla vyrobena v o.p. škoda Plzeň technologií sléváni jako tavba 6. 23059 (experimentálni) a č. 14364 (JE Paks). Tavení probíhalo v elektrické obloukové a zásadité SM peci. po kterém následovalo odliti dc vakuového kesonu. Získaný ingot o hmotnosti 135 tun byl překován na lisu na hladký prstenec o vnějším průměru zhruba 4 m a tlouštce stěny kolem 190 mm. Po normalizaci* obrábění, nedeštruktívni kontrole a rozřezání na segmenty následovalo zušlcchtění (1000°C/olej + 690°C/vzducl;), po kterém byl proveden automatový svar pod tavidless* Po svařování následovalo konečné tepelné zpracování (6C0°C/75h./pec) a po něm odběr zkušebních tyčí. Chemické složení materiálu je vždy uvedeno v tabulce I. 2.2. Japonská ocel A 533-B Tato ocel byla vyrobena v Japonsku firmou Nippon Steel Corporation, Nogoya Works jako tavba č. SR 3078 v zásadité peci o hmotnosti 160 tun s použitím kyslíkového procesu, odplyněna ve vakuu a odlita do 70 tunového ingotu / I / . Po vyváleováni na plech tlouštky 250 tam, normalizaci a tepelném zpracování na odvodíkováni byl plech rozdělen na dvě části a ty byly tepelně zpracovány {860°C/8fa./voda + 660°C/6h./vzduch + 620°C/26h./pec). Na jedné části byl proveden obloukový svar pod tavidlee, po kterém byl materiál vyžíhán (620°C/26b./pec). Chemické složení je • tabulce I. 2.3. Svarový kov oceli A 533-B z NSR Svarový kov, odpovídající svým složením oceli A 533-6, respv 20WnlíoNi55, byl připraven specielním svářecím postupem tzv, elektrickým automatickým tvarovým svářením. Pomocí specielního zařízení pro vnitřní plátováni /!/ a dvou svářecích drátů o průměru 4 mm, umístěných v tandemu ve vzdálenosti 30 mm jako • a pól, jsou jednotlivé návary postupně nanášeny na rotující válec z nízkouhllkové oceli, který se po skončeném svařováni odsoustruží. Tak je získán čistý svarový kov (SK) bez teplem ovlivněné zóny (TOZ). Maximální pracovní možnosti tohoto zařízení: průměr až 6 a, délka az 10 m. hmotnost až 80 tun. V tomto případě po
- 26 - j osoustružení sil čistý výtěžek svařováno k o m rozaerv; vnéjií průměr 1812 ma, délka 930 M , tlouitka 24? c*. Po rozrezaní na zkušební tyče byl svarový kor vyžíhán (610°C/20h./pec). 2.4c Francouzská ocel A 508 Cl.3 Tato ocel byla vyrobenu T O Pramatoma T elektrické zásadité peci jako tavba č« 10787/20240, desoxidovaná hliníkem a odlita do rakua na ingot o hnotnosti 147 tun. Potom byl ingot vykován na prstenec o vnějším pruaěru 4495 nm a tlouštcc 310 nm. Po korání byl ihned ochlazován v peci na 350°C, austenitizevan při 900*950°C s ochlazení* re rode na 350°C a potom žíhán při 650°C s ochlazoránlis r peci nebo na vzduchu. Dále následovalo tepelné zpracování na jakost: 865-880°C/3h./voda + 630-650°C/5,5h./vzd., simulační žíháni na odstranění pnutí tlakové nádoby (55C°C/35h./ + 615°C/16h./pec ca 315°C/vzduch). Potom následovalo obrobeni prstence na konečné rozměry (tlouštka 270 BUB), nedestruktivní kontrola a odběr aateriálu pro zkušební tyče z vyříznutého kroužku pro připojení primárního potrubí o pruněru 1420 aa« Zkušební tyče byly odebrány ve čtvrtině tlouštky stěny prstence s podélnou osou v tangenciálnía směru prstence. 3»_Zkuaební_tjčer_zku|ebni_zařízení_a_ozařovací godmínkj 3.1. Zkušební tyče Pro zkoušku vrubové houževnatosti byly použity zkušební tyče Charpy-V dle ČSN 420381 a pro zkoušku statickým tahem válcová zkušební tyč o aktivním průměru d*4 O B a délce l»5d /2/» Podélná osa zkušebních tyči byla kolmá na osu prstence či hlavni směr válcování plechu. Osa rrwbu tyči Charpy-V byla vždy kolmé na rovinu tvářeni. U základního materiálu byly zkušební tyče odbirány v čtvrtině či třetině tlouštky plechu či prstence. 3.2. Zkušební zařízeni Zkoušky tyčí Charpy-V byly prováděny na instrumentovanén kyvadlovém kladivu PSR 30 s rychlostí nárazu kladiva 5,6 m s ' 1 . Zkoušky statický* tahem byly prováděny na trhacím stroji Inatron TT-DM-L při deformační rychlosti použitých tyči 2,5x10 min . Keozáŕené i ozářené zkušební tyče byly vždy vyhodnocovány na.stejném zařízeni za stejných podmínek.
- 27 3.3. Ozařovací podmínky Váechny zkušební tyče byly ozařevány T elektricky vylápěné sondě Chpuca-M francouzské výroby, jejíž kapacita je 4C tyčí Cbarpy-V a 20 tyčí pro zkoušku tahes /3/. Ozařovací teplota zkušebních tyčí. byla 28silO°C. Sonda byla vždy ozařována v tecbnologickés kanálu 57/10 reaktoru VVR-S ÚJV Sež při výkonu 5 MW. 0kamžitý neutronový tok v sondě se pohyboval kolem 2,6x10 na" 2 s" 1 s energií nad 0,5 MeV. Rychlé neutrony byly stanoveny z reakce Cu ~(nfali'a)Co při uváném rozloženi jejich energie v reaktoru podle štěpného spektra a za použití konstant pro aSd GT» 0,5 mb 5,26 roku.
4.1. Radiační zkřehnutí Experimentálně stanovené přechodové křivky vrubové houževnatosti a příčného rozšířeni oceli 15Cb2MFA(2i:) jsou nakresleny na obr.l a pro svarový kov japonské oceli A 533-B na obr.2. Velikost radiačního zkřehnutí ATT, která je definované posunutím posunutím přechodových křivek pro jednotlivé tranzitní teploty v důsledku neutronového ozáření, je pro Tšď* -iy použité oceli zpracována v tabulce II. Všechny materiály byly sice ozařovány při stejné ozaŕovací teplotě kolem 288 C, ale různou neutronovou fluencí. Pro přibližné porovnání odolnosti jednotlivých ocelí k radiačnímu zkřehnutí může sloužit vztah 22
1
ATT « Ajíf.lO" ) ^
(1)
kde $ je fluence neutronů a Ax je materiálové konstanta závislá hlavně na citlivosti materiálu k radiačnímu zkřehnuti a ozaŕovací teplotě. Takto vypočtené konstanty Áx jsou uvedeny ve sloupci 12 tabulky II. NejvětSi citlivost k radiaSninu zkřehnutí byla tedy zjištěna u svarového kovu oceli 15Ch2UFA označeni ATS. Ta byla způsobena zvýšeným obsahem měáí nad povolenou sez (tab.I) od svarovácíbo drátu experimentálního materiálu. Naopak u svarového kovu stejné oceli, použité v JE Paks, MLR, s nízkýn ob»aheu 0,08% Cu v souladu s technickými podnínkani /4/, byla zjištěna menší citlivost k radiačnímu zkřehnuti, nei u svarového ková japonské a
ti (f
- 26 - ! r froby (tab* íl)» TOZ oceli 15Ch2MPA by podlo tab* U móla mi t /o rňocb použi t ýoh ocel/ nejmonšj citlivost k rndinčnimf zkŕ thm-'tfe Ckutečnost *šak tomu neodpovídá. Príčina spoí-íré r heťirogf.oi tg Materiálu TOZ, kd»,lz« volmi léí.ko tľndriot BtQjnb uminir-ní TMVSebnfeb tyčí Charpy-V vzhledew k ostrému rozhraní rcozl nvurorýpt koT»w a ?.4kl
Radiační DJflf.rnm prftbfliu zkouňky ve statickom tahu jo pro oco i 15CI«2MFA (ZM) nnkrnslen na obr«3a n pro jnportJ»kou ocel A 53>-B (7.¥) na obr.3b. PrftmÄrnô hodnoty v l a s t n o s t í z* zkoušky ntalickým tahom r*»ch nooxftrených a ozôŕoných o c e l í JBOU zpriicovúny v t a b . H I , 0 vSech o c e l í byJa po oaáŕeni pozororfinn výrazníj^í n^z kluzu s delfii Lftderaovou deformaci, noi ve stave noořóronňm (obr*3)« Tento j«v »e ob«cn# připlnujo vrnlku komploxú mřííkorých poruch r dAnledkir neutronového ozáření a j o j i c h intornkci n mŕííkovými poruchnnl r o c e l i J i í, exiittujíc (mi. C i t l i v o s t k radiíícnfmu xpvvnAnl ( A R 0 , 2 ) lze vyjádřit obdobným vztuhoiP, jako pro radiační zfcŕ«linutt 23
i/3
A B p 0,3 « B j ( f . l O " ) (2) Význam Jednotlivých vynibolA je obdobný rovnici (l). Konstanta n * J° vypočítána ve «loupe i 13 tabulky 111, Podle lit by cnAla frsnoousnká ooel A 508 (ZM) a lok Ä J.iponnkA A 533-0 (?M) ponokud men^i citllvoat k radiaonlmu zpevnoni, net ontatni ocoli.
- 23 -
Z experimentálního aturfia radiačního zkřehnutí a zpevnění ocelí lí)Ch2MFA a nSkolika zlepšených, ocelí pro reaktorové tlakové nídoby západních výrobců vyplývají následující závěry: 5.1. Po ozáření ZM oceli 15Ch3V:FA fluencí S,exl0 2 3 n«"^ 0,5 MeV pří teplote kolem 2S8°C doélo k radiačnímu zkřehnutí, vyjádřeném posunem tranzitní teploty r průměru o 56°C O 5.2. U svarového kovu oceli 15Ch2ĽFA bylo potvrzeno, ie radiační zkřehnutí silnS závisí na obsahu mědi a proto zde nesmi být používáno poměděného svařovacího drátu. 5.3. Po ozáření ZM i SK oceli 15Ch2l1FA B obsahem 0,08% Cu flucncí 6x10" nm > 0,5 McV došlo u obou trateriálu prakticky ke Htajnému radiatníiru zkřehnutí se zvýšením TT r průměru o 38°C. 5.4. Výsledky radiačního zkřehni.tí. tepelně ovlivněné obla6ti svarového spoje oceli 10Ch2MFA je třebc hodnotit velice opatrnř vzhledeir k velkému rozptylu jednotlivých hodnot vrubové houžovnatostj. Odbéru zkušebních ty6i z TOZ je třeba věnovat maximální pozornost. 5.5. Odolnost ZVi a svarového spoje oceli 15Ch2iTA k radiačnímu zkr<;hnulí je srovnatelná s odolností podobných Vn-Ni-Wo ocelli záp;j(Jnícl; výrobců, používaných na tlakové nádoby reaktorů o výkonu ai do 1300 MW.
/!/ Pesearch Co-ordination Keeting Analysis oX on the Behaviour of Advanced Heactor Pressure Vessel Steels Under Neutron Irradiation. Second Progress Report, IWG RRPC-79/4, IAEA, Vienna 1979. /2/ VS.Vacek a d,. Zpráva ÚJV 5206-M, IS79. /3/ J.Solamon, J.Pína, Zpráva ÔJV 5134-T, 1979. /A/ Technické podmínky doplňkových zkouěok oceli 15Ch2MFA a 18Ch2VFA čs. výroby pro tlakovou nádobu reaktoru VVER 440. TPE 10-40/1526/77 o.p. 5['0DA. /5/ J.S.Porrin, Analysis of Mechanical Property Data Obtained from Nuclear Pressure Vessel Surveillance Capsules.IAEA-202, Vienna 1877, str.163-171,
Značka oceli
a » u xt
i
o.
-I 1
H
Vater, ob Last 1 —
Tabulka I • Cbeaické aloženi atudoranýoh oceli re hmotnostních procentecb
iMM
VI
• •a C B M
15Cb2VFA CSSR 180 Zlá 11C 0.16 15Cb2UFA CSSR 100 SK ATS A 533-B
Jap. 250 ZU
A
A 533-B
Jap. 250 SK
C
A 533-B
NSR 250 SK E
A 508
Fr. 270 ZU G
ZM«základnl materiál
í
h
Mn
Si
0.42
o.18 0,013 o.48 0,016
p
S
Ni
Cr
Wo
V
o,63 0 ,34 1.40 o,44 0.1*
0 r 014 0,08 2,84
Cu 0 ,10
0,016 0,05 0 .18 o.018 o,96 o.18 1.,48 0,22 0 ,007 0,007 0,66 0,20 0 ,57 Ú ,002 0,01 o.080 1 .1* 0 ,41 0,011 0,008 0,,73 o ,07 0 ,48 0,011 0,04 o.08 1 ,45 0 .16 0»©«7 0,007 0 ,92 0 .01 0 ,58 - 0,03 o.15 1,35 0 ,24 0,008 0 ,007 0 .67 0 ,24 0 ,45 - 0,07 $K»»varový kov
\1
Výrobce
1
Označeni I zkuáeb* tyčí |
Značka oceli
Uater.oblast
Tabulka II* Tranzitní teploty T T g i , T T g 5 a 1 T O g přechodových křivek vrubové houževnatosti použitých ocelí pred a po neutronovém ozáření*
2
3
15Ch2MFA CSSR
ZU 11C
15Ch2MFA CSSR
TOZ 11C
CSSR 15Ch2MFA ČSSR Faks
C
A 533-B
SK
E
A 508 Francie
ZU
G
NSR
E>Q,5MeV
SK DD SK
'g
n»m
SK ATS
A 533-B Jap.
A T T p ro
TT pro
Zlf*zékladní materiál
4 86 86 30 60
86 28 30
o so
m
GO
1 O)
o °C °C
°C
°C
5
6
7
-67 - 9 -72 -60 -34 +87 +24 +60 -53 +14 -64 -10 -68 -42
-67 -10 -65 -55 -35 +45 +18 +61 -57 +20
-73 -20 -87 -69 -60
•25 + 7 +43 -73 - 4 -79 -39 -103 -63
SK«svarový kov
••*
-elT
1 u> co
A ft
O
H
i
1-
°C °C
°c
i
8
9
10
11
12
53
58
57
56
12,7
18
12
10
13
2,9
85
71 80 79 25,4
36
36
69
72 77 73 16,5
43
38
9,7
40 54 56 52 17.1 7 -70 -17 40 26 53 40 ia,9 TOZ«teplom ovlivněná zóna
Tabulka Ill.Vlaatnoatl použitých oceli r« atatickéa tahu, Měřené při teplota níatnoati, před a po neutronovém ozářeni.
1
4*
Výrobce
1 15Ch2MFA CSSK A 583-B Jap.
£> O
ív
a N
ateriá]
Značka oceli
•O4*
m
9
4
ZM
A 533-B NSR
SK
A 508 Francie
ZM
A
i
f*
P*e
B.L
H.
B
t
Z
• tt K 1
MPa MPa ft MPa MPa 5 8 6 7 9
ft
1459 1515 1299 1292
10 21,3 20,3 24,5 22,6
»
*> •
£15
ft
11 13 12 7.0 78,3' 8,4 74,5 20,8 10,8 74,5 10.3 72,0 13,3
14
47
505 597 484 472
3i
481 535
54
11
628 672
1264 1268
22,3 10,1 30,3
68,4 67,0
17,0
33
51S 583
64
12
500 661
1334 1324
24,3 10,5 22,0 10,2
75,4 71,2
19,9
5 10
31
566 600
34
6
696 714
1364 1346
19,9 19,4
98,1 68,0
10,7
5 9
86
A 533-B Francie
RpO.äi
SM>,5MeV
3 3 Zlí 11C
ZM
2
55
F
E G
Zli • základní naterí.ál
92
18
•at
•B
48
11
617 693 565 509
SK s BVarový kov
9,2 8,0
•a
•a
12 12 6 6 5 10
- 33 -
[mni] 2
O
KCV
N£OZ 86 x lO^nlvŕ >0,5
MaV
[J.cn'j 200
100
-too
ZO
60
CC}
100
Obr.l. Prechodov* křivky vrubové houževnatosti a příčného rozSlřenl neozéřenébo a ozářeného základního aatorlálo oceli 15Cb2WFA č.t. 22059.
fmm] 2
KCV
o
vioi.
•
8,6 « 10U nim1 > RS MeV
200
100
. -100
'60
-20
60
f
.cJ 100
Obr.2. Přechodové křivky vrubové houievaatosti a příčného rozšíření neozářeného a ozářeného svare-4ho kovu japonské oceli A 533-B.
- 35 -
1
*
3
*•
AČ
5
f—J
Obr.3. Diagram napští-prodlouzení ze zkoušky statický* taheis neozářeného a ozářeného základního materiálu oceli: a) 15Ch3MFA (ČSSR) b) A 533-B (Japonsko)
i - NtOZ.
3b.
-36-i rísĽsmS
HBCKAFICKÍCH
ZKOUSHC POLOTOVAR^
TLAKOVÝCH FÍDOB HBAEPOSfi W E B 440 Milan Brumovský, Jlfí Brynda, Ladislav Horáček AHOTACS E analýze výsledků zkoušek mechanických vlastností polotovarů tlakových nádob reaktorů TVER 440 je užito statistických metod a přístupů odvozených v teorii spolehlivosti. Testována a diskutována jo homogenita souborů dat a shoda s vybranými distribucemi. íinalost odhadů parametrů vhodných distribucí umožňuje přispět k predikci některých aspektů náhodného chování mechanických vlastností při různém stupni tepelného zpracování polotovarů. 1. Úvoi Jedním z nožných prostředků realizace procesu zajišťováni jakosti a spolehlivosti komponent jaderných reaktorů, vyráběných v k.p, Skodti Plzeň, je důslednější uplatňování moderních metodických přístupů umožňujících nepoměrně vyšší zisk informací z uskutečňovaných přejímacích a výrobních zkoušek a kontrol* Uvedené přístupy využívají především v širším měřítku dosud poněkud opouíjené poznatky a osvědčené postupy teorie spolehlivosti a matematické statistiky. Z variety distribucí, které jsou vhodné pro popis náhodného chováníe viz např. /!/» /2/, /3/, mechanických vlastností, z nichž jsme nejprve zaměřili pozornost především na smluvní mez kluzu S 0 . a mez pevnosti R^ /obě při teplotách 20° a 35O°C/ pro základní materiál ocel 15CH21G?A tělesa tlakové nádoby /TTH/ reaktoru TVER 440, bylo vybráno normální, lognormální a Veibullovo dvou a tříparametrické rozdělení•- Distribuční funkce těchto rozdělení jsou definovány následujícími vztahy: pro normální rozdělení náhodné veliSiny^f
kde
[
& e (-<* , *• «,)
pro lojnormální distribuci
- 37 -
-f( V ^ JEU6
JCŕ €.
\
v
*?
ľ l du
/2/
°9)
pro Weifcullovo tříparametrické rozdílení r» (x)
~
*
*~
£JC/? i
r
3
kde
x> e < f,
l
+ <*>)
ir
n
f i
[\ ŕ J
i
přičemž dvouparametríckou distribuci obdržíme, položíme-li 3.= 0. 7 následujících kapitolách jsou shrnuty a diskutovány závěry a použitá metodika analýzy výsledků výše uvedených zkoušelr materiálu 15CH2MPA, které >yly převzaty z výsledků přejímacích zkoušek mechanických vlastností komponent prvních 5 tlakových nádob vyráběných v k.p. Škoda Plzeň. Základní problematikou řešenou v další části je homogenizace souboru dat. 2, Homogenizace souboru dat Prostředky použité v této kapitole je možno rozdělit do dvou hlavních skupin: 1/ Současné metalurgické a technologické zkušenosti e materiálem 15CH2MPA a výrobou TTIT 2/ Spolehlivostní a statistické metody a testy - metoda AKOVA /analýzy rozptylu/ - statistické testy přiléhavosti /shody/ pro 3 vybrané typy distribucí - metody stanovení odhadů parametrů /výše uvedených rozdělení/ maximálně věrohodných, nejlepších lineárních invariantních a odhadů určených metodou nejmenších čtverců. Konstrukčně, po stránce metalurgické, je tlaková nádoba lehkovodního reaktoru typu W E S 440 tvořena celokovanýml prstenci a eliptickými výlisky dna a víka, které jsou svařovány do sekcí e dále pak vytváří celé TTH« Tepelné spracovaní na jakost dávající materiálu potřebné pevnostní a plastické vlastnosti je prováděno v k.p. Škoda vis podrobněji /4/.
- 38 - j Všechny polotovary jsou kaleny z teploty 1OCO°C do oleje a popouštěny při teplotě 680° - 720°C spresneným režimem podle konkrétního cfc -."cického složení* Takto zpracovaní díly podléha^í mimo jiné i zkouškám ke zjištění mechanických vlastností a přejíace podle přísných technických podmínek. Přejímací zkoušky jsou uskutečňovány re 2 etapách ve formě t.zv. "vzorků I" a "vzorků II"» 1/ Vzorky I - charakterizují stav Materiálu po základním tepelném zpracování* Zahrnují též zkoušky tahem při teplot? 20° a 35O°C. 2/ Vzorky II - Jsou odebírány až po vyhodnocení vzorků I a provádí se na nich t.zv. simulované tepelné zpracování d-oplnkové popouštění s různě volenou dobou výdrže na teplotě 665 °C. Podrobnější informace včetně způsobu a míst odběru vzorků Jsou uvedeny v /4/. Vzorky II též sestávají i ze zkoušek tahem při teplotě 20° a 35O°C, Jejichž výsledky Jsou předmětem této práce. Z metalurgických a technologických zkušeností vyplývají následující činitelé, které roztřídí výsledky zkoušek ze vzorků I a vzorků II do souborů, u nichž lze předpokládat homogenitu: 1/ rozdílná tloušťka polotovarů 2/ různá užitá výrobní technologie 3/ místo odběru zkušebních vzorků. 2.1. Analýza výsledků zkoušek ge vzorků I Rozbor Je proveden metodou AROVÁ 8 Jedním faktorem, kterým Je druh polotovaru TTíf. Přiléhavost k normálnímu rozdělení Je testována podle /5/ výpočetním programem na kalkulátoru HP 983O-B. Výsledky zkoušek mechanických vlastností jsou též graficky zpracovány ve formě pravděpodobnostních papírů na výše uvedené výpočetní technice viz obr. 1. Několik případů, kdy došlo k zamítnuti shody s normálním rozdelenia je možno vysvětlit nehomogenitou materiálu a výskytem značného množství stejných hodnot* především u smluvní meze kluzu, kde se významně projevuje vliv lidského faktora při spracovaní výsledků zkoušek. Výsledky získané metodou JĹS07Á
- 39 je možno shrnout do následujících tvrzení: - byla prokázána úplná s h O . výsledků analýzy rozptylu s výše uvedenými rozhodujícími činiteli 1/ až 3/, - za hoaogenní lze považovat soubory výsledků zkoušek z těchto skupili polotovaru; i a/ přírubový prstence b/ hrdlové prstence c/ hladká sekce A/ dno 2»2« Analýza výsledků zkoušek ze vzorku II Jak je uvedeno v úvodní části na vzorcích II se provádí t.zv. simulované tepelné zpracování - doplňkové popouštění* Zvolené doby výdrže na teplotě 665°G na všech námi sledovaných polotovarech lze rozdělit do 3 skupin 35,5 - 43,5| 70 - 77 a 90 hodin* V rámci těchto 3 skupin, za předpokladu respektování .podmínak homogenizace souborů výsledků ze vzorků I, je možno aoubory výsledků zkoušek ze vzorků II považovat za homogenní. Vliv tohoto dalšího faktoru byl testován netodou A3J0VA. výsledky analýzy lze shrnout taktot - rozdíl mezi účinky doplnkového popouštění j»ři zvolených dobách výdrže 90 a 70 - 77 hod. na zkoumané mechanické vlastnosti je statisticky nevýznamný; - statisticky významný se tento rozdíl jeví pouze při teplot? 35O°C především pro smluvní mez kluzu pro zvolené doby výdrže v intervalech 35,5 - 43,5 a 70 - 77 hod. 3. Aplikace Jednou z nosností využití znalosti náhodného chování výše uvedených mechanických vlastností je predikce vyhovění poSadavkún na mechanické vlastnosti dílů tlakové nádoby reaktoru W E B 440 po celkovém tapelrém zpracování viz např. /•/ již ve fázi vyhodnocení výsledků zkoušek ze vzorků I, u nichž obdobné požadavky stanoveny nejsou* Metodika výpočtu je zřejmá z následujícího postupu. Označme: FxfK)..» distribuce typu 1 určité mechanické vlastnosti získané ze vzorků I F• (*)••* distribuce typu i téže mechanické vlastnosti se vzorků II
- 40 - j X .... min. požadovaná hodnota dané mechanické mnu
vlastnosti po konečném tepelném zpracování Ze vztahu
F/(x%itr) - F^fx^j
lze implicitně vyjádřit **• , případně stanovit veličinu Výše uvedený postup lze Interpretovat takto: Po stanovení výsledků zkoušek ze vzorku I je možno tyto získaná realizace daní mechanické veličiny porovnat s hodnotou ^ m > předen určenou z rovnice /4/» pokud tyto realizace budou aít vyšší hodnotu než X^ttj , lze předpokládat s přijatelnou pravděpodobností, že budou vyhovovat výsledky zkoušek mechanické" vlastnosti z? vzorků II, pokud uvažujeme splnění technických podmínek v dalších fázích procesu výroby. Hodnoty veličiny U tj* rozdílu minimálních hodnot po konečném a základním tepelném zpracování /jakožto hodnot vyskytujících se s touž pravděpodobností/ jsou uvedeny v tab* 1, z níž vyplývá, že vesměs tento rozdíl je podstatně menší než 60 MPa, Pokud je v tab. 1 uvedeno z znamená to, Se vzhledem k významným rozdílům v rozptylech distribucí vypočtené hodnoty *£,>, jsou dokonce menší než x^, Označení V,ĽSfW je užito postupně pro normální, logaozsíální a Veibullovu distribuci. Pravděpodobnost výskytu hodnot menších než normovaných je u meze kluzu a meze pevnosti při teplotě 20°C menší než 10~3 až 10" 1 0 f což reprezentuje velmi velkou zásobu bezpečnosti. Odtud plyne, že je možno jako porovnávacích užít i větších hodnot než je **,„ • Pro uvedeni 2 mechanické vlastnosti lze normované hodnoty svýšit o 60 MPa, přičemž odpovídající záruka dosažení této hodnoty je větší než 99,2 %• U meze kluzu a meze pevnosti při teplotS 350°C se neblíží pravděpodobnost výskytu menších než normovaných hodnot tak výrazným způsobem nule, na základe Sehoi lze doporučit užití hodnot, které lze určit pomocí tab. 1. 4. Zaver Výsledky testování přiltfhavosti k normálnímu, logncrmálnímu a Weibullovu rozdělení pro soubory výsledků zkoušek mechaniclcých vlastností se vzorku I a vzorku II jsou souhrnně uvedeny v /6/»
- 41 2 distribučních funkcí vypočtené* záruky dosaženi normovaných hodnot jsou určeny pro mez kluzu a mez pevnosti při teplotě 20°C nejméně na tři až deset devítek /tj« nejméně na 99,9%/ a pro mez kluzu a mez pevnosti při teplotě 35O°C jsou odpovídající pravděpodobnosti větší než 0,96 až 0,9996, přičemž extrémne vysoké* hodnoty přísluší zvolené době výdrže 35,5 ai 43,5 hod. Vypočtené variační koeficienty pro meze kluzu a meze pevnosti jsou menší než 0,1 a dosahují vesměs hodnot 0,01 a£ 0,08, což svědčí o tom, že optimalizovaná výrobní technologie je dodržována bez zjevných závad a sama o sobě zajišiuje reprezentativní výsledky* Možnost predikce vyhovění požadavkům na mechanické vlastnosti po konečném tepelném zpracování na základě výsledků zkoušek ze vzorků I je diskutována ve 3* kapitole a její výsledky jsou shrnuty v tab. 1. Vyplývá z nich doporučení, že výsledky zkoušek meze kluzu a meze pevnosti při teplotě 20°C je možno porovnávat s hodnotami normovanými zvětšenými o 60 MPa, zatímco u těchto mechanických vlastností při teplotě 35OCC je vhodné užít přímo hodnot z tab, 1. Hodnocení výsledků zkoušek vybraných mechanických vlastností ukázalo, že polotovary z prvních pěti tlakových nádob reaktorů VVER 440 vyráběné v k.p. Škoda mají vysokou výrobní kvalitu, dobrou reprodukovatelnost, zaručují homogenitu souborů výsledků zkoušek, dostatečnou výrobní jistotu a zajišťují vysokou bezpečnost a životnost celých tlakových nádob* 5* Literatura / 1 / Sedlá5ek,J. t Přednášky PGS, PJPI ČVUT Praha, 1980-82 /2/ Haugen,E.B. t Probabilistic Mechanical Design, H.York,1980 /3/ Kapur,K.C, Lamberson,L. : Reliability in Engineering Design, London, 1977 /^/ Brynda,J., BrumovekýjM. t Mechanické vlastnosti vyráběných dílů tlakových nádob reaktorů W K R 440, Sborník referátů ze semináře "Oceli a slitiny pro jadernou energetiku", Plzeň, 1979 /5/ Mann, R.R. t Methods for Statistical Analysis of Reliability and Life Data, London, 1978 /(/ Horáček,L. t Odhad rizik pro součinitele bezpečnosti materiálu nádoby reaktoru typu TVER, Závěrečná zpráva PGS, PJPI Praha, dosud nepublikováno
- 42 -
Ota. It Grafické" znázornění vyaledků skouSek aese pevnosti při teplot* 35O°C se vzorků II hrdlových prste&eů při zvolené d o W výdrše 7 0 - 9 0 hodin do Veitoullova pravdSpedo»nostnífeo papíru •'
polotOTftZ7 doba rýdrž* •eetaanieká vlastnost rozdělení teplota c drali reliSiny B
hrdloví prstence
hladké prstence
35,5-90 hod. 1
ia
V
37
20
39
So. 2
17
23
24
35O°C \
24
22
/
38
31
34
20 C
20°C
35O°C
^0.2
35,5-43,5 h. 70-77 hod.
z
z
35,5-77 hod.
ur
IV
v
I
LE
V
X
X
X
X
17
9
34
36
34
62
27
39 42
X
X
30
28
30
15
15
15
X
X
41
46
47
16
21
23
X
X
W
X
Tak. 11 Hodnoty YeliSinj V /MPa/ pro růsne* skupiny polotovarů a doky vydrie na teplot* 665 °C při doplňkovém popouStění
- 43 PŘÍSPĚVEK K METODICE HODNOCENÍ ODOLNOSTI OCELÍ APLIKOVÁNÍCH V JADERNĚ ENERGETICKÉM STROJÍRENSTVÍ PROTI KŘEHKÉMU PORUŠENÍ Eva Mazancová, Ludmila Hyspecká, Karel Mazanec 1. tivod Závažným požadavkem, kladeným na dosahovanou úroveň vlastností ocelí používaných na komponenty lehkovodnich jaderných centrál, je stanovení jejich parametrů bezpečnosti proti případnému vzniku porušení. Přestože celá řada komponent jaderné energetických centrál pracuje s vysokou bezpečností a spolehlivostí, je však nutno, jak naznačuje dosavadní zkušenost, hledat další cesty prohloubení úrovaě spolehlivostních a bezpečnostních parametrů. Z tohoto důvodu bude v rámci předložené práce proveden rozbor doplňujícího způsobu hodnocení materiálových vlastností,založeného na aplikaci tzv. plánu lomové kontroly /!/, superponovaného ke, dnes již konvenčnímu, hodnocení úrovně lomové houževnatosti v různých tlouštkách a definování tzv. cyklické životnosti /~2-kj. 2. Křehkolomové charakteristiky Na obr. 1 a obr.2 jsou uvedeny příklady tzv. mapy lomové houževnatosti /3,5/ oceli 22K (13O31) a 10GN2KFA. Jak plyne z těchto at)rítzků, současně jsou zde uvedeny i teplotní závislosti hodnot lomové houževnatosti určené za "dynamických" podmínek zatěžování ( K « 6 až 9.1O 3 MPaffl:/2i'fjapro porovnáni i referenční hodnoty K ™ / S / . Ha základě spojení cyklických charakteristik a příslušných prahových hodnot lomové houževnatosti Pi-^J byla stanovena tzv. cyklická životnost, vyjadřující vzájemné vztahy mezi počtem cyka lů do porušení -N«- a velikosti kritického defektu - c ~ ' Cyklickou životnost pro semieliptickou vadu o počáteční velikosti -a.^Ize vyjádřit následujícím způsobem (obr.3)
Ai 'V
z - ,
r /
. . . ..n/9.
kde M = 1,21 Q,
(f>-t)/2
f (j.)
Jo-DIL
Q je parametr tvaru defektu ft?'t
n
a
c o
-H konstanty Parisovy kinetické rovnice, 4 «• vyjadruje velikost obvodového napětí u uvažované modelové tlakové nádoby /B/. Z těchto výsledků dále vyplynulo, že hodnoty lomové houževnatosti, stanoveóé na velkýcb zkušebních tělesech/obvyklo tvoří spodní "obalovou" závislost souboru hodnot K c , Kgc , li určených na menších zkušebních vzorcích. Limitujícím parametrem byl výskyt "slabého" místa v průřezu velkých zkušebních těles (100 2OO mm), jak to také vyplynulo i ze vzhledu (iniciačních charakteristik) lomové plochy {h,5,Sj. Uvedené korelace mezi úrovní lomové houževnatosti/stanovené na velkých a malých zkušebních tč1ešech, však platí za podmínky, že mechanismus porušeni je v obou případech obdobný. Použití údajů získaných pomocí laboratorních zkoušek k predikci chování komponent (konstrukci) však může vóst bud" pouze k přibližnému určení, nebo i ke značnému konzervatismu při stanovení jejich životnosti, 3, Aplikace plánu lomové kontroly Uvažovaná koncepce je založena na rozšířeném hodnoceni odolnosti proti křehkému porušení na základě aplikace představ loicové mechaniky £\J. Parataetry lomové houževnatosti závisí na toplotě a rychlosti zatěžování. Z tohoto důvodu je nutné, aby příslušná hodnota lomové houževnatosti byla stanovena v teplotním intervalu a při rychlosti zatěžování, která odpovídá podiaínkáci technické exploitace dané konstrukce (komponenty). Lomová houževnatost se vsak také mění s,úrovni lokalizovaných podmínek pro rozvoj plastické deformace u čela trhliny (defektu); v rozměrnějších konstrukcích se obtížněji rozvíjí plastická deformace než u tenších dílů. Maximální odolnost proti jejímu rozvoji se dosahuje při zkoušení za podmínek rovinpé deformace. S ohledem na určitý konzervatismus při definování požadavků na lomovou houževnatost předmětných ocelí je hodnotící koncepce založena na předpokladu, že konstrukční díly (komponenty) jsou namáhány v podmínkách rovinné deformace. Lomová houževnatost u konstruk eh ocelí, při zatěžování konstantní rychlostí K ( AX/ At), vzrůstá s teplotou zkoušeni.
- 45 Rychlost tohoto vzrůstu s teplotou není všoic kot.^taritní, ale slino vzrůstá při překročení určité mezní hodnoty - tato odpovídá teplotě,při níž nastává zmena mechanismu porušení u čela trhliny. Z analýzy hodnot lomové houževnatosti dále vyplynulo, že tato hodnota je obvykle u těchto ocelí silně "rychlostně" závislá a proto je navrženo citlivější Členění nejen na statické hodnoty lomové houževnatosti (lom vzniká v čase delším než 10 s ) , ale i na intermediární hodnoty (K,„. , v případě vzniku lomu při zatížení v intervalu 10 J s až 10 g s ) nobo dynamické hodnoty ^ I D ' v P r í p a d ě vzniku lomu při zatížení kratším než 10"-5 s ) . Lomová houževnatost u diskutovaných materiálů klesá s pokles,eta zkušební teploty na určitou Minimální úroveň blízkou 30 - 50 MPa vr-' , Toto minimum nezávisí na rychlosti zatěžování, nobot za velmi nízkých teplot jsou hodnoty lomové houževnatosti prakticky stejné (spodní větev) za rozdílných rychlostí zatěžování. Teplotní posuv lomové houževnatosti nelze za těchto podmínek přesndji vyjádřit /IQ/. Posuv statických (doba zatížení 10 s) a dynamických (doba zatížení kratší než 10-3 s) hodnot lomové houžovnatosti (íw c a K I 0 ) lzo v další oblasti přibližně vyjádřit následovně /iq/
ů T* f/9-o,/Z/?p
(a)
Teplotní posuv - AT - mezi statickými, intermediámími a dynamickými podmínkami zatíženi lze v zobecněné formě stanovit pomocí níže uvedeného vztahu £X\J:
A r= (Otgs-o^tRpl-é0'17
(3)
Rychlost deformace — £ — je pak možné za elastopiastických podmínek porušení vyjádřit pomocí výrazu
kde
- t - je doba zatěžování, E je modul pružnosti.
Vzhledem k tomu, že hodnocení K Q Je poměrně složité a může být zatíženo celou řadou experimentálních komplikaci /1^,13^ jsou při širší technické aplikaci někdy využívány hodnoty KCV /iq/;
- 46 - I (5) kde .E Celková tzv. užitná životnost komponenty je obecně určena dobou nutnou k iniciaci trhliny a jejímu Síření z defektu subkritické velikosti do kritického rozměru. Z tohoto plyne, že iniciace trhliny, její subkritický růst a nestabilní šířeni . (lom), včetně analýiy lomových charakteristik (vzhledu 1umové plochy) jsou rozhodujícími parametry při definici podmínek odolnosti dané konstrukce (komponenty) proti křehkému porušení. Nestabilní Síření trhliny pak představuje závěrečné stadium užitečné doby životnosti (závisí na úrovni lomové houževnatosti materiálu, geometrii defektu, stavu a úrovni působícího napětí). Každá konstrukce, která Je namáhané nestacionárním zatížením / je obvykle uvažována jako dynamicky namáhaná. Z tohoto důvodu se považovala hodnota dynamické lomové houževnatosti za rozhodující charakteristiku. Toto vsak představuje mezní konzervativní přistup, takže je účelné uvažovat odpovídající hodnotu lomové houževnatosti, reálně popisující skutečné podmínky exploitace. Jak plyne ze širokého spektra uvažovaných typů konstrukcí (komponent), je doba zatěžováni obvykle delší než výše uvažovaná doba (<10~^ s) pro dynamický charakter namáhání, takže je účelné volit pro uvažované podmínky debu zatěžování okolo 10** s (odpovídá intermediární rychlosti zatěžováni áasó.lO"" s ). Na obr.** jsou pro vzájemné porovnání• uvedeny teplotní závislosti lomové houževnatosti pro £ = 10-^ s" 1 , 5.10" 2 s""1 a 10 1 s" 1 . Uvedený odstupňovaný přístup byl zvolen i při dalších hodnotících variantách fXSj. Jak plyne z úvahy předložené Bareomem £\71 ^xat může reálně popisovat podmínky, které se uskutečňují při zatěžováni uvažovaného typu konstrukcí. Dále z tohoto plyne, že tzv. dynamická lomová tz&evnatoet (obr.l, obr.2), stanovená při K « 6 až 9.103>jfa m 1 ' 2 s" 1 , přibližně odpovídá "horní" úrovni intermediárnlch podmínek namáhání ( é « 5 . 1 0 - l s"M. Z dosavadní praxe je možno usuzovat, že u vStäiny komponent
- 47 je zřejmě dostatečným kriteriem aplikace představ vyplývajících z elastoplastické lomové mechaniky; rozhodujícím je poměr lomové houževnatosti a odpovídající meze kluzu /í,io/. Obecně lze předpokládat, že poměr lomové houževnatosti a meze kluzu v této oblas1 2 ti asymptoticky vzrůstá, je-li větší než 0,100 m / . U sledovaných ocelí (obr.k) dochází k přechodu do elastoplastické oblasti, je-li poměr £ K / R p / ÄÍ 0,20 m 1 / 2 , °ož představuje technicky účelné a dostatečně spolehlivé kriterium odolnosti proti porušení předmětných komponent /Í,10_/. Za K a R_ Jsou dosahovány příslušné hodnoty lomové houževnatosti a meze kluzu (k přepočtu bylo použito vztahu uvažovaného v práci £i%J). Požadavek, aby se dosáhlo zcela plastických charakteristik,by zřejmě znamenal extrémní konzervatispus v hodnocení bezpečnosti a spolehlivosti. Z obr.k také plyne, že u sledovaných ocelí se dosáhne elastoplastických podmínek za těchto teplot : (pro statické, intermediární a dynamické zatěžování): -40°C, -lOOc a +35°C (10GN2MFA) a -32°C, -6<>C a +6k°C (22K). Získané údaje znamenají další prohloubení základních představ o podmínkách vzniku křehkého porušení za realistických podmínek (i když pouze z makroskopického hlediska). Toto kritérium již bylo úspěšně použito při hodnoceni konstrukčních ocelí pro ocelové konstrukce, používané Za extiénmích podmínek namáhání /~ľtj. Na základě prohlubujícíchZnalosti o mikroskopických charakteristikách a fyzikálně metalurgických podmínkách rozvoje plastické deformace a štěpného porušení bude postupně účelné prohloubit hodnoceni křehkolomových vlastností za použití těohto parametrů. Při podrobnější znalosti mikromechanismu porušení, uvedené řešení umožní řizeně ovládat konečné (integrální) mecnanickometalurgické vlastnosti předmětných typů ooelí /Í2/. k. Závěrv V rámci předloženého řešení bylo provedeno doplňující hodnocení odolnosti ocelí 22K a 10GN2MFA na základě koncepce plánu lomové kontroly, což představuje další prohloubení metodiky studia materiálových vlastností. Bylo zavedeno kritérium intermediární lomové houževnatosti, které, ve spojení s dosažením
R
-48;. I elastoplastickýeb charakteristik při poruäeai,dévé r e a l i s t i c ké podoinky pro hodnocení bezpečnostních a spolehlivostníeh parametrů sledovaných typů o c e l i . 5.
Literatura
Cil M. Beachem: Metbodol, for establ. fracture- toughness requir, for various s t e e l structures, US Steel Corpor., Research, Monr^eville, (1979) [2j M.Tvrdý, L.Hyspecká, S,Havel, K„Mazanec: Mech, me ta 1. para meters of two s t e e l s used for components of nuclear press, components/IAEA, Videň, sv I , (1978), 289 [3] K.Tvrdý, S.Havel, L.Hyspocká, K.Mazanec: Int. Jnl of Pressure Vessels and Pipirfg, £. ,(1980), 91 [l»J M.Tvrdý, L Hyspecká, K.Mazanec: Kovové mater., \9.i
(l°Sl),
[5] M.Tvrdý, S.Havel, L.Hyspecká, K.Mazanec: Fracture toughness of selected press, vessel stools; Proceed h. Inter, confer, on press, vessel technol,,1 Koch,E f Londýn, (1980),383 [ó] ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Part III, Ap.G,Protection against nonductile failure, ASKE, N.Y.,(l974) [7] M.J.Mays Application"cf fracture mechanics; Fracture toughness, ISI Publ. 121, (1969), 89 ' [8] E.T. Vessel, T.R. Mager: Fracture mech. tecbnol. as applied to thick-walled nuclear press, vessels/ Practical applicat. of fracture mech. to pre??, vessels tochnol., I Mech.E, Londýn, (1971), 17 [9] >i.Tvrdý, L.Hyspecká, K.MazanecsKOoiplex,hodnoceni uecb.metalurg, vlastnosti oceli 10KnNi2Mo pro tlakoví zařízení; Procesy porušováni konstr. a diagnostika vad, DT Škoda, (1980), 10 [ío] J.M.Barsom: Eng. Fracture mech., 7, (1975), 605 [ll} J.M.Barsom: Effect of temper, and rate of loading on the fracture behav. of varions steels; Dynamic fracture toughness, The Veld. Inst, Cambridge,(1976), 113 [l2] R.O. Ritchie, W.L.Server, R.A. Vullaert : Fracture toughness predict, for nuclear press, vessel steels; ICM 3, Perganion Prejas, (1979),
- 49 [13] A.K. Shoemaker, S.T.řiolfe: Eng. Fracture aaoh.,g,
(1971),
319 il't] L.S.Castin, J,Duff>-, JL.U.Freund: J-"racture i n i c i a t .
of metals
under s t r e s s wave loading condit.; ASTJ1-STP 627, ASTK, (197?), 301 £j.5J J.BucIiar, K.Mazanec, F.Dušek, Z,Bxlck: Kovové n á t e r . , U?8l)»
19i
709
[lvi] G.Sanz: Uóvtio dc Mé tr.l lurfiíe, 22» O9 8 o )>
62
1
fl7.i L. ?;íi/.ai!covd, I--HjSpocKJ, K.Mazanec: Příspiívek k Bjotodolo^ii iiDdnoocní odolnosti k o n t t r . o c e l í p r o t i kieli. bude publiKovátio
porušení/
10GN2MFA
ousky 20, 100.150.200m
151 -100
•50
-KX)
íO teplota. ! ° C ]
-50
±0
•50
OBRÍ 22 K 10GN2MFA 0,10 - A 6 =250 MPa
é-s.io'V
200
-£• « a i
10GN2MFA
£
0BR.3
tŕ 10" počet cyklů -N
£=10 .s 100
-100 0BR. 4
50
iO teplota, [° C ]
*50
•100
- 51 M E C H A N I C K O Ú N A V O V Ý C H A
M E T A L U R G I C K Í
A H A L Y S A
C H A R A K T E R I S T I K
O C E L Í
> 22 K
1OGN2MFA
K a r e l Matocha, Ludmila Hyspecká,Karel
Mazanec
1. JJvod_ Významnou s'ouSásti komplexního hodnocení aechanicko-metalurgickýeh charakteristik je i studium odezvy materiálů na cyklické (únavové)namáhaní.V predložené práci je studována odezva ooeli 22K a 1OGN2MFA v oblasti nízkocyklové únavy (KCÓ) a kino tiká rozvoje únavových trhlin .Paralelně bylo provedeno i doplňujioí hodnooeni vlivu superposičního účinku vnSjSího prostředí(destilovaná voda)na modifikaci kinetiky růstu únavové trhliny. 2, Zkušební materiál a godmink£_hodnooeni_ Zkušební materiál byl odebrán ze stredni části tlustých plechů (200 mm)oceli 22K{ČSN 1303i) a 10GN2MFA v příčném směru. Chemické složeni studovaných ocelí(hm^) je následující:ocel 22K-O,2o£C. 0,90ÍMn. O,32#Si. 0,015ÍP. 0,012^S. *0,32?ŽCr. 0,ll^Mo. 0,O5ÍV. 'ocel 1OGN2MFA-O,O9?SC. 'o,7OýMn. 'ot2O^Si. ' O , O 1 O ^ P . 'osOlOJfe. 'l,8o£tíiÍV»95ÉMo a 0,02^V. Ocel 22K byla tepelná zpracována:900°C/voda,vzduch*700°C/vzduch ocel 10GH2MFA:960oC/vzdueh+900°C/voda+670oC/Yzduoh.Struktura ooeli 22K byla tvořena popuStěnýn feritont a bainitem,ooeli 10GN2MFA popuštěným bainitem(s příp.minoritniá výskytem feritu).U ooeli 22K byly za teploty +20°C zjištSny tyto základní hodnoty:R =351MPa,RB s =532MPa, A5=33^,Z=75?í,KCV=12OJ.cm~2. u oceli 10GN2MPA:R =495MPa, Rm=6lOMPafA5=25Jí,Z=65^ a KCV=91 J.oi" 2 . Zkoušky NC0(zkušebni teploty 20°C a 35O°C)byly provádSny v tahu a tlaku při £ =4.lO^-^s" (trojúhelníkový tvar zatěžujícího cyklu, R=-l).Kinetika rozvoje únavových trhlin na vzduchu a v destilované vodě se stanovila na plochých zkouškách s íentrálnia vrubem při sinusovém tvaru zatěžujícího cyklu a parametru R=0. Zkouííeni na vzduchu se provádělo při frekvenoi 10Hz(22K)resp.6Hz(l0GN2MFA). zkoušení v destilované vodS při frekvenci lHz./j/ 3. U ooeli 22K byly stanoveny následující charakteristiky životň£.it4
m ( -tif}n 3 f$s
V * *"
-52-1 U oceli 1OGN2MFA byl při zkoušení za teploty +2O°C(Nf-* lO^eyklů) zjiitžn zloa v závislosti životnosti, charakteristiky NCÚ Jsou následuj í ci:
t^-stwr*"(>*«);
c^'H6.'(*fr*H (**~>
Za zkuSební teploty 35O°C byla zjištěna tato závislost: *opf ' **<<< (ti,)'*1"
(2)
(J)
Pozorovaný zlou lze pravděpodobně spojit se jjiátěr.yn změkčením £ a matrice při malých deformacích(nižší a c ) zřejmě souvisí s částecnýn dispersnín zpevněním matrice vlivem karbidů Mo^C,vyloučených v la&G&ch bainitu(v obvodových oblastech byly pak pozorovány hrubší precipitéty U oceli 22K byla určena shodná elastická charakteristika pro teploty +20°C a +35O°C: a u oceli 10GN2MFA pak následující elastické charakteristiky
('WC);
^
i^-CiSOff)'"" (WC)
( 5 )
SouhrzmS lze konstatovat,že zvýšení teploty zkoušeni vede ke snížení životnosti, např.při * , « 0,20^ je zaznamenáno zkx-úcení životnosti o 6O%,zatímco při f a p ^ ^ 0»50^ je zkrácení životnosti o cca koi, a při f .« 0,10)1 je toto zkrácení o cca 7C%. /
Obdobné zkrácení životnosti bylo zjištSno na vrubovaných zkouškách v porovnání s výsledky hodnocení NCČ na hladkých zkouškách. U oceli 10(2í2MFA(za obou zkušebních teplot)při £ ,*0,10-0,20> •
apj.
•
bylo zaznamenáno zkrácení životnosti v průměru o 1 řád(z cca 10 na 10 J cyklů),U oceli 22K byly stanoveny orientační údaje životnosti na zkouSkáob. s vrubem:
V
f
(ttO'C);
tap/'t6ítfAff
Při mikrofraktografické analyse lomových ploch hladkých zkoušet a zkoušek s vrubem bylo zjištěno,že napr,při f = 0,15Jo jsou Šířky žlábkú u vrubovaných zkoušek o cca ko$ větši,přičemž tento rozdíl se zvyšuje směrem k nlžáím hodnotám c , /i/.Sníženi životnosti nelze jednoduše spojit pouze s omezením iniciačního stadia u vrubovaných zkoušek v porovnání a hladkými zkouškami(pouze částečně),ale j« nutné vzít v úvahu i modifikaci plastické zóny na čele trhliny(vrubu).
- 53 Paralelně byly u oceli 1OGIJ2MFA stanoveny cyklické závislosti
C C>č9
SIS. * (t
)
ap/
'
í.&ť*
(rZC CCJ;
CSfO'C)
U oceli 22K paK byla stanovena cyklická závislost C^
(7)
- e -^
(+20°C)
U obou ocelí, byla určena při zkoušeni na vzduchu následující kinetická závislost rozvoje únavové trhliny:
á (22K)
(WC-AI2HFA)
(9
)
Při íreicvenei lHz za supeiTJozičního účinku destilované vody byla u oceli 22K stanovena závislost:
úN
= 2, ÍC-W'9lůK)"'tJ
[mm/cykl \
U oceli 1OGV2MFA byla při hodnotě áK s 30MPa m ' za zkoušení v destilováno vodě zjižtěna v závislosti I ^ ^l&NI-ř á K deviace od Parisova vztahu.Hodnota exponentu při nižšim AK se zvýšila na 3»35. i
deviace byla doprovázena výskytem oKolo 15f« interkrystalického porušení/^7.Sibyla však zjištěna u oceli 22K,kde při zkouSeni v destilované vodě došlo pouze k rovnoměrnému zvýšení rychlosti růstu trhlin v ceXéa sledovaném rozsahu ňK,(rovn.(9),(lo)). -, Zdvěrv V práci byly shrnuty základní únavové charakteristiky ocelí ,:-:K a 10GK2:rFA.Hyly stanoveny křivky životnosti(NCÚ) za teplot i 35O°C.Dále byly ur£ony kinetické charakteristiky rozvoje ř 20°C .;navových trhlin na vzduchu a za spolupůsobení vnějšího prostředí. .i. Literatura _ \? K,>íatocna,L.Hyspecká,K.Mazanec .-Kovové materiály ,JL6.t (1975) , 52 ,'ij M.Klesnil,P.Lukáš:Únava kov.mater.při mach.namáháni ,NČSAV , (1975) li/ K.Mazanoc,K«Matoclia,M.Tvrdý,Z.Jonšta:Komplexni hodnocení mechanicko-metalurgickýcta parametrů ocelí pro tl.tčlesa jaderných centrál,Výzkumná zpráva,VC Vítkovice,(1982).
- 54 VLIT
IHIlKU A
TliAMJ NA MECHANICKÉ VLASTNOSTI KOLEKTORU
Doc.In«. J i ř í ELfnark'n-Sc, VÍTKOVICE, VSt Ostrava Mechanické v l a s t n o s t i kolektorů parogenerátorů z a u s t e n i t i c k é o c e l i OeChlSiaOT jsou s i l n ě z á v i s l é na obsahu TI a C v o c e l i a tepelném zpracování. Vysoké hodnoty meze klužu a zúžení l z e z a j i s t i t diferencovaným tepelným zpracováním, které s e Mdí parametrem Q* G C U Kolektory parogenerátorů typu WiR 440, do kterých jsou upevněny toplosměnné tiobky, s e vyrábějí jako dutá t ě l e s a volným kováním na trnu z 50 t ingotä z vysoc«legované a u s t e n l t t c k é chromniklové o c e l i OeChiailOT d l e QOST, stabilizované titanem. Kromě požadavku na korozní odolnost a dokonalou ultrazvukovou prozvučivost, j s o u na výkovky kolektorů kladeny vysoké požadavky na mez kluzu a houževnatost. V předchozích s t u d i í c h / l , 2 / byla věnována pozornost řízeným podmínkám tváření, které zabezpečují dosažení velmi jemného zrna o středním průměru max 0,111 ras a vysoké hodnoty ?p 0,2 při 325°C min 177 MPa. ľres velmi přísné dodržování výrobní technologie s e však nezabrťiní určitému rozptylu v l a s t n o s t í , z nichž nejzávažnější j e pokles zúžení Z tahové zkoušky při +SD°C, které nesmí při tangentielníiii odběru zkušebních tyčí podkročit hodnotu 50%. Tro objasnění rozptylu mechanických v l a s t n o s t í byl proveden podrobný s t a t i s t i c k ý rozbor. J e l i k o ž s e ukázalo, že rozptyl nesouv i s í s nečistotami v o c e l i ani s obsahem f e r i t u d e l t a , poněvadž obojí jsou na v e l a i nízké úrovni, zbývalo pro v y s v ě t l e n í poklesu plastických v l a s t n o s t í zhodnotit v l i v disperzního p r e c i p i t á t u karteonitřídu t i t a n u . Pro hodnocení byl použit parametr součinu obsahu U t a n u a uhlíku £ žTL3 , £iC j" , kde £ T i značí celkový obsah titanu a € C celkový obsah uhlíku v tavbě v hmot. %. Na o b r . l a 2 j e výsledek s t a t i s t i c k é h o hodnocení z á v i s l o s t i meze kluzu Rp 0,2 při 325°C a zúžení Z při +20°C u středního a horního d í l u kolektoru po tepelném zpracování rozpouštěcím žíháním, doplněném o
I - 55 stabilizační žíhání, Z hodnocení j e patrno, že se vzrůstajícím obsahem uhlíku a titanu v oceli se zvyšuje hodnota meze kluzu a klesá zúžení, přičemž pokles houževnatosti pod předepsanou hodnotu je velai ř výrazný nad hodnotou parametruDfTi]] • £ c 3 > 0,037. Hodnota parametru 0,037 naopak zabezpečuje spolehlivé dosažení předepsané hodnoty Rp 0 , 2 . Z uvedeného rozboru vyplynul jednoznačný závěr, i* u taveb s parametrem větším jak 0,037 je nevhodné používat tepelné zpracování doplněné o stabilizační žíhání, poněvadž více jak 50# zkoušek vykáže nevyi zující zúžení* Z toho důvodu byl ověřován v l i v parametru [_ É I i -l •|_£c J na mechanické vlastnosti také po rozpouštěcím žíhání. I když tato závislost není zcela přesná, poněvadž po rozpouštěcím žíhání je ve struktuře vyloučen pouze zbytkový obsah karbonitridu / 3 / f ukázalo se, že mez kluzu i zúžení závisí na parametru obdobně jako po úplném tepelném zpracování, pouze s tím rozdílem, že konstanty přímkových závislostí jsou jiné. Závislost mechanických vlastností na parametru L £ U j po rozpouštěcím žíhání můžeme popsat
,(_£C J
Rp 0,2 /325°C/R
• 90 + 2 400 & T i ] . [ * c ] [MPa] /!/
Rm
/325°C/R
-364+
340 C*Tt] .|I*C] I>ff»aJ
Z
/325°C/R
- 80-
630 [ í l l ]
.[ic]
Závislost mechanických vlastností na parametru Li 1 J rozpouštěcím a stabilizačním žíhání můžeme popsat
Z* 1 . L t c J po
Rp 0,2 /20°C/R+s
- 200 + 1 700 £ * Til .C*c3 C«Pa 1 / 4 /
Rm
/20°/R+s
-536+
Z
/20°/R+s
-
Rp 0,2 /325°/ R+s Rm
z
-
400
90-llOoCsTlj
,C*C] C * 1
150 • 1 600 C*tt!3 ,£*C ] C«P«3 / 7 /
/325OC/R+s
- 374 +
300 C *H ] . C*c ]
/325°c/R+s
-
TOO C t n í . I ^ c l D í 3 / 9 /
eo -
- 56 Z á v ě r Mechanické vlastnosti austenitické oceli 08Chl8N10T silně závisí krone řízených.podmínek tváření také na obsahu uhlíku a t i t a n u v tavbě a na tepelném zpracování. Zatímco stabilizační žíhání působí příznivě na zvýšení meze kluzu, zhoršuje zvýšený obsah precipitátu nepříznivě houževnatost,zejména v případech, kdy součin uhlíku a titanu překračuje hodnotu 0,037» V tom případě Je výhodnější používat pouze rozpouštěcí žíhání, p ř i němž snížený obsah zbytKOvého karbonitridu t i t a n u j e dostatečný pro potřebnou hodnotu meze kluzu a neovlivní nepříznivě houževnatost.
LITERATIRA /!/ /2/ /3/
J.ELfmark: Hutnické l i s t y XXXIII /1978/, 714 J.Elfmark: Sborník vědeckých prací VSB XXV /1979/, č. 1-2, 427 K.Skuin: Neue Bbtte 1969, 613
VLIV
TiC
NA ZÚŽENÍ OCELI
08 CH 18N10T
PŘI
20 °C
T z. ROZPOUŠTĚCÍ A. STABILIZAČNÍ'ŽÍHÁNI'
• střední di1 o horní díl Z = 9 0 í 2 5 - 1 1 0 0 (Ti).(C)
SS 60
o M 2 UJ
li
2U
26
28
0.0/iO 32
?4
36
38
O.Otó Í2
PAHAMETR ( I Ti I. ( í C !
U
46
<8
O,oaj 52
54
56
58
00PC
-
T
- f
4\.\x
VLIV T i C NA MEZ KLUZU F ] ľ O OCELI 08CH18N10T PŔI 3 2 5 C Z. ROZPOUŠTČCÍ A STABILIZAČNÍ ŽÍHÁNÍ
"J
4""
! ' ! i
*
~
• střední díl o hornť drt
VV\-\
RpO.2 = 150* • 1600 ( T i ) . ( O 0.0^: Í2
2-
2F
28
_ .-i
0.030 32
i
34
I
36
L___J
3b
I
0.040 42
U
PARAMETR I Z Ti ) . l I C )
46
4fe
0.050
52
54
56
58
0.060
- 59 -
S3RĽKTURKS-KBCHANICKÉ OKRtH WER UítO
VLASTNOSTI
OCELI
OCHiaíl2T
PRO PRIMÄRN1
I n g . P . S t a n ě k , CSc., RNDr J.Pokluda VO 070 Brno Ing.V.Svoboda, I n g . J . M e r t a - SIGMA Modřany,Praha,k.p. Pro výrobu z á k l a d n í c h komponent primárního okruhu Jaderných e l e k t r á r e n typu W£R kkO byl určen m a t e r i á l 0CH18N12T, Základní mechanické v l a s t n o s t i tohoto m a t e r i á l u p ř i pokojových a zvýšených t e p l o t á c h /300°C/ byly z j i š t ě n y v p r á c i / l / , zaměřené na nízkocyklovou únavu. V p o s l e d n í c h l e t e c h v s o u v i s l o s t i s e studiem podmínek vzniku cyklického creepu a s výskytem přechodových pásem na Wohlerove k ř i v c e se ukázal p r a k t i c k ý význam některých n e t r a d i č n í c h únavových c h a r a k t e r i s t i k m a t e r i á l u / 2 , 3 / . V t é t o p r á c i j s o u kromě t ě c h t o c h a r a k t e r i s t i k doplněny z n a l o s t i o strukturně-mechanických v l a s t n o s t e c h o c e l i 0CH18N12T. Experimenty byly prováděny za pokojové t e p l o t y pomocí zkušebních z a ř í z e n í ZWICK 1382 a Schenck PCQ 0012 na vzorcích odebraných z prstenců trubky f> 560 x 35 mm v axiálním směru. Typická výchozí s t r u k t u r a t v o ř e n á nerovnoměrnými a u s t e n i t i o kýml zrny s karbidickým p r e c i p i t á t e m u v n i t ř , h po h r a n i c í c h z r n i v rovinách dvojčatění je uvedena na o b r . 1 . Naobr. 2 j e dokumentována i n t e n z i t a skluzového zhmoždění zrn po tahové zkoušce /obdobně i po nízkocyklove únavě/ a na obr. 3 výskyt deformačně indukovaného mart e n s i t u raezi rovinami dvojčatění u vzorku po zkoušce vrubové houž e v n a t o s t i . Jak j e známo / n a p ř . / 4 , 5 / / , v chromniklových o c e l í c h s m e t a s t a b i l n í a u s t e n i t i c k o u s t r u k t u r o u může p ř i pokojových t e p l o t á c h docházet vlivem rychlé nebo i n t e n z i v n í cyklické p l a s t i c k é deformace k bezdifúzní transformaci ^ " * " t —*-«*.' r e s p . !f —*~ <*' / £ - hexago.iální m a r t e n z i t , oO1 - j e h l i c o v ý m a r t e n z i t s BCC mřížkou/, což má za následek zpevněni m a t r i c e r tomu odpovídaly i výsledky měření m i k r o t v r d o s t i . Schopnost strukturytransformačně se zpevňovat má p o z i t i v n í vliv,zejména na o d o l n o s t vůči cyklickému creepu a únavové v l a s t n o s t i .
- 60 Na obr. 4 je plnou čarou znázorněna Wohlerova křivka, pro symetrieký střídavý tah-tlak, /parametr asymetrice P = 1; P = ^ ^ / a body příslušné únavovému lomu p ř i jiných hodnotách P. Je zre^sé, že v důsledku intenzivního zpevnění v průběhu cyklického creepu p ř i vysoce asymetrických zátěžhých režimech vykazuje ocel OCHISUST inverzní chování ve srovnání s běžnými typy ocelí - v nízkocyklove oblasti vedou vyšší tahové asymetrie k vyššímu počtu cyklů do porušení N f než symetrický cyklus. Toto atypické chování vynikne na diagramech ©* vs.P, uvedených na obr. 5. Amplituda & j e určena hodnotou amplitudy napětí při symetrickém zatěžování, při nřir.2 došlo k lonu po stejném poctu cyklů jako u daného nesymetrického cyklu s amplitudou^*. Zatímco u oceli 12 010, 14 331 s iOG:.'2-:FA e : t í s t ^ e charakteristický zlom nakřivkách ©** vs.P. způsobený p o k l e s e i i a votnosti v důsledku rozvoje cyklického creepu /&/, ocel 0CH1SN12T tento zlom nevykazuje. Křivka procházející aásty zlosu je uriena tzv. mezní křivkou vzniku cyklického creepu,, která tedy má u řady ocelí přímou vazbu na životnost. Tato křivka vymezuje v dic-rra^u ^ Q vs.P oblast, v níž nedochází k rozvoji cyklického creepu a v O.
níž živo'cnost prakticky nezávisí na P,od o b l a s t i , kde v důsledku rozvojo cyklického creepu dochází ke zřetelnému poklesu životnosti. V případě oceli 0CH18K12T však tato mezní křivka - viz obr. 6 nesouvisí s životností / v důsledku vysoké odolnosti vůči poškozování cyklickým creepem/ a j e j í význam spočívá pouze ve vymezení oblasti, kde nemůže docházet k nežádoucím trvalým tv=rovrá zrninám £ / a závislosti amplitudy plastické součásti. Na obr. 7 jsou uvedeny typické cyklického děna poctu cyklů, odkud je zřejmé, že po počátečním creepu / t j . jednosměrné deformace formace £ prudkém zpevnění dochází při nižších asymetriích k iogari-bnickému změkčování, zatímco p ř i vyšších asymetriích pokračuje cyklické zpevňování až do lomu. Pro účely výpoStu mezních stavů byla něřena rychlost šíření únavové trhliny dl/dN na vzorcícn pro tříbodový ohyb ji}. Výsledky měření lze dobře aproximovat rovnicí Foraannova typu Ji
»
3,10"
33
1-R/ 3,8.10' -AK
A/
- 61 kde AK je rozkmit faktoru intenzity napětí. Znalost rovnice /l/ je užitečná zvlášť v případech únavového lomu součástí v provozu. Na záklsdě fraktografického rozboru pak totiž lze zpětně odhadnout velikost amplitudy zátěšného napětí a počet cyklů na šíření podkritickó trhliny, což tiráže podstatnou měrou přispět ke zjištění příčiny selhání lil. Vliv transformačního zpevnění je zřejmý i z tahových charakteristik, nebot pomcr R,/R °» 2 ^ 2 »1 pro studovanou ocel Znáni v t ě l n ě převyšuje hodnotu 1,8 platnou pro r t a b l l n í a u s t e n i t i c k é o c e l i /je váak n i ž š í než hodno~a 2,3 pro s i l n ě m e t a s t a b i l n í ocel 321S12 /5/V. l.Tď o b r . 8 j s o u uvedeny vybrané c h a r a k t e r i s t i k y , naměřené za 7-cmcci t e l e v i z n í h o z a ř í z e n í / £ / . Srovnání z á v i s l o s t í £ vs £ pro rúzr-A typy o c e l í ukazuje na t o , že vznik "krčku" na mezi pevrjc;ti ii2lze u oceli 0CKJL8K12T spojovat s generací mikrodutin,jako j t tonu u řady ^hlíkov/ch a nízkolegovaných o c e l í / 9 / , nýbrž j e pravdepodobne určen l o k á l n í skluzovou n e s t a b i l i t o u . Tomu nasvědčuje zpolčérl nárůstu r y c h l o s t i £ daleko za mez p e v n o s t i .
LITEPJ-.ľĽRA 111
Budáa„C.: Chov .'ní a porušování materiálů, určených pro komponenty WíR 440, nsř í Tiízkocyklové únavě. Výzk. zorava č.1263/75,VO Sigma,Praha, I íjen 1975"
121
Pokluda,J.; Staněk,P.: Kovové 3-íteriály 16,5,1978,583 Fokluóíí,J.; Staněk,?,: Ve sb. "Predikce mechanických v l e s t n o s t í kovových materiálů na základě strukturních c h a r a k t e r i s t i k " . Nové Město na Mor., 1 2 - l t , května 3?81, s.301
13/
/4/
BezdSk,L.et a l . : Onavové lomy ocelí speciální techniky III.Výzk.zpráva VAA2 Brno, listopad 1975 /5/ Luther,R.G.; V.'illiams, T.R.C: Metal Science 11, 1976,367 161 Pokluda.J.; Staněk,P.: Problémy proSnosti 9,1980,16 lil Fokluia,'J.; Staněk,P.: Acta technica ČSAV 4,1961,415
- 62 Staněk,P. e'„ a l . : AO 5.193 720,US Patent í. 4186610 /9/ Staněk,P; Pokluda,J.: Ve sb."Predikce mechanických vlastností kovových materiálů na základě strukturních charakteristik".Nové Město na Moravě,12.14.května 1981, s. 187
»•
- 64 PRŮKAZ VLASTNOSTÍ MA2ERI/LU ARMATUR JAEÉRNtCH H.EXTRÄREN TYPU V VE R Ing. Cyril Buiáč, SlťMA VÚ Praha Ing.Václav Srajer, SIGMA, VO Olomouc Ing.Karel Vojtěchovský, SIGMA VO" Praha Pro lehkovodní jaderné elektrárny jsou koncernem SIQIA vyvíjeny, vyráběny a do SSSR dodávány s p e c i e l n í armatury /šoupátka, zpětné klapky, různé typy v e n t i l ů apod./. Annatury Jsou Československé konstrukce, používá se Částečně sovětských "přípustných" mat e r i á l ů /značky 08Chia*10T, 1 4 CKL7N2, ChN35VT/, částečně československých o c e l í /na hlavních d í l c í c h armatur t o j s o u 11 4 l 6 , 12 0 2 0 , 15 520, 17 1 5 4 / . Před zahájením výroby Je řešení armatur schváleno odběratelem. Odsouhlasení podléhá také materiálové provedení hlavních d í l c ů armatur. U československých značek o c e l í Je podmínkou pro souhlas s j e j i c h použitím předložení materiálových charakteristik /tzv. "atestaee" materiálu./ Rozsah a objem • atestatčních" zkoušek byl v našem případě stanoven na základě ustanovení "předpisu" /l/, programu "atestačních", resp. "doplňkových" zkoušek prováděných ostatními č s l . výrobci zařízení primárního okruhu a doplňujících informaci sovětské strany. Zkoušky byly provedeny na větším počtu taveb. V případě oceli 11416 byly zkušební tyče odebrány přímo z výkovku, u zbývajících t ř í značek /12020, 15520 a 17154/ z jádra a tvářené tyčové oceli
Charakteristika oceli,vhodnost použití,pracovní podmínky. technologické údaje /způsob výroby oceli, tvářitelnost.svařitelnost/. 3* Chemické složení /včetně povolených úchylek/. 4, Režim tepelného zpracování /základního event, pooperačního/. 5* Charakteristika struktury oceli* 6. Fyzikální vlastnosti v rozmezí 20-400°C /moduly pružnosti v
- 65 tahu a ve smyku, délková teplotní roztažnost, tepelná vodivost, měrné teplo, měrná Ymotnost/, 7. Tvrdost 8. Základní mechanické hodnoty v teplotním rozmezí
/R
20-400°C.
nebo R 0,2; /Z R
R ; A-J Z a 2^/
Je rovnoměrná kontrakce mí-
řená mimo oblast krčku, t j . voblasti rovnoměrného zužování zkušební tyče/.
Ve všech případech bylo dosaženo hoanot vyšších ^iež
přejímacích, vesměs s dostatečně velkou rezervou. 11^16, resp. 12020 vykazují extrémy
Rm
/maxlniun/,
niraa/ při teplotě, okolo 400°C, resp. 2C0°C. tyto extrémy tak výrazné. tonne Klesají,
stejné
JcsT*
V-íechny hodnoty u
nejsou
17134 s teplotou mono-
KCV
ocelí t ř í d 11, 12, 15 se v oelém tep-
20-400 C udržuje na příznivých hodnotách nad 200
bez význaniné tgplotní z á v i s l o s t i .
a teplotou
A- a Z /nd.-
U oceli 15320
tak meze kluzu u ostatních o c e l í .
S. Vrubová houževnatost lotním rozmezí
Uhlíkové oceli
/z KCV*20
10.Přechodové teploty
= 8C Jem"2
t ^
U oceli 17134 roste KCV
na KCV**0
180 Jem" 2 /.
byly stanoveny podle sovětské metodiky
12! . 11.Vilv provozních podmínek na vlastnosti hl
ocelí byl stanoven j
Na základě posuvů přechodové teploty a/
po dlouhodobém teplotním stárnutí - posuv
b/
Ä tk0
/350°C/3000 hod/ -
I.ST.
po deformačně teplotním stárnutí /deformace 10% + + 250° C/l hod/
c/
/ t j ^ + ^vo'''
- posuv
Atk0
po mí jívém cyklickém zatč-žování
DJ.ST. /
6?
fa
• k.R
0,2/
do hodnoty-jednostranně nahromaděné deformace ISá, resp.
% -
Atfc,
Výsledky jsou shrnuty v tabulce 1»
-Í6- j B/ Na zäkladS zněny hodnot ze zkoušky tahem při 350°C po předchozí* teplotním stárnutí režimem 35O°C/3DOO bod. Vliv stanutí se projevil v nevýrazném poklesu pevnostních hodnot a aírnéai zvýšení plastických vlastností. 12. Qnavové charakteristiky r nízkocyklové a vysokoeyklové oblasti při symetrickém střídáván zatěžování v tahu/tlaku při 20°C a 350°C: a/ Manson-Cofťlnovy deformační únavové křivky. U všech ocelí jsou experimentálně zjištěné křivky v dobrém souladu s výpočtovými křivkami /3/. Rozdíl mezi křivkami při 20° a 35O°C Je u ocelí 15320 a 17134 zanedbatelný, mírné snížení se projevilo u uhlíkových ocelí. V zkoušeném rozsahu /1CT - 10 cyklů/ jsou uhlíkové oceli horší než chromová ocel 17134. U oceli 15320 se projevil známý vliv poměru R 0,2/R^ v menši strmosti křivky,která leží mezi křivkami uhlíkových ocelí a oceli 17134. b/ cyklická křivka * - € c/
W6hlerovy křivky a meze únavy
«
e
/viz tabulka 1/.
13, Korozní charakteristiky oceli při působení roztoků pro vnitřní » vnější dezaktivací a vody vysokých parametrů. Předložené výsledky jsou jen výběrea některých zajímavých zjižtění, získaných při provádění atestačních zkoušek. äayslea uvedeného přehledu atestačních zkoušek je ukázat, že na výrobce materials a Jejich zpracovatele na armatury pro JE jsou kladeny požadavky a nároky dosud v klasické energetice neuplatňované. ZaJiitování dodávek armatur pro JE je náročná záležitost a vyžaduje si nový přistup k výrobě i prokázání kvality výrobků.
IX1BUXUU A/
Předpisy pro výstavbu a bezpečný provoz zařízení Jaderných elektráren, experimentálních a vvzkuaaýeh jaderných reaktorů a souborů. UXSJP GSKAB Zbraslav nad Vltavou, 1975 a 1976
- 67 /2/ Osnovnyje materiály oborudovanija i truboprovodov. AES. Opredelenije charakteristik. Kritičeskaja těaperatura chrupkosti. Ta 38,443.52 - 81. Material delegácii SSSR, Moskva 1981 ľil Pročnost při nalociklovom nagruženiji. /Osnovy aětodov rasč«ta i ispytanij/. Nauka, Moskva, 1975
\ , :1 %
Tabulka 1 :
I
Vybra,né mechanické v l a s t n o s t i "atestovaných" o c e l í .
11416.1
Ooel
15320.6
12020.1
15320.9
17134.7
Tavba 5.
*ko 6
ko
°C
-35
-30
-20
T.ST
"ko 6
-30
-90
-110
-80
-100
+10
+20
-10
+10 +10
DT.ST. o f
+40
+30
+10
+10
0
HCÚ
1*
+10
-
0
-
-20
3%
+30
0
—
+10
ko
t
+20
+10
+30
C
MPa
0t220
0±190
0±200
0±280
O±42O
-
0*350
OÍ4O5 O±415
'C
MPa
O±29O O±25O
O±195
0^270
0^355
-
0^325
OÍ315
0t320
0,48
0,46
0,41
0,50
0,48
0,50
0,50
+20
0,46
•..:.•; í.-•!••-•
-
69• -
VLIV TECHNOLOGICKÝCH PARAMETRU HA tROVEJJ MB^mCKO-KETALURGICKÍCH CHARAKTERISTIK TRUB Z OCELI £0MnN112HoV Ing*Ladlslav J e l e n , Ing.Mlroslav Tvrdý, CSc. VÍTKOVICE, Vflt O s t r a v a Celokované trubky J s 850 z o c e l i 10MnNil2loV n á l e ž í mezi komponenty primárního okruhu Jaderných e l e k t r á r e n typu WER 1000, 2 tohoto důvodu jsou kladeny na t e n t o druh výrobků vysoké požadavky, t ý k a j í c í se nejen úrovně dosahovaných základních mechanických v l a s t n o s t í , a l e i vysoké bezpečnosti z h l e d i s k a křehkého porušení a r ů s t o vého p o t e n c i á l u vad. Pro zabezpečení vysoké rovnoměrnosti mechanicko-metalurgických v l a s t n o s t í t r u b j e nutné, aby p o u ž i t á technologiej e j i c h výroby vedla od homogenity chemického složení a vysoké mikroč i s t o t y p ř e s optimalizovaný způsob t v á ř e n í a tepelného zpracování až k z í s k á n í příznivých s t r u k t u r n í c h c h a r a k t e r i s t i k . Cílem práce j e schematicky uvést p o u ž i t ý technologický postup výroby t r u b J s 850 a u k á z a t j a k se p o u ž i t á technologie p r o j e v i l a na dosahované úrovni základních mechanických v l a s t n o s t í a zejména na úrovni přechodových t e p l o t stanovených na základě různých k r i t e r i í /1,2/. Použitý
způsob
výroby
trub
K výrobě t r u b J s 850 z o c e l i 10MnNil2MoV byl p o u ž i t 64 t i n g o t , k t e r ý byl o d l i t pod vakuem ze dvou vakuovaných e l e k t r o t a v e b . I n g o t b y l převezen v teplém stavu do kovárny, kde následoval ohřev na horní kovářskou t e p l o t u . Vlastní kování trub se uskutečnilo v š e s t i o p e r a c í c h . Nejprve byl vykován manipulační čep z hlavy ingotu a překováno t ě l o i n g o t u . Dále následovalo sekání dvou š p a l k ů , j e j i c h pěchování a děrování plným trnem. V posledních operacích proběhlo prodlužování a š í ř e n í obou vyděrovaných Špalků a prodlužování na konečné rozměry 0 1080/0 770 x 4600 mm* Konečné t e p e l n é zpracování s e s t á v a l o z kalení z t e p l o t y 92O°C do vody a popouštění p ř i t e p l o t ě 660°C« Technologie tepelného zpra-i cování b y l a volena t a k , aby bylo dosaženo po c e l é délce trubky rovnoměrnébo prokalení p ř i současném zachování rozměrové s t a b i l i t y . Zkušební m a t e r i á l z t r u b byl odebrán v místech, odpovídajících hlavové a p a t n í č á s t i původního ingotu, vždy ve dvou p r o t i l e h l ý c h místech a
- 70 před delenia byl podroben dlouhodobému žíhání, siBulaSnía žíháním na snížení pnutí po navařování a svařování* Popis výsledků a jejich rozbor Výsledky základních aecbanických vlastností obou trub jsou uvedeny v tab. I, Z této tabulky vyplývá, že bylo pro obě nísta odběru v rámci původního ingotu dosaženo blízkých hodnot pevnostních 1 plastických vlastností, což svědčí o toa, že v ráaci zvolené technologie výroby trub je aožno dosahovat i u těchto rozměrných výrobků dostatečné materiálové hoaogenity při relativně vysoké ni pevnostních vlastností. V tab. II jsou ohnuty přechodové teploty stanovené podle různých kriterii /I,2/. Teploty Tjg, obou trub jsou shodné a dostatečně nízké, prakticky se rovněž neliší teplota T C Q , odpovídající výskytu 50* křehkého lonu. Výraznější rozdíl v transitnía chování byl pozorován při hodnocení teploty KCJJUT* nebol tato referenční přechodová teplota byla v původní patní části ingotu o 25° C nižší* V tabulce jsou dále zahrnuty teploty T ^ /odpovídající úrovni KCV • 35 J/ca / a hodnoty tzv. bezpeSné pracovní teploty T , stanovené na základě korelace aezi T « a přechodovou teplotou T KIC 10(/2/» odpovid&d*6^ úrovni K I C • 100 MPa.a 1 ' lomové houževnatosti a respektující úroveň aeze kluzu, tloušiku výrobků, úroveň vnitřních pnutí a rychlost deformace při zatěžování. Z tabulky II Je J ppatrno, že 1 při uvalování dynamického namáhání
10 a / je dosahováno záporných hodnot bezpeSné pracovní teploty 3L. Současně je nutno vědět, že tyto hodnoty T_ pro dynamické d namáháni-Jsou v souhlasu s úrovní teploty T k o • 30°C, tj. s úrovní bezpeSné pracovní teploty podle sovětských kriterií /!/. LIURAIURA A/
/Z/
Dokuaenty k teaatu 1-35.3 a 1-13.12 RIHP
*Zp?Sva* VIJ VÍTKOVICE, /1982/
- 71 ľabulka I - Základn.i ľneciiaziické vlastnosti ľJ.'sto odberu
•ta J A -
F.p C,2
?-•
Sp 0,2 l+35C°C) K?a
Hlavová čáat Ligoíu
478 452
6C0
27
70 70
417 417
řat.ní 'íási ingotu
450 51C
594 617
26 24
73 72
424 446
ľ-Voulke I I - Teploty přechodu houževnatý-křehký stav (°C)
.'.• isto c VÍ Z-iv
"33
;Jlavcv< č-';'t
- 55
"ko
RT:DT
- 40
- 55
.T"
- 15
V i2>* - 65
- 8 o
?6tní cást ÍO£OtU
- 70
- 20
- 40
- 80
- 69
- 14
- 72 K O R O Z N Í P R O B L E M A T I K A K O N S T R U K Č N Í C H M A T E R I Á L Ů A R K A T B ň J A D E R N Í C H E L E K T R A R E - X S R E A K T O R Y V ? E R Milan Krtunpl, SIGMA Výzkumný ústav Olomouc Miroslav Holének, Výzkumný ústav chemických zařízeaí Brno V příspěvku jsou uvedeny výsledky korozních zkoušek rady materiálů čs. výroby, které přichází v úvahu pro výrobu armatur pro jaderné elektrárny s lebkovodními reaktory. Zkoušky se provedly ve vodě vysoké teploty a v desaktivačnícb roztocích. Ve vodě se rovněž sledoval aklon ke korozi pod napětin. Diskuse výsledků zkoušek upozorňuje na význam dodržování předepsaného slezeni všech pracovních látek hlavné z pohJedi! dlouhodobého a spolfihliveho provozu armatur.
Konstrukční materiály jednotlivých komponent jaderných elektráren musí nit vysokou korozní odolnost vzhledem k narůstajícím požadavkům na dlouhodobou spolehlivost a životnost. Především pr£^ to ae nejvíc* používá korozivzdorných slitin a z nich zejména auttenitických ocelí. Odolnost proti rovnoměrné korozi je v dlouhodobém provozu samozřejmou věcí a vzhledem na předpokládaných 30-40 let provozu nepřesáhne 80-130 ^um / 1 /. Vlivem mechanických napětí v materiálu vsak hrozí při teplotách kolem 300°C nebezpečí koroze pod napětím austenitických ocelí. Limitujícím faktorem spolehlivého proTOZu zařízeni je především obsah chloridů a kyslíku ve vodé vysoké teploty. Na čistotu vody používané jako chladivá v jaderné energetice jsou proto kladeny přísné nároky, alt i při dodržování všech požadavku nelze zcela vyloučit vznik trhlin, zvláště u tepelně zcitlivěnýcb částí zařízení. Za rozhodující korozní faktor v čisté vodě se proto oprávněni považuje obaah rozpuštěného kyslíku. Na jeho koncentraci závisí charakter napadení. Tak při překročení hodnoty 0,2 ppa je již reálné nerovnoměrné napadeni, které se zvýrazňuje prítomností rozpuštěných chloridu, a to i při extrémně nízkých koncentracích kyslíku pod 0,01 ppm / 2 /. Protože je odstra-
I - ?3 •ňováni kyslíku ze systému s vodou vysoko teploty velmi obtížné, je proto z korozního hlediska dodržováni čistoty vody prvořadou podmínkou. Při celkovém napadení jednotlivých komponent JE se mohou uplatnit látky, které tvoří podstatu desaktivačních roztoků. Rozhodí'jícím způsobem se projeví především jejich kyselá složka, což jsou roztoky kyseliny šfavelové nebo citrónové v kombinaci s kyselinou dusičnou, popř. fosforečnou. Korozní působení alkalické složky, roztoku manganistanu draselného v louhu sodném, lze prakticky zanedbat* Z hlediska technologického je třeba vyloučit extrémní špičky napětí a operace, které mohou vyvolávat místní zcitlivěnl materiálu, a stát se tak přímo příčinou náchylnosti k nerovnoměrnému napadení. Zvyšování napětí v materiálu se projevuje zkracováním doby do porušení součásti, přičemž stanovení minimální hodnoty napětí, vedoucího k tvorbě a šířeni trhlin, je obtížné. Už z tohoto stručného výčtu rozhodujících faktoru, ovlivňujících odolnost základních materiálů proti rovnoměrnému a hlavně nerovnoměrnému napadeni, jo patrná složitost problematiky a z ní vyplývajíc! nároky na experimentální práce a z výsledků zkoušek nutné extrapolace na dlouhodobý provoz / 3 /. Dále provedené korozní zkoušky byly součásti rozsáhlého programu ověřování vlastností vybraných materiálů určených především pro speciální armatury. Byly sledovány výhradně materiály tuzemské výroby a proto mohou mít výsledky zkoušek i obecnou platnost pro případné jejich využití u jiných komponent jaderných elektráren 8 reaktory VVER.
Ověření korozní odolnosti a sklonu ke korozi pod napětlt* řady konstrukčních ocelí pro speciální armatury, jejichž chemické složení je uvedeno v tab. č. 1, bylo provedeno za statických podmínek v autoklávu o objemu 2 litry. Celkový pohled na autokláv je na obr. č. 1. Zkušebním prostředím byla demineralizovaná voda 8 přídavky látek, odpovídajících koncentraci prostredí primárního okruhu. Zkušební teploty podle druhu materiálu byly 285, 310,
k
-74-1 resp. 350°C. Experimentální zařízeni nedovolovalo plynulé sledování koncentrace rozpustených látek, zejoséna kyslíku.. Sovětsko predpisy pro hodnocení odolnosti materiálů, používaných y jaderné energetice, stanovují zkušební interval 3000 hodin re vodi m výměnou prostředí po každých ISO hodinách. Kontrola vzhledu a případných hmotnostních změn vzorků so provádělo po 500 hodinách, coi bylo rovněž v souladu se sovětskýai předpisy. Vzorky ocelí o rozměrech 50x33x5 mm byly navzájem odděleny distančníiii vložkami z keramiky. Hodnoty rychlostí koroze se stanovily ne získaných hmotnostních úbytku po odstranění korozních zplodin. Pro zkoušky korozního praskání se použily vzorky ohnuté do tvaru 0, ve stavu trvalé deformace, předepsané sovětskou oborovou normou / 4 /. V průběhu zkoušky byly vzorky vizueltě sledovány a po ukončení zkou&ky prohlédnuty pod mikroskopem. Korozní zkoušky v desaktivačních roztocích o složení, uvedené* v tab. £. 2 / 5 /, proběhly v oběhové skleněné aparatuře při rychlosti prouděni 3,3 m/s. Na obr. c. 2 je celkové experlaentálni uspořádání.. Zkušební vzorky měly stejné rozměry jako pro zkoušky v autoklávu, rychlosti koroze byly rovněž stanoveny z hmotnostních úbytků. 3
*2
Rychlosti koroze jednotlivých materiálů jsou uvedeny v tab. 6. 3. Výsledky potvrzují předpokládanou dobrou odolnost uhlíkových a nízkolegovaných oceli, které jsou za ustálených provozních podmínek diky ochranné vrstvě korozních zplodin odolné ve vodě vysoké teploty. V náročných hydrodynamických podmínkách provozu jsou vsak tyto vrstvy nestálé a nohou způsobit vážné problémy při cirkulaci stržených vrstev z povrchu. Korozivzdorné oceli jsou téměř o řád odolnější a navíc vzniklá pasivní vrstva na povrchu je velmi přilnavá a odolná podmínkám prouděni v provozu jaderných elektráren. Na vzorcích pro korozní praskání nebyla během zkoušky ani po ukončení zkoušky zjištěna tvorba trhlin. To ovšem nevylučuje možnost praskání materiálů v prostředí jak bylo naznačeno výáe. Uvedené zkoušky BOhly být provedeny za velmi zjednodušených podmínek / periodická výaěna prostředí, obtížně definovatelný stav
. - 75 napjatosti vzorku, poměrné krátká doba exposice vzhledem k dlouhodobému praktickému provozu /. Z hodnot rychlostí koroze v inhibovanén roztoku kyseliny ortofosforečné, uvedených v tab. č. 4, vyplývá, že nizkolegované ocali jsou v tomto prostředí o poznání odelnějsi než oceli uhlíkové. Pro reálnější zhodnocení platí více hodnoty uvedené v rozměrech mm/cykl, vystihující lépe podmínky při režimu desaktivac* ve srovnání s působením běžného pracovního prostředí. Pokud se týká merkaptobanztiazolu je třeba poznamenat, že není tím nejvhodnějším inhibitorem pro daný roztok. V další tab. č. 5 jsou uvedeny rychlosti koroze několika typu korozivzdorných ocelí v desaktivacním roztoku B, resp* v kombinovaném působeni dvou roztoků odlišného chemického složení. Vedle rozdílu v odolnosti, vyjádřeném odlišnými hodnotami korozních úbytku, byl po ukončení zkoušek pozorován i rozdílný průhíh napadení u jednotlivých oceli. U obou chromových oceli docházelo k poměrně rychlému rozpouštění v kyselé složce roztoku. Po odstránení lehce lpících vrstev korozních zplodin bylo patrné rozsáhlé napadeni povrchu obou oceli. Naproti tomu austsnitické oceli korodují v daném roztoku velmi nízkou rychlosti v pasivnin stavu, což nakonec vyplývá 1 z údajů v tabulce. Zcela srovnatelnou odolnost v desakiivačním roztoku s austenitickýui ocelemi vykazuje nízkouhlíková martenzitická ocel v litém stavu Crl3Ni6Uo. V porovnání s martenzitickou oceli 17 029 je v daném prostředí její korozní odolnost o řád vyšší. Hlavní příčinou tohoto velmi příznivého chování je nepoměrně výhodnejší chemické složení a prakticky zcela homogenní struktura, oviivnéná výrazným způsobem tepelným zpracováním. 4. Závěr Výsledky dosud provedených korozních zkoušek potvrdily dobrou odolnost uhlíkových i nízkolegovaných ocelích ve vodě vysokých parametrů a předem očekávané bezkonkurenční postaveni kcrozivzdorných ocelí za daných experimentálních možnosti, rro reálné přiblížení podmínkám provozu ve vodě s vysokými parametry je třeba mít možnost provozování zkoušek v zařízeni s kontinuálni výměnou prostředí a s udržováním stálého chemismu vody po celou
-76-1 dobu experimentu. Tento požadavek lze splnit pouze u zařízeni • cirkulaci prostredí, kde lze rovněž realizovat zkoušky koroze pod napětí* za zcela definovaných mechanických parametrů. Podobný typ zařízeni není v současné době v ČSSR k dispozici, ale vzhledes k dlouhodobé orientaci na lehkovodnl reaktory je urychlené vybudováni pracoviště, umožňující provid&t zkoušky za vysokých parametra vody, nutným předpokladem. Nejen armatury a dálil čerpací zařízení, ale i ostatní komponenty jaderných elektráren musí •it vysokou spolehlivost po určenou dobu provozu při současně stále se zvyiujlcích nárocích na zvolené konstrukční materiály. Oalsim problémem korozní povahy je pravidelné se opakující režim desaktivace u reaktorů typu VVER. Provedené nodelové zkoufiky zhodnotily jednotlivé navržené roztoky ve vztahu k různým materiál&m a naznačily nebezpečí napadení při podcenění této operace v praktickém provozu. V daléía období bude třeba věnovat více pozornosti sledování vlivu zejména těch systéaft, které obsahují jako účinnou látku kyselinu iiavelovou. Závěrem je třeba říci, že v CSSH existují konstrukční materiály, které mohou zajistit odpovídající odoluost armatur ve všech pracovních prostředích jaderných elektráren s reaktory lehkovodního typu. Za obzvláště perspektivní konstrukční matoriál je třeba považovat litou nízkouhllko*ou martenzitickou ocel typu Crl3Ni6 Mo, jak to potvrdily výsledky dosud provedených zkoušek. Literatura /I/ Gordon B.H. : Materials Performance, 19/1980/, 4, 29-38 /2/ Indif M.E.,)ícIlree A,H. s Corrosion, 35/1979/, 7, 286-295 /3/ NACE Standard TM-01-71 : "Autoclave Corrosion Testing Qt lietala in High Temperature fater" /4/ OST 108» 901,01.79 i Metody ispytanij na korrozionnoj« ra«tre«kivanije přiměnitelno k atomnoj energetike /5/ Jednotné podmínky pro speciální armatury JTP/81, INTERATOMENERGO 1981
| Ji
Tab. ô. 1
Chemické složení zkoušených materiálů
Materiál /CSN/
Obsah prvků T hmotnostních %
11 416 12 020 15 236 15 320 IT 029 17 134 17 247 17 335 Crl3N161to
C 0,16 0,15 0,20 0,27 0,49 S.21 0,07 0,08 0,01
Mn 0,55 0,71 0,46 0,72 0,78 0,71 1,22 1.44 0,77
Tab. 6. 2
P
Si 0,17 0,28 0,29 0,25 0.47 0,51 0,55 0,46 0,41
0,030 0,015 0,016 0,023 0,023 0,025 0,026 0,021 0,026
Cr
S 0,022 0,011 0,020 0,022 0,012 0,017 0,011 0,013 0,011
0,11 0,14 1,37 1,15 14,46 11,50 18,06 14,76 13,86
Ni 0,04 0,09 0,02 0,63 10,30 36,16 6,10
ito 0,37 0,64 0,90 0,55
Cu
ost.
o.u
_
0,08 • 0,12 -
V 0,54 T 0,20
W 3,53 0,07
V 0,27 Ti 0,53 Ti 1,89
Složení desaktivacnich roztoků a režimy desaktivace
Označeni a typ roztoku
Teplota Q
/ c/ 50 g/l 0,2 g/l i g/l
k
H3P04 inhibitor tenzid
B
KMnO 4 2-5 NaOH 30 • kombinaci m H2C204 10-50 Hl»03 1
Režim desaktivaoe / délka cyklu/
Určeno pro
70 - 90
10 hodin/rok
uhlíkové a nízkolegované oceli
g/l g/l
90 - 100
10 hodin/rok
korosivzdorné oceli
g/l g/l
90 - 100
10 hodin/rok
- 78 Tab. č. 3 Rfchloati koroza aateriálů araatur ve vod« /en/rok/ Teplota *ody /°C/
Materiál /CSN/ 11 416 12 020 15 236 15 320 17 029 17 134 17 247 17 325 Cr13*16 do
285
. 0,017 O.Olfi 0.01T 4.911 -
310
350
0,017 0,017 0,015 0,018
•
0,003 0,005 0,002 0,004 0,003
am
0,003
Tab* c. 4 Rychlosti koroza uhlíkových a nlzkolegoraaych oceli v dasaktivačnía roztoku A Rychlost koroze
Ocel
/cm/
Í/B 2 .h
iM/cykl.10"2
11 12 15 15
29,2 19 4,5 10
37 24 6 11
416 020 236 320
Tab. t. 5 Rychlosti koroze korozírzdorných ocolí T desaktivacnla roztoku B Ocel /CSK/ 17 029 17 134 17 247 17 :i35 Crl3íll6Mo a
•Rychlost koroze «/•
.h
aw/cykl ,10" 3
11
30
15
37
o. 2
o, 2 o. 7
o. 5 o. 5 1. 5
\
Obr.č.l. Statický autokláv pro zkoušky ve vodě vysoké teploty
Obr.6.2. Skleněná oběhová aparatura pro dynamické korozní zkoušky
-80- J Prošetřeni možnosti aplikace elektrochemické metody k oTěřeni náchylnosti na korózni praskáni trubek pro párni generátory JE VTEfi 440 Ing, BoleslaT Ere«iáž, CSc. Štátni výzkumný ústav ochrany materiálu G»V.Akimova, Praha l.Úrod Austenitické korozivzdorné oceli a slitiny, jejichž představitele* je i ocel 06Crl3Nil0Ti, používaná na výrobu teplosměnných trubek pro parní generátory JE VVER 440, jsou materiály, ktsré vykazují pravděpodobnost výskytu korozního praskáni (KP) hlavné díky existenci transitního stavu r evéa anodickém chování* Tato pravděpodobnost výskytu KP je silně potenciálové závislá, přičemž je maximální, pokud není omezena, v nizkopotenciálovém pásmu, přechodu z aktivního do pasivního stavu (tzv. KP typu A/P). Pro anodické proudové změny zjištěné v tomto pásmu lze předpokládat, že jdou následkem neúplné, resp. nedokonalé pasivity, spojené s existencí'povrchového filssu, který klade nízký odpor přechodu iontů kovu do roztoku. Vlastnosti tohoto filmu jsou potenciálové závislé v celé potenciálové oblasti přechodu z aktivního do pasivního stavu, a to v souvislosti s jeho chemickými a strukturními směnami, které jsou do jisté míry zodpovědné ?.& anodickou proudovou hustotu protékající fil*em. Protože pásmo přechodu z aktivního do pasivního stavu je rovněž oblastí maximálního sklonu k elektrolytické štěrbinové korozi, je pravděpodobné, že podstatná Sést anodického proudu v pásmu přechodu z aktivního do pasivního stavu je důsledkem existence štěrbinu tvořících defektů v pasivním filmu, jaký vyrůstá při relativné vysokých rychlostech změny potenciálu. Tyto defekty rají tendenci vznikat.mezi povrchem oceli a jej pokrývající oxidickou vrstvou v místech povrchových vad, zejména pak takových, které funguji jako koncentrátory zbytkového napětí a mají za následek bud ztrátu vazby povrchu kovu s oxidickou vrstvou ínepřilnavost) nebo porušeni této vazby při vynoření kluzového stupně vlivem napití. Vnitřní povrchy trubek austenitických korozivcdorných oceli a slitin jsou téměř vždy zatíženy určitou tahovou deformací, která v případě některých technologii, používaných napr. při výrobě komponent typu parních generátorů pre JE W B R 440, má tendenci dosahovat hodnot
-'
- 81 ne vždy zceie zuncdbotelných z hledieka sklonu trubek ke Kť. Pro i l u a t r a c l připomeňme, žo pí-i vlastním upevňování teplosměnných trub v trubkovnicích parogenerotoru, které ee provádí výbuchem, je atupeň deformace etčny trubky po výbuchu v rozmezí 2-6 % . I když po deformaci výbuchem nedochází k roztažení původních povrchových vad nu trubkách, které jsou povoleny do vel i k o s t i 0,07 nm, muže zbytková defornace pri vhodné geometrii
těchto původních v&d významně ovlivnit sklon teplosmón-
ných trubek ke koroznímu praokdní. Kontrole vnitrního povrchu trubek periskopem v délce nejméné 4 a z každého konce trubky a ultrazvuková kontrola trubek v celé Jejich délce vétSinou unaožnují identifikaci
vad, které lze porovnat
s pŕíslužnými etalony B vyrobenou umelou vedou d) 5 í
tlouót-
ky etény (0,07 ran) . Ani Jedna z tčehto kontrol nedává veak odpoveď" na otázku, do jaké míry charakter tčehto vad, prípadní ovlivněný následnou eplikt-cí technologie výbuchu, ovlivňuje korozní aktivitu vnitrního povrchu z hledioka sklonu ke koroznímu praskáni, ani Jaký podíl mají
tyto vady
na sklonu trubek Ire KP. V souvislosti s céŕitelným vlivem dc-orra/jce na trůn o i trií stav existující
v anodickém chování auetenitických korozi-
vzdomých ocelí a s l i t i n a vycházejíce
z predstavy vlivu
povrchových defektu na vznik defektů v pasivním filmu, Jaký vyrastá pri relativné vysokých rychloetech zmčr.y potenciálu, pokusili jsme ee proto p ř e a e t ř i t možnosti aplikace elektrochenické metody, která by uvedené otázky zodpoví-déla. 2.!."ávrh a pro6eti-ení c:ožnocti aplikace elektrocheiílcké tieto • dy k hodnocení korozní aktivity
vnitrních povrchů truť-k
koroxivzdorných ocelí a e l l t i n , zojiéna v?-řtifcdem k vlivu povrchových vod na eklon'zciinovaných motei'lalii ke korozniEU praskání. Oproti doeud popB8r»éau hodr.ocenl ekior.u ke KP euetenltických korozi swomých ocelí r.a zákltdé et&r.over.í ar.odlcké polarizační ki'ivky deformovaného 6 nedeforitcvar.ého vzorku zkouěřr.é oceli v elektrolytu vyvolávajícím sklen ke KP typu A/P a porovnání rozdílu anodické proudové horatoty na třehto vzorcích při potenciálu v oblcati výskytu }íl; zki.-Jitné oceli
- 82 - . byle. při návrhu metody respektována skutečnost, aby její aplikace byla možná 1 na vzorcích s povrchovou vadou, která aůže při záznamu polarizačních křivek na deformovaném a nedeformovaném vzorku rychlosti 0,07 mV/s, předepsanou pro dosud popsaný způsob', znaíně směnit svůj původní charakter a zremožnit posouzení svého původního vlivu. Současně byla respektována skutečnost, aby uvedené metoda nevyžadovala ustáleného stavu elektrochemických reakcí, a tedy ji2 zmiňovaného záznamu polarizační křivky rychlostí 0,07 mV/fi, nýbrž umožňovala provést měření v krátké době, což v oboru korozních zkoušek znamená značné úspory času a energie* Z literatury je dobře známo, že potenciodynamické polarizační křivky měřené pro korozní systémy vykazující výskyt KP typu X/T jsou funkcí rychlosti změny potenciálu, přičemž tohoto jevu je využito k. předpovědi potenciálových pásem výskytu KP. Navzdory této skutečnosti nebyl doaud nicméně učiněn pokus o zjištění funkční závialoati charakteristických parametrů potenciodynamických polarizačních křivek měřených pro korozní systémy vykazující výskyt KP na rychlosti změny potenciálu zkoušených materiálů* Těmito parametry jsou potenciál maxima koroze v aktivním stavu, označovaný též jako pasivační potenciál (Sp) a tomuto potenciálu odpovídající proud (ip). Parametry potenciálu a proudu příslušející pozorovaným proudovým maximům jak v anodické, tak i v katodické oblasti, jsou oproti tomu často korelovány s rychlosti změny potenciálu při studiu redukčné oxidačního chování některých kovů cyklickou voltametril. V př"'7«»dě korozních systémů vykazujících výskyt KP je pokus o korelaci zmíněných parametrů s rychlostí směny potenciálu nesnadnou záležitosti, a to z následujících důvodů, fiychlý scan zkoušené elektrody potenciálovým pásmem vývoje vodíku a přechodu k/S do oblasti pasivity minimalizuj* tvorbu povrchového filmu, takže pozorované hodnoty proudu Jsou v relaci k relativně filmu prostém povrchu nebo k povrchu 3 velmi tenkým filmem. Pomalý sean zkoušené elektrody stejným potenciálovým pásmem oproti tomu poskytuje čas pro vznik relativné tlustých oxidických vrstev (až 100 um). Tažaost
- 83 takovýchto relativně tlustých vrstev pravděpodobně dovoluje značnou plastickou deformaci pod nim ležícího povrchu kovu, předtím než dojde k jejich porušení při působení vnějšího napětí. Z uvedeného vyplývá, že z hlediska vlivu deformace při působení vnějšího napětí lze pro rychlý acan zkoušené elektrody očekávat efekty u deformace i v mezích e l a s t i c i t y , zatímco pro pomalý scan jsou tyto efekty měřitelné jen za průběhu plastické deformace. Kromě toho je známo, že podobně jako při studiu redox chování kovových elektrod cyklickou voltametrií, je nutno před každým měřením v anodickém směru uskutečnit jeden běh z potenciálové oblasti pasivity do katodické oblasti potenciálů vývoje vodíku. J e - l i tento běh prováděn při aplikaci rychlého scanu, může vést k neúplnému odstranění původní pasivní vrstvy přítomné na materiálech typu austeni.tických korozivzdorných ocelí. J e - l i naopak prováděn při aplikaci pomalého scanu, může vést k záchytu vodíku v povrchových defektech, resp. k změně jej i c h původního charakteru a znemožnit tím hodnocení jejich původního vlivu. Z orientačních měření vyplynulo, že pro roztok 3NH2SO4+ O,l?í NaCl při 20°C lze provést korelaci E p a i p 3 rychlostí změny potenciálu deformované i nedeformované oceli 08Crl8KilOTi v rozsahu potenciálů od -0,6 do 0,4Vscs pro rychlosti změny potenciálu 60,120,200,300 a 400 mV/min s dobrou reprodukovatelností, předchází-11 každému jednotlivému záznamu redukce původní pasivní vrstvy při klesajícím potenciálu z hodnoty 0,4V na hodnotu -OjôVg^ rychlostí 200 mV/min. Odstranění této vrstvy uvedeným způsobea je nutné, protože má elektrochemické vlastnosti odlišné od pasivního filmu, jaký vyrůstá při uvedených rychlostech změny potenciálu. K měřením byly použity vzorky trubek 16x1,4 mm upravené na délku 8 mm a s vyříznutou obvodovou aekcí pro zasunutí rozpínacího klínu k nastavení definovaného napěti v nejvíce namáhané části vnitřního povrchu (viz o b r . I ) . Vnější a boční povrchy vzorků trubek, které byly vystaveny působení zkušabního roztoku, byly izolovány asfaltovým krycím lakem, na vnitřním povrchu byla tímto lakem (v proti-
l H V í-ji
-84-1 lehlé* slate k drážce do níž je zasunut klín) vymezena pracovní plocha 100 on . Orientační měřeni rovněž ukázala, že jak pro vzorky a defekty umístěnými v nejvíce namáhané části vnitrního povrchu (v protilehlém místě k Srážce do níž zasunut klín), tak pro vsorfcy bez defektů (sloužící jako porovnávací etalon) , se hodnoty B p a i p při popsaném spůaobu měření řídl rovnicemi: Bp = a + bv"^2 lp *#tv
(1)
1/2
(2)
kde v je rychlost změny potenciálu. Tímto způsobem je možné stanovit odpor povrchového filmu vznikejíciho při dosažení lp a ip na základě rovnice
B = L\- «) » k ip
«t
(3)
Z hodnoty odporu R, který klade povrchový film přechodu iontů do roztoku, lze usuzovat na korozní aktivitu povrchu, resp. vad na povrchu přítomných* Tyto hodnoty lze stanovit jak pro vzorky s defekty a nastaveným definovaným napětím ( A / | Rp0 2 ) , tak pro vzorky a defekty, které nebyly předepnuty, Jakož i pro vzorky bez defektů, které rovněž nebyly předepnuty. Za těchto podmínek lze pak charakterizovat pod l í korozní aktivity povrchového defektu na aklonu ke KF oceli modifikovaným KP faktorem f* , defiaovanýra rovnici:
kde
B = odpor povrchového filmu na předepnutém vzorku a defektem ET= odpor povrchového filmu na aépřj^tpnatém. vierku bez defektu R-= odpor povrchového filmu na nepředepnutém vzorku s defektem
odporu, který klade pasivní film přechodu iontů do roztoku, způsobené výakytem defektu v povrchu kovu a korozním praskáním
V .: r
- 85 R^-R = snížení odporu, který klade pasivní f l l r přechodu iontů do roztoku, způsobené korozním praskáním. Tento modifikovaný KP faktor je* vždy í 1. Lze r o z l i š i t 2 limitní případy: 1. 1*2=8, 3^=0; Vzorek nemá sklon ke KP; Přítomnost defektu zabraňuje při relativně vysokých tychUstech změny potenciálu vzniku přilnavé oxidické vrstvy, a proto nemůže vlivem napětí dojít k porušení j e j í vazby a povrchem 2. R1=B, f*=0; Vzorek má maximální sklon ke KP; Přítomnost defektu nezabraňuje ani při relativně vysokých rychlostech změny potenciálu vzniku přilnavé oxidické vrstvy, u které dochází k porušení j e j í vazby 8 povrchem teprve při vynořeni kluzového stupně vlivem napětí. Výěe zmiňovaný postup byl přešetřen z hlediska možnost i porovnání vlivu defektů na vnitřním povrchu trubek, jejichž charakter je závislý jak na technologii výroby trubek pro PG, tak i na technologii výroby PG. Za tímto úíelem byly k měření vybrány: 1) vzorky trubek po aplikaci technologie výbuchu č s l . bleskovicí, u kterých byl na vnitřním povrchu zjištěn defekt (označeny T); 2) vzorky trubek, u kterých nebyla zjištěna přítomnost defektu a které neprošly výbuchem (označeny U); 3) vzorky trubek po aplikaci technologie výbuchu sovětskou bleskovicí, u kterých byl na vnitřním povrchu zjištěn defekt (označeny Z); 4) vzorky trubek neprošlých výbuchem, u kterých byl na vnitrním povrchu zjištěn defekt (označeny V). Obr.2. představuje charakteristické potenciodynamické křivky zaznamenané j i ž zmiňovaným postupem při rychlostech 200 a 400 mV/min na vzorku trubky 8 vymezeným vnitřním povrchem v nejvíce namáhané části vzorku při zasunutí klínu tak, aby obvodové napětí na vnitřním povrchu trubky - v protilehlém místě k drážce do níž zasunut klín - dosahovalo hodnoty*"? B_ (při tenzometrické kontrole zjištěno napěJ PO o tí/v200 MPa). » Jednalo se o vzorek trubky typu T, u kterého byl na vnitřním povrchu zjiátěn defekt, Jehož hloubka nepřesahovala přípustnou hodnotu 0,07 mm. Na obr.3 jsou znázorněny tytéž křivky pro tentýž vzorek, u kterého ale nebyl
- 86 - j vnitřní povrch předepnut zasunutím klinu. Obr.4 znázorňuje stejnou dvojici křivek pro vzorek typu U s nepředepnutým vnitřním povrchem. Stejným způsobem bylo provedeno hodnocení vzorků trubek typu Z a V, u kterých byly rovněž na vnitřním povrchu zjištěny defekty, jejichž hloubka nepřesahovala hodnotu 0,07 mm. Na obr.5 a 6 jsou příslušné potenciodynamické křivky pro předepnuté vzorky, na obr.7 a 8 pro vzorky nepředepnuté. Z obr.2-8 lze zjistit hodnoty E D a i„ a pomocí rovnic (1) a (2) též hodnoty koeficientů a,b a cC, které jsou shrnuty v tab.L. Z nich byly vypočteny hodnoty veličin fl, &± a R 2 nutné pro stanovení faktoru f* pro oba typy vzorků (viz tab.2). Z tab.l a 2 je možno vyčíst řadu vlastností měřených vzorků, u nichž je charakter defektů na vnitřním povrchu závislý jak na technologii výroby trubek pro PG, tak i na technologii výroby PG. 1. Hodnota í„ vzorků a hodnoty koeficientů a a b prekticky nerozlišují jejich rozdílnost, i když rozdíly mezi hodnotou Ep nepředepnutého a předepnutého vzorku pro daný typ vzorku odpovídají posunu hodnoty 3 p vlivem napětí v katodickém směru, což je v souhlase s efektem pozorovaným při záznamu polarizačních křivek na deformovaném a nedeformovaném vzorku oceli 08Crl8Nil0Ti rychlosti 0,07 mV/s. 2. HodnOvy ip a «C nepředepnutého vzorku typu U jsou nejnižší, což zřejmě odpovídá minimálně porušenému vnitřnímu povrchu materiálu. 3» Hodnoty i p a tC vzorků po aplikaci technologie výbuchem, Jež vede k deformaci vnitřního povrchu (ozn.T a Z) jsou vysál než u vzorků, které neprošly výbuchem, a to pro nepředepnuté i předepnuté vzorky. 4. Vzorky po aplikaci technologie výbuchem raznou bleskovicí (T a Z) ae svou elektrochemickou aktivitou nepředepnutého vnitřního povrchu (hodnotou Rz) velmi podobají, avšak při použití sovětské bleskovice s nižší razancí (vzorky ozn.Z) je zřejmě deformovaná vrstva tenčí a elektrochemická aktivita předepnutého povrchu bližší elektrochemické aktivitě předepnutého vnitřního povrchu s defektem vzorků, které nepro-
- 87 ěly výbuchem (viz hodnoty R ) . 5. Vzorek trubky s defektem neprošly výbuchem (ozn.V) projevuje menší elektrochemickou aktivitu vnitřního povrchu oproti vzorkům po aplikaci technologie výbuchem, i když vzhledem k vyšší hodnotě modifikovaného KP faktoru je třeba pron uvažovat i vyšší podíl vady přítomné na vnitřním povrchu trubky na sklonu ke KP. Přea dobrou reprodukovatelnost je ovšem třeba povaiovat zejména absolutní hodnoty modifikovaného KP faktoru pouze za informativní a pro darmý experiment za minimální* Přesto však výsledky ukazují na to, že tento parametr muže dosahovat nezanedbatelných hodnot, což může v procesech korozního praskání hrát významnou úlohu. 1 když lze v procesu trubek pro PG v prostředí vody vysokých parametrů očekávat pravděpodobně jiné hodnoty KP faktoru zkoušených vzorků trubek, vliv charakteru vnitrních povrchů s defekty na aklon ke KP by měl být stejný. Předložená zpráva nemá ovšem za cíl se těmito důsledky zabývat. Její výsledky však naznačují, že efekty technologie výroby trubek i samotných PG mohou ovlivňovat náchylnost trubek pro PG ke KP a jsou použitou metodou dobře měřitelné.
t . .
- 88 -
Tab.l; Závislost
iOdnot E a i
na v
1/2
a hodnoty koeficientů
a, b a eC z j i š t ě n é pro vzorky označené U, Z a T v1/2(mV1/2a1/2 U
n
h T
V
n
d
Sp(mV)
a£mV)
b^V 1 ' 2 )
uv 1 / 2 s- 1 / 2 :
1,291 1,826
-175 -165
14,9 21,1
-199,1 -199,1
18,7 18,7
11,56 11,56
1,291 1,826
-160 -150
22,8 32,3
-164,1 -184,1
18,7 18,7
3-7,67 17,67
1,291 1,826
-165 -155
24,2 34,2
-189,1 -189,1
18,7 18,7
16,73 1S.73
1,291 1,826
-170 -160
24 34
-194,1 -194,1
18,7 18,7
18,61 13,61
1,291 1,826
-175 -165
28,3 40
-199,1 -199,1
13,7 18,7
21,92 21,92
1,291 1,826
-170 -160
18,5 26
-194,1 -194 S 1
18,7 18,7
14,29 14,29
1,291 1,826
-175 -165
20,8 29,3
-199,1 -199,1
13,7 18,;
16,05 16,05
n = vzorek nepředepnutý klínem d = vzorek předepnutý klínem Tab.2: Výpočet modifikovaného KP faktoru It. CQ) Z
0,998
1,618
1,058
0,097
T
0,853
1,618
1,005
0,199
V
1,165
1,618
1,309
0,318
- 89 HODNOCENÍ KOROZNE-ELHÍTROCHEMICltfCH TĚSNICÍCH PLOCH A SED3L ARMATUR
CHARAKTERISTIK
NÁVARU
Vladimír Číhal, Jiří Kubelka, SVÍOM G.V.Akimova, Praha Milan Kruapl, Výzkumný ústav,01omouc Uvedené návary Jsou určeny pro těsnicí plochy armatur JE lehkovodního typu. Byly provedeny korozní zkoušky vzorků návarů v roztocích, určených k odstraňování korozních zplodin, vzniklých na povrchu vrstev po dlouhodobém působení vody vysokých parametrů. Zkoušky se provedly ve dvou druzích roztoků a dvou různých režimech podle toho, zda šlo o desaktivaci vnitřních nebo vnějších povrchů. Jako porovnávací materiál se zvolil vzorek tvrdonávaru E llll/C 0,08, Mn 4,36, Si 4,52, Cr 18,68, Ni 8,18, Mo 5,35, Nb 1,07 /.který se zhotovuje technologicky velmi náročným způsobem a prakticky velmi obtížně Opracovává. Korozní zkoušky v roztoku pro desaktivaci vnitřních povrchů se provedly ve skleněné chghové aparatuře při rychlosti prouděni 3,3 m/s. Režim desaktivace spočíval ve střídavém působení alk=n licksho roztoku manganistanu draselného /5 g 1 manganistanu, 50 g 1 NaOH, 10 hodin/ a zředěného~roztoku kyseliny šlavelové /30 g 1 / a kyseliny dusičné /I g 1 , 10 hodin/. Teplota prostředí 90°C, celkem 5 cyklů. Zkoušky v roztoku pro desaktivaci vnějších povrchů se provedly střídavým ponorem v dvacetiminutových cyklech s celkovou dobou 10 hodin, což odpovídá jednomu celoročnímu režimu. Složení odpovídá výše uvedeným roztokům, jen koncentrace látek se zdvojnásobuje. Provozní teplota je 70°C, Korozní charakteristiky se získaly z hmotnostních úbytků a Jsou uvedeny v tab.l., resp. 2. Za směrodatné pro použití v desaktivačních roztocích Je třeba považovat hodnotypředpokládaných rychlostí koroze v am/cykl, a to pro relativně krátkodobé působení těchto látek ve srovnání a dlouhodobým provozem ve vodě vysokých parametrů* Odolnost všech vzorků je dostatečná, a to i v porovnání s tvrdonávarem E U 1 1 ,
který byl pro používání v JE schválen. S ohledem na zjištění korozně-elektrochemických charakteristik návalů ve vztahu k "jejich vlastnostem v různi hloubce bylo přikroSeno k využití potenciálové polarizační metody, se kterou byly získány dobré zkušenosti při studiu korozivzdorných návarů tiskové nádoby. Tato metoda se Jeví proto nadějnou i pro ověření Jakosti opracovaných povrchů těsnicích ploch a sedel armatur. K potenciálovým polarizačním měřením byly zvoleny návary na základním materiálu 17246. XLouš£ka návarů byla ve všech případech 25 mm a pro proměření návaru v různých hloubkách byla postupně zmenšována mechanickým opracováním po 2 mm až ca 5 mm popř. 0,5 mm od základního materiálu. Z provedených měření vyplývají následující závěry : a/ návary provedené materiály 17041 a 17153 vykazují reaktivaci při uvedeném postupu měření v celé tloušťce a nelze proto z této zatím usuzovat na změny v náchylnosti k mezikrystalové korozi. b/ návar provedený materiálem 17356 vykazuje stoupající reaktivaci s hloubkou obrušovaného návaru při modifikovaném postupu měření z potenciálu *Of2.VSCE» porovnávací měření z potenciálu +0,5 V SCE v n l 0 U D C e 0,5 mm od základního materiálu vykázalo též slabou reaktivaci, na základě které nelze vyloučit citlivost spodních vrstev návaru k mezikrystalové korozi* Pro upřesnění těchto měření by bylo třeba v případě ad a/ u prvých dvou návarů propracovat metodický postup hodnocení pro chromové korozivzdorné oceli, v případě ad b/ u návaru oceli chromniklové modifikované molybdenem se Jeví měření reaktivační metodou nadějné pro zachycení náchylnosti k mezikrystalové korozi, což si vyžádá porovnání výsledku se standardní metodou*
k
- 91 č. 1
Typ návaru 17 041 17 153 17 356 E 1111
č. 2
Typ návaru 17 041 17 153 17 356 E 1111
Hodnotj' rychlosti koroze v ro Í tocích desaktzvaci vnitřních r,ovrchů
O
l
g a hľ" 4,3 2,0 0,3 0,07
Rychlost koroze
"i
Ein/cykl . Kr V 0,8 0,2
Rychlosti koroze v roztocích pro dezaktivaci. vnějších povrchů Rychlost koroaa 1 mm/cykl.104 g nT" h " 1,7
20
0,3
4 4 2
0,35 0,15
- 92 KOROZE
O C E L I
0Chl8N10T
RNDr. Petr Valošek Zpráva Je věnována studiu rychlosti plošné koroze oceli 0Chl8N10T v kyselině chlorovodíkové /HCL/ v závislosti na tepelném zpracováni a u trubek párogenerátoru z tohoto materiálu na ovlivnění těchto trubek výbuchem a deformací. V souvislosti s rozvodem výrobyparogenerátorj /PG/ pro JE. ve VÍTKOVICÍCH byly provedeny experimenty k zjištění korozní odolnosti oceli 0Chl8N10T jako materiálu, z něhož se vyrábí teplosněnné trubky a kolektory PG. U vzorků materiálu byla zjlšíováaa korozní odolnost proti působení kyseliny chlorovodíkové /HCL/ o různé koncentraci za normální teploty 20 C. Za míru korozního působení byly zvoleny knotové úchylky materiálu vzorku na Jednotku plochy vzorku za časovou jednotku. U materiálu kolektoru byly pro experiment vybrány jako vzorky destičky o rozměrech 50 x 10 x 3 mm s opracovánín povrchu na stejnou drsnost jako povrch kolektoru. Pro experiment byly vybrány tři typy tepelného zpracování vzorků: a/ Normální provozní tepelné zpracování / t j . žíhání při 1050°C + stabilizační žíhání/ b/ Normální provozní tepelné zpracování doplněné o laboratorní žíhání při 1050°C po dobu 2 hod. s ochlazováním na vzduchu c/ Normální provozní tepelné zpracování doplněné o laboratorní žíhání při 105O°C po dct>u 2 hod. s ochlazením na vzduchu a stabilizačním žíháním při 800°C po dobu 10 hod. s ochlazováním na vzduchu. Uvedená tepelná zpracování vzorku napodobují používaná provozní zpracování tohoto materiálu pro dosažení optimálních vlastností vysoké meze kluzu jak je doporučeno rovněž v práci /!/.
- 93 U materiálu trubek byly pro experimenty vybrány úseky o délce 5 cm, rozřezané podélně a byly rozděleny rovněž do tří skupin: a/ Vzorky z trubek ve stavu dodaném od výrobce b/
/V3Z Chomutov/
Vzorky z trubek po experimentálním výbuchovém zatěsnění
c/ Vzorky po experimentální lineární tahové deformaci oblouku PG trubek při ohýbání.
1055 strany
Pokus byl prováděn tak, že se vždy stejný počet vzorků vložil do připraveného 0,5 1 roztoku kyseliny HCL s koncentrací v rozmezí 0 f 5 - lSí a vzorky byly ponechány v roztoku 24 hod. Tím bylo zajištěno srovnatelné vyčerpávání roztoku HCL, Výsledky Z váhových úbytků vzorku byla vypočítána průměrná rychlost plošné koroze za dobu 24 hod. Vypočtené hodnoty pro Jednotlivé typy vzorků byly vyneseny do grafů v z á v i s l o s t i na koncentraci HCL. V prvním grafu / o b r . l / jsou uvedeny získané závislosti pro vzorky trubek. Poněvadž není z grafu zřejmá závislost rychlosti koroze na deformací trubky nebo ovlivnění výbuchem, plné křivky vymezují vlastně pás rozptylu získaných hodnot. Ve druhém grafu /obr,2/ jsou uvyneseny závislosti rychlosti koroze n?. koncentraci HCL pro vzorky materiálu kolektoru po provozním tepelném zpracování, po doplňujícím laboratorním Žíhání a po doplňujícím laboratorním rozpouštěcím žíhání a stabilizačním žíhání. Rovněž v tomto případě není zřejmá závislost rychlosti koroze na tepelném zpracování materiálu. Plné křivky opět vymezují pás rozptylu získaných hodnot. Z á v ě r Z provedených korozních fxkusu v HCL vyplývá, že rychlost koroze silně závisí na koncentraci HCL, Korozní úbytky se silně zvětšují p ř i koncentracích ICL větších jak 10% /exponenciální
& f*
- 94 -
;
n á r ů s t / * Není vjak pozorovatelná z á v i s l o s t r y c h l o s t i koroze na způsoby tepelného zpracování m a t e r i á l u /OChlSNlOT/ k o l e k t o r u PG nebo na ovlivnění m a t e r i á l u trubek PG výbuchem nebo deformací. Tento výsledek doplňuje závěry práce / 2 / , z níž vyplývá, že rovnčií mechanicko-metalurgické v l a s t n o s t i m a t e r i á l u OChlSNlOT nejsou výr a z n ě j i ovlivňovány režlmen tepelného z p r a c o v á n í .
s :;
LITERATURA /I/
J.ELfmark: • Vliv u h l í k u a t i t a n u na mechanické v l a s t n o s t i k o l e k t o r u p á r o generátoru Přednáška v tomto sborníku /Z/ KJÍatooha, K.Tvrdý, UHyspecká, K.Mazanec: Hodnocení únavových c h a r a k t e r i s t i k a u s t e n i t i c k n CriJi c c c l i používané na komponenty lehkovodní jaderné c o n t r á l y . Sborník r e f e r á t u konference: Vědeckovýzkumné a osvojovací práce pro JE s lehkovodními reaktory d í l . 2. Karlovy Vary, p r o s i n e c 19SL, UISJP 1981
I
ZÁVISLOST KOŠNÉ KOROZE OCELI 0 8 C h 1 8 N 1 0 T NA KONCENTRACI HCf U KOLEKTORU PG ? ..Ah
•OUT ÍM \ ."WC. -'An... ;:I.AN- ecc'c ; 10 h i I .". I '
I
,r[
NA KONCENTRACI HCf U PG TRUBEK
'-5CC • : ' A . . in Am 'i SOT U l i l V
"'•
ZÁVISLOST PLOÍNČ KOROZE OCELI 0 8 C h 1 8 N i 0 7
0 • Tkili/A VI S'A/U DOIIANĹM ľ VTJ
t.
rweľA řc rcmusMM v»(n,rn.
0 • Th'jlihA H
'.CM Ot'CNMAO
- 96 - j P R O B L E M A T I K A P OR O Š O T í OKRUHU
:Í í
M E C H A N I C K É H O
K Q R O Z H 3
P O T R U B Í
R E A K T O R U
P R I M Á R N Í H O
? ? B B
4 4 0
Jaz-oslav Hron, Roman K i r s c h S t á t n í výzkumný
ú s t a v ochrany m a t e r i á l u G.V.Akimova, Praha
Abstrakt
Na sákladě rozboru korozního systému potrubí primárního okruhu jsou navržena některá opatrení ke snížení nebezpečí jeho korozně nechemického porušování* Návrh je založen na použití kontinuálního sledování korozně mechanického porušování metodou akustické eaise běhen provozu a na zhodnocení stupně poškození ultrazvukem při provozních prohlídkách. Jsou uvedeny dílčí experimentální výsledky, získané při sledování korozně mechanického porušováni korozivzdorných austenitických chromnikiových ocelí metodou akustické emise v laboratorních podmínkách.
dvod Porušování celistvosti potrubí primárního okruhu je jednou z nejčaatěji se vyskytujících poruch provozu jaderně-energetiekých zařízení 0 lehkovodními reaktory /I/. Vě většině analyzovaných případů se toto porušování projevovalo vznikem a šířením trhlin z vnitřního povrchu potrubí, tedy z míst styku provozního média primárního okruhu s povrchem jeho konstrukčních čéatí. Je tedy možno předpokládat určitý podíl média primárního okruhu aa tomto porušování a třebaže tento podíl byl jednoznačně prokázán hlavně u zařízení s varnými typy reaktoru, je této problematic* nutno věnovat pozornost i u zařízeni s reaktory tlakovodními.
V hlavním korozním aystému primárního okruhu reaktoru W E R 44u - austenitické chromniklove oceli typu 08Cr18Nii0Ti,
- 97 pŕíp. 08Cr18Ni12Ti vs. roztok kyseliny borité s proměnnou koncentrací v demineralizované vodě za teploty cca 300°C e tlaku 12,5 MPa - můžeme vzhledem k nízkym hodnotám zanedbat porušováni součásti rovnoměrnou korozí. Nebezpečí představuje koroze za napětí - korozní praskání mechanizmem mezxkrystalové koroze a chloridové transkrystalové korozní praskání. Vzhledea k přípustnému obsahu kyslíku v technologickém médiu, stabilizeci použitých materiálů a opatřením ve výrobě součástí, by měla být možnost vzniku mezikrystalové koroze v podmínkách priícárního okruhu minimální. Vyšší pravděpodobnost výskytu chloridového korcz: ho praskáni vyplývá z možnosti místního zvýšení povrchové kcncentrace chloridů v některých částech okruhu / 2 / . Vliv korozního prostředí na porušování celistvosti potrubí tedy není možno zanedbat a agresivitu prostředí je nutno zahrnout do výpočtů spolehlivosti a bezpečnosti provozu. Zařazení tohoto vlivu do uvedených výpočtů, vycházejících z představ mechanického porušování, vyžaduje i odpovídající vyjádřeni agresivity prostředí - určení mechanického ekvivalentu korozního vlivu. Při konkrétní realizaci tohoto záměru to znamená odhadnout velikost změny mechanických vlastností, ovlivnitelných médiem primárního okruhu za jeho dlouhodobého působení. Vzhledem k synergické poveze působení obou složek kombinovaného korozně mechanického namáhíní nelze určit výslednou změnu součásti prostou superpozicí osamocených účinků a je nutno získat informace experimentálně - co nejpřesnějším nodelováním podmínek namáháni v laboratorních či poloprovozních zařízeních. Tato zkoumání však není možno v současné době v ČSSR realizovat z důvodů nedostatečného experimentálního vybavení, i z důvodů časových, a proto je třeba hledat náhradní řešení. 2. V případě vzniku korozní trhliny na vnitřním povrchu potrubí je možno určit stupen její nebezpečnosti postupy lomové mechaniky. Pro austenitické chromniklové oceli byla zjištěna
- 98 - j sa těchto podmínek mezní hodnota statické korozní losové houževnatosti CjSCC P**01**11^ e **«.• '" /3/. Prahová hodnota amplitudy součinitele intenzity napěti v inertním prostředí u těchto •ateriélů je oižSi; ~ 3 M?a.*" 1 / 2 . Z toho tedy vyplývá, že trhlina na vnitřním povrchu potrubí můSe vznikat i bez působení korozního prostředí a k ovlivňováni jejího rúctu médiem primárního okruhu by uSlo docházet až při dosažení hodnoty K j S C ^ * Z hlediska korozně mechanického porušování to tedy znamená, že je aožao zanedbat tzv. inkubační dobu procesu korozního praskání a sledovat p»u*e rychlost růstu trhliny. Pro zajištění bezpečného provozu součástí potrubí je tedy nutno spolehlivě určovat nedestruktivním způsobem trhliny a jejich růst na reálnych součástech a alt dále k dispozici potřebné podklady pro odhad jejich dalSfho růstu. Pro sískání těchto podkladů by bylo nejvýhodnější studovat kinetiku Síření trhliny v médiu, které se svým složením a parametry blíži technologickému médiu primárního okruhu. Předpokládáme-li v5ak, že ke korozně mechanickému porušování v primárním okruhu bude docházet následkem místního zvýšení povrchové koncentrace chloridových iontů, je možne orientační informace získat i v modelových korozních prostředích. Při volbě stejných ô@destrukti7&ish technik pro reálné součásti zařízení a pro vzorky v modelovém prostředí by potom při splnění uvedeného předpokladu měl být zjištěm i podobný charakter projevu šíření trhliny, lložnoat přesně definovat na vzorku /etalonu/ v modelovém prostředí podmínky celého procesu porušování a vlastního korozně mechaniekého porušení./metalograficky i fraktograřicfcy/ by potom mělo přispět k přesnější interpretaci porušování reálné součásti a případné přesnější volbě nápravných opatření. Kontinuální sledování růstu trhliny lze při provozu součástí realizovat metodou akustické emise. Proto bylo provedeno experimentální ověření použitelnosti této metody pro proces korozně mechanického porušování na vzorcích oceli 17 246 a 17 347, namáhaných v oblasti trvalé plastické deformace /vsorky ve tvaru U/ v roztoku 44% MgCl- s& teplot tSeně pod bodem varu /140 150°CA MSřlel a vyhodnocovací systém akustické emise byl sestaven s univerzálních příatirojů. Měřením charakteristických hodnot akustického projevu korozního praskáni /počet překmitů, Šířka
i *
- 99 impulzu/ byla prokázána detekovatelnost tohoto jevu metodou akustické emise a zjiStěn diskontinuálnl charakter růatu trhliny. Napětová vlna, generovaná korozním praskáním v materiálu, mé však poměrně nízkou energii a je obtížné rozlišit užitačný signál od mechanických a elektromagnetických šumů prostředí. Akustickou emisi lze zjištovat rostoucí defekt součásti a jeho lokalizaci. Při současné úrovni měřící techniky je však obtížné určovat touto metodou přímo velikost trhliny. Proto součásti v předprovozn.1 fázi a jejich oblasti, kde byly lokalizovány zdroje signálu akustické emise, je nutno zkoumat ještě další nedestruktivní metodou. V případě primárního potrubí přichází v úvahu použití ultrazvuku. Ultrezvuiravá detekce a kvantifikace poměrně úzkých a rozvětvených korozních trhlin na vnitřním povrchu /často v oblasti svarů/ ze strany povrchu vnějšího je obtížná vzhledem ke špatné prozvučitelnosti auste-
,
%r
i
nitiekých materiálů. Výsledky požadované přesnosti lze dosáhnout pouze použitím moderních měřících technik ve spojení s počítačovým vyhodnocením / 4 / , Závěr IJavržené postupy pro sníženi nebezpečí korozně mechanického porušování vycházejí z koncepce provozní diagnostiky, svolené výrobcem primárního potrubí reaktorů W E R - k.p. Sigma Modřany. Jsou založené na použití metody akustické emise. Vhodnost této metody pro primární potrubí lehkovodních reaktorů, a to i pro případy korozn'á mechanického porušování /5/, byla již experimentálně prokázána. Domníváme se proto, že dalSÍ propracování navržených postupů by mohlo přispět ke zvýšení provozní spolehlivosti jadernS-energetických zařízení s reaktory W E R . Literatura: /I/ /2/ /3/ /4/ /5/
Bush S.H.: Zpráva PNL - SA - 8090, 1980 Gerasimov V.V* a kol.: Vodnyj režim etomnych elektrostancij, Atomiadat, Moskva, 1975 Speidel M.O.: Corrosion 21> 6 » 199-203, 1977 Kupermann B.S.: Seminar on Countermeaaurea for BWR Pipe Cracking, California, USA, Jaa.1980 Hutton P.H.: Zpráva EPRI NP-1408, 505, 1980
I
- 100 POSOOZBíl S2ATICKÉ A
j
tSSAVOVÉ PE7HDSTI
EQKPQHEIíT JE
l a g . S t a n i s l a v Vejvpda,CSc., Ing.Rudolf Moulis, l a g . Josef Vykutll, l a g . Védav Seyfert VÍIKOVICE, koncern, Ostrava, Ústav aplikované sechaniky Brno
Příspěvek seznasuje s programy pro výpočet pevnosti a ž i v o t n o s t i komponent pro Jaderné elektrárny TVER 440 KM a 1000 KW. J e ukázána potřeba zpřesnění výpočtů ž i v o t n o s t i parogenerétoru a kcatpenzátora objsou WSR 440 H¥ po získáni zkušeností z provozu a z a j i š t ě n í nekonvenčních charakteristik o c e l í . V závěru j s o u ukázány Boíncsti programu EOHOSB oa s t o l n í kalkulátor Hewlett-Packard 9845 pro posouzení s t a t i c k é pevnosti a ž i v o t e o s t i . 1.
Ofod
7e fyskiacáB ústavu koncernu VÍ2SDV1CE Ba p r a c o v i š t i 0stavu aplikované aechanlky při VAAZ Brno zpracováváae od roku 1975 výpočty pevnosti a ž i v o t n o s t i kosg>onsit pro Jaderné elektrárny WHl 4dO MV, v současné době parogenerátoru WSR 1003 MW. Museli j s o e proto dokončit, nebo z a h á j i t zpracování potřebných programů pro poSítage. Pro svoji operativnost se nás dobře o s v ě d č i l s t o l n í kalkul á t o r Hewlett-Packard 9820 a nyní s t o l n í počítač Hewlett-Packard 9845 /HP 9845/ s vnitřní pamětí 64 kb a vnější diskovou pamětí 0,5 Mb. Podrobnější řešení některých úloh se však neobejde minimálně bez rozšířené vnitrní paměti, optixálBě také vnějSí paměti. Pro stanovení napjatosti s a ř í z e n í JE dnes mane na HP 9845 sestaveny následující pregraay 9 založené na aetodě konečných prvku: HOSIRA pro řešení rotačního t ě l e s a včetně stacionárních teplotních p o l í . Výpočet nestacionárních t e p l o t n í c h p o l í s e dokončuj e , vyžaduje však rozšíření paměti. Program je doplněn o řešení -větvených skořepin a výpočet s t ě n . Příklad řeSeného nátrubku napájecí vody parogenerátoru *je na obr. 1 .
- 101 -
MULU
SANDY VETO
pro řeSsní rotačních skořepin a rovinných prutových koatrukcí (oblouky, rámy, nosníky) s možností pruíného pode přemi. pro řešeni rotačních skořepin. pro řešení větvených skořepin.
Pro výpočet sil ve šroubovém spoji používane program SRSPOJ", založený na zpřesněné metodě výpočtu, experimentálně ověřené. Pro stanovení životnosti zařízoni JE méně sestaveny programy Í HOROTE
pro hodnocení statické a dnavové pevnosti rotačních těles, namáhaných silovým, a deformačním zatížením. Jako vstupů používjá. výsledky vypočtené programem ROSIHA a uložené na kazetové pásce*
HORŠOU" pro hodnocení statické a únavové pevnosti šroubu. Kromě těchto hlavních programů, byly sestaveny ještě další
p
pomocné programy. Část výpočtů zařízení pro JS je též zpracována v k.p. VÍTKOVICE, v útvaru 606.1, kde též sestavili hodnotné programy na počítač ICL 2960* Přínosem pro naši práci bylo navázání kontaktů s tvůrci sovětské normy /!/ již v roce 1976 a pozdější naša zapojení ve skupině odborníků, tvořících Soubor norem MHS INTERATOMENERGO pro výpočet pevnosti zařízení a potrubí JE» Zde jsme autory jedné normy a u několika dalších zastupujeme ČSSR. 2
• Výpočet.parogenerétoru a kompenzátoru objemu W E R 440 VS Pro výpočet pevnosti a životnosti kompenzátoru objemu
W E R 440 MW (podobně pro jeho konstrukci) jsme z SSSR obdrželi podrobné technické informace. Podklady pro zpracování stejného výpočtu parogenerátoru W E R 440 Mtf jsme měli ještě úplnější ze sovětských výpočtů. V době zpracování projektu zařízení JS je však Část údajů pouze rámcová. Týká se to zejména podkladů pro posouzeni životnosti* Víme, kolik kterých cyklů přibližně bude, ale již ne, jak po e*bě budou během reálného provozu následovat. Také účinky od potrubních systémů aebyjy v době
n ||
- 102 -
zpracováni našic} výpočtů podrobně známy. K podrobnejšími posouzeni životnosti nám chybí údaje o nekonvenčních mechanických vlastnostech svaru-a tepelně ovlivněné oblasti. Po získání všech potřebných údajů (setížení od potrubních systémů, zpřesněni zatížení dle zkušeností z provozu a doplnění potřebných mechanických charakteristik materiálu) bude bezpodmínečně nutné vypracovat nové posouzení zařízeni pro «7£. V podmínkách koncernu VÍTKOVICE se jedná o parogenerétor a kompenzátor objemu W E B 440. Hlavní důraz při tom musí být klaoen ne extremně namáhaná místa, které dík našim výpočtům již známe. Potom budeme moci zpřesnit dobu spolehlivého provozu těchto zařízení. Zahájit zpracování nových výpočtů doporučujeme za 3 až 5 let. Při současném zpracování výpočtů pro W F K 10C0 MV/ to však buJe narážet na naše kapacitní možnosti. Jedním z extremně namáhaných míst parogenerétoru W S R 4 4C*-!>V je oblast průlezu s víkem a šrouby do kolektoru I.okruhu. Zaměřili jsme se na jeho úpravu, s cílem snížit síly ve šroubech a tím také namáhání v místě závitů. Při výpočtu jsme použili programy ROSrNÄ a SRSPOJ.
Přesný výptčet nap=tí a deformací v oblasti připojení nátrubků k válcovému plášti či nádobě je možný programem pro řešení obecného tělesa metodou konečných prvků* Většinou však navrhneme zjednodušené výpočtové schema, abychom mohli požívat 8nézeji přístupné programy pro řešení rotačních téles a snížili požadavky na finanční náklady a kapacitní možnosti výpočtářů. Volba zjednodušeného výpočtového schema však musí zajistit dostatečnou přesnost výpočtu, běžnou v technických výpočtech, nebo být na straně větší bezpečnosti (nutný požadavek při zjednodušeném výpočtu a posouzení)* Přípustnost volby výpočtového moáolu pro nátrubek připojený k plášti jsme ověřovali na modelu zatíženém přetlakem, obr.2. Výsledky jeho výpočtů pro různé výpočtové modely jsme porovnali se změřenými hodnotami na obr.3.
1
- 103 -
V níkterých případech se maximální vypočtená nap=tí blíží zjišt-inýjn experimentálnej ale jsou z odlišných míst* U nátrubku připojeného k válcovému pléěti je nejvčtší napětí v obvodovém směru na vnitřním, povrchu v místě zaoblení přechodu a to v řezu vedeném osami rotace nátrubku a válce. Poměrně dobré výsledky pro jeho stanovení při zatížení přetlakem poskytuje vztah odvozený Němčeni, v / 2 / , obr«2. V období zpracování projektu postačí pro stanovení životnosti konstrukce znát napětí v nejvíce namáhaném bodě uzlu a nociinálnl napěti (membránové a ohybové) T řezu. Proto mají své opodstatnění zjednodušené výpočty napití. Při zatíženi přetlakem miižeme použít Němcův vztah / 2 / . Pro zatížení teplotním polem bude třeba obdobné vztahy zpracovat, V rámci tvorby norem MHS INTEl-tATOMENEP.GO se touto problematikou chtějí zabývat specialisté z 2OR.
K výpočtu životnosti těles používáme program. HOROTE, který navezuje na program ROSYNA. Program HOROTE posuzuje skupiny kategorií napžtí bové napíti, ohybové),
(r)^ - místní membránové napětí a základní ohy(0")j3 - rozkmit nominálního napětí (membránové a
í^y) ~ nizkocyklová únava, vše ve zvolených řezech,
např. dle obr.l. Předpokládá se znalost napětí ffv. (vypočtených za předpokladu platnosti Hookova zákona v celém rozsahu zatěžováni; součinitel koncentrace napětí
ec„
je znám z výpočtu MKF (může
vš^k být dodatečně zadán rozdílný pro každou složku tenzoru napíti); závislost skutečného nap=tí f=
f(C^)
gram),
se bere pro
a) materiál bez zpevnění (Prandtlův dia-
b) materiál s lineárním zpevněním,
c) cyklické křivka
(připravuje se); hysterozní smyčka se bere jako zdvojnásobená závislost pěti
f„. je užit ifeuberův zobecněný vztah
€%
z na-
- 104 -
kde kde
*c - V ^ n o a '
je modul pružnosti a index
noty. Program HOhOÍE uvažuje
non;
*H = V ^ . označuje noniin-ilní hod-
také I« a I I . panel materiálu;
k rozčlenění průběhu fiktivních
napětí
CT? = E
užívá metodu "stékání deště"; lze uvážit zbytková foraace a návaznost zátěžných bloků; lze r o z l i š i t
v čase po-
C%
nap-tí a demezi špičko-
vým teplotním nap-tím a o s t a t n í s i kategoriemi n a p i t í při výpočtu
žene zadat statické charakteristik;/ oceli ně cyklické charakteristiky
K
mů-
Rg> RQ, E, 2, případ-
stanovené ze zkoušek vzorků na úna-
vu. Pro
zatížení
F
na obr.4a je při u ž i t í
C~= f(£«.)
o a t e r i á l bez zpevnění (obr.4b) vypočten z průbčhu nap=tí průběh skutečného napětí
(T
a fiktivného
nap-tí
pro
(T- = E £
.
6. Závěr Výsledkj' práce výpočtářů musí být využity pře důkladné posouzení spolehlivosti koínponent JE, pro odhalení extrecně nar.áhaných uzlů a návrh případných úprciV, možných 'cJhen provozu zařízení. Ce také třeba již cř-ídem st&novit v extrerrjií namáhaných nístech velikosti přípuctných defektů, případně zbytkovou životnost komponent JE s defekty vzniklými během provozu. Literatura /I/ Korqy rssčota na pročnosí elementov reaktorov, parogeneratorov, sosudov i truboprovodov atomnych elektrostancij, opytnych i issledovatělskich jadernj'ch reaktorov i ustanovok. Moskva "Metallurgija" 1973. / 2 / Němec J. : Výpočty pevnosti tlakových nádob. SNTL Praha, 1962. / 3 / Podklady pro prograny na stolní počítač Hewlett-Packard 9845A, ÚAM Brno, arch.č* 937/79.
-105 -
G
tiar.l
-.106-j
Varianta i 1) tvar a.! a - 3 tvar a,« a * 2 221,1 3) tvar b, B tvar b) . 3*2 4Í 0« «= 707,< • 442,15 5) tvar b,
4
ff * ň
Nľ f4f •J b>
&
otr.2 aátratek
T oBÍstioé v roris* proebéiMjíeí podélnou OBOU nádoby
podélný anSr
r^
obvodov/ saér f\
-mi
- obr.3
M
_ . . ,
- 1ÔŤ -
I r
! I
-m /a ~J£ů
388
ML
-mys ~m
JU
flr.4
srn
- 108 -
EXPEFUM-MTÍLKl
OVĚAOV/LSl 0NCSN0STI
UZLI"
KOMPONEKT
JE
l n e . Rudolf Moulls, I n g . S t a n i s l a v Vejvoda, " S e . VÍTKOVICE, koncern, Cstav aplikované mechaniky,Brno P ř í hydraulických zkouškách koaspenzátoru objemu /RO/, k o l e ktoru p a r o g e n e r á t o r u a páro generátoru /PG/ bylo provedeno v koncernu VÍTKOVICE , závod 6 t e n z o a e t r i c k é měřeni s cíleto o v ě ř i t nap j a t o s t n e j v í c e namáhaných u z l ů . Pro ověření n a p j a t o s t i v p l á š t i PC v m í s t e c h spojení p l á š t ě PC s kolektorem PG, kdy měření na skut e č r é n PC vzhledem k n e p r í s t u p n o s t i v n i t ř n í h o povrchu J e nemožné s byl vyroben model PG. Na tomto modelu byla změřena n a p j a t o s t na vnějším i v n i t ŕ n i a povrchu nádoby i n á t r u b k ů , z í s k a n á n a p a t í byla porovnána £ napětími vypočtenými d l e postupů uvedených v / 8 / . Dále byly ověřovány různé zjednodušující výpočtové modely. Výsledky maření i porovnání j s o u uvedeny v / 2 / . V současné době s e p ř i p r a v u j e měření p ř i tlakové zkouSce ?G, mčření bude provedeno na vnějším i v n l t ř n í a povrchu p l á š t ě PG v o b j e t i nátrubku p r ů l e z u PG, na vnějším povrchu p l á í t e PG v c í i t£ o s t a t n í c h nátrubků. Dále bude měřeno n a p ě t í na k o l e k t o r u FG v místě ochrany svaru v úrovni hladiny vody a n a p ě t í n? v n i t ř n í E i povrchu v m í s t ě p ř i p o j e n í teplosněnných t r u b e k . N a p j a t o s t KO byla sledována pouze na v n á š í m povrchu p l á č t ě v m í s t ě nátrubků na h o r n i n a d o l n í a dně a v m í s t ě nátr-jbku e l e k t r o o h ř í v a č ú . Výsledky měření Jsou uvedeny v / 3 / , / V , / 5 / . Z v l á š t n í pozornost byla věnována šroubovým spojům. Ukázalo se t o t i ž , že utahovací s í l y určené d l e metodiky uvedené v / 9 / j s o u n e d o s t a č u j í c í . EQ.e t é t o metodiky s í l a ve šroubech t v z r ů s t a j í c í m tlakem vzrůstá* ve s k u t e č n o s t i j a k p o t v r d i l a tenzometrická měření, v i z / I / , / 6 / , JU k l e s á . Pokles s í l y ve šroubech j e způsoben deformacemi víka a p ř í r u b y . P ř i určitém t l a k u začne s i l a ve šroubech v z r ů s t a t . Při tomto t l a k u j e s í l a na t ě s n ě n í taková, že d o j de k prokluzu v m í s t ě t ě s n ě n i . Tyto poznatky vedly k vypracování nového výpočtového postupu a programu, k t e r ý umožnil u r č i t d o s t a t e í n ě
- 109 -
přesně průběh s i l ve šroubu a tíai i počáteční utahovací s í l u , Ka obr. 1 - j e uvedeno porovnání měření s í l y ve šroubu průlezu I . okruhu s vypočtenými hodnotami pro různé s o u č i n i t e l e t ř e n í mezi víken a těsněním. Výsledků měření l z e využít p ř i konstrukci, výrobě a zkoušení tlakových nádob pro jaderné e l e k t r á r n y WER 1000 MW.
LITERATURA /!/
TenzometricKé měření prvního kolektoru parogenerátoru pro 440 1K. Zpráva. CAM 952/79
/2/
Tenzometrické měření modelu p l á š t ě parogenerátoru WER 440 KW s nátrubky. Zpráva ?AM 999/60 Tenzometrické měření prvního kompenzátoru objemu pro WER 440 KW. Zpráva CAM 692/78 Tenzometrické měření druhého kompenzátoru objemu pro WER 440 MV. Zpráva CAM 951/79
13/ /4/ /5/
Tenzometrické měření t ř e t í h o kompenzátoru objemu pro WER 440 MV. Zpráva ÚAM 957/79
/&/
Posouzení t ě s n o s t i průlezu kompenzátoru objemu WER 440 KW. Zpráva CAM 922/79
lij
Tenzometrické měření šroubů průlezu kompenzátoru objemu č . 8 . Zpráva OAK 1085/82
/£/
Xémec,J.: Výpočty pevnosti tlakových nádob Normy r a s č o t a na pročnosí elementov reaktorov,parogeneratcrcv, sosuďov, i truboprovodov atomnych elektrostancij,opytnych i i s s l e d o v a t ě l s k i c h jaderných reaktorov i ustanovok,Hoskva 1973
/9/
t:
v : ;
-110-
ftkul
9
ä
¥
o obp.l
! - 111 -
HODNOTENIE
SPCCAHIZVDSTX
RDKPONENTOV
HUMARHfeO
OKRUHU
Ing. Pavol Dubrov5ák, I n g . M i l o s l a v Hrázeky R e f e r á t s a zaoberá hodnotením vplyvu prevádzky sekundárneho okruhu JE v - 1 na s p o l a h l i v o s t priaárneho okruhu. Bola uskutočnená analýza p r í č i n porúch 3G a VTO, ktoré majú v e l k ý v p l y v na ž i v o t n o s t PG. Referát predkladá skutočné priebehy t e p l o t a t l a k o v v sekundárnom a primárnom okruhu p r i odstavení TG. V r e f e r á t e aa odporúčajú konkrétne o p a t r e n i a pre zabezpečenie vstupných údajov pre výpočty ž i v o t n o s t i komponentov primárneho okruhu. 1.
0 v o d
Spolahllvosti zariadení* JE vo svete sa venuj* velká pozor*. nosf. Statistická prehlady poruchovosti zariadení jadrových elektrární ukazujú, že najväčší podiel na poruchovosti jadrovej elektráme má sekundárny okruh ; napr. na JB V-1 v Jaslovských Behunlciach podiel porúch sekundárneho okruhu na poruchovosti celej elektrárne bol 70% a podiel porúch primárneho okruhu bol 19»5f« Uvedené údaje sa zhodujú s údajmi v literatúre. V referáte sú spracované tie poruchy sekundárneho okruhu, ktoré majú priamy vplyv na životnost komponent primárneho okruhu a zvlaží parogonerátora* ktorý je spoločným zariadením primárneho a sekundárneho okruhu. Na obr.l je schéma zapojenia sekundárneho okruhu. 2, Popis sekundárneho okruhu /obr«l/ Sekundárny okruh ae skladá z turbosústroja s príslušenstvom, napájačieho zariadenia, tepelnej úpravy vody a dávkovania a vnútorného spojovacieho potrubia. ílohou sekundárneho okruhu j * premieňal tepelnú energiu, dodávanú primárnym okruhom pracovnému médiu r parogenerátoroche na energiu elektrickú. K tomu slúžia v každom bloku dva turbosústroju, do ktorých j« privádzaná para zo Šiestich parogeaerátorov a elektrická energia je odoberaná zo svoriek generátorov. Turbíny sú trojtělesové
- 112 -
/jeden VT a dva NT diely/, na sýtu paru 4,32 MPa, 256°C s prlhrlevaaía pary medzi W a NT dielmi a s 8 neregulovanými odbermi, T«s
«/ no i, no 2 b/ Hlo 3, HIO 4 c/ H » 5. Aby i pri nízkych výkonech Jurbosustroja bola splnená podmienka záruky správnej funkcie odplynovaôov, že dohrev kondenzátu na odplyôovačoeh nemá byl vaSSÍ ako 60°C» je užito rezervného ohrievania 4. a 5. NTO parou z kolektora 0,7 MPa. Vysokotlaková regenerácia každého turbogus croje sa skladá z dvoch vysokotlakých ohrievačov. Každý VSO oá zabudovaný podehlaeV zovač, ktorý je na strane napájaeej vody radený sériové. V prípad* nutnosti je možno V2D odpojil a hlavný kondenzát doprevovat obtokom* Parsactrt sekunKrnoiio okruhu:
- 113 -
teplota pary tlak pary tlak za VT dielom teplota pred NT dielom
"
256°C 4,32 MPa 0,46 MPa 216,5°C
t e p l o t a kondenzátu za 2.NTO 5.NT0 Mí 7.V3D
3.
Sledovanie
100% 7 5 , 7 °C 1 4 4 , 7 °C 165,5 °C 222,1 °C
5C\ 62,2or 126,ŕ.. 165,5°C 192,l°C
spoíahlivosti PO
Z popisu funkcie zariadenia sekundárneho okruhu je vidiet, že priamy vplyv na životnost parogenerátora majú výpadky vysokotlakých ohrievačov a znižovanie výkonu turbin. Teplota napájače;} vody pri výpadku VTO sa ziaení pri plnom výkone turbosústroja z 222,1°C na 165,5°C. Pri znížení výkonu o 50Jé sa teplotazmení z 222,1°C na 192,1°C. V prvom prípade j e to zmena o 56,6 C a v druhom o 30°C. Tieto zmeny teploty majú vplyv na životnost potrubia napájače j vody a na cast parogenerátora na vstupe napájacej vody do parogenerátora. Teplota pary v HPK sa podlá projektových údajov nemení, podlá prevádzkových záznamov sa mení zanedbatelné /l-2°C/. Výpadky VTO a príčiny výpadkov za obdobie 1979-;1981 sú uvedené v tab.l. Výpadky turbošústrojov a príčiny výpadkov za obdobie 1979 - 19SL sú uvedené v tab, 2 . Z tabulky 1 j e vidiet, že na poruchách VTO majú najäčSi vplyr netesnosti. Netesnosti VTO vznikali od začiatku prevádzky JE V-l nesprávnu volbu materiálu rúrok. N a poruchách turbogenerátorov sa podielalo viac zariadení sekundárneho okruhu a aj uvedené percentá j e potrebné brat s rezervou. Niektoré výpadky TG vznikli ako dôsledok skúšok systémov, údržbou prístrojov MaR a elektrozariadenía a prácami na montáži dodavatelskými organizáciami.
--1Í4-] K tabúlke 1 j e treba uviesi, že počty výpadkov TG neudávajú skutočné celkové počty odstaveni TG, ktoré sa vyskytujú v prevádzke aj bez prispenia porúch TG /napr* falošné signály ochrán apod./. _ V súčasnosti neexistuje jediný zdroj informácií o prevádzkových zálažačh na J E, preto s i spracovaní Informácií je potrebné údaje z jednotlivých zdrojov vzájomne posúdil a nesprávne alebo nepodstatné informácie vylúčil. Tieto údaje sú potrebné najma pre vyhodnocovanie životnosti a poškodenia komponentov PO hlavne PG. V projektovej dokumentácii sú pre prevádzku PO /resp. PG/ predpísané t i e t o režimy a ich povolené počty: 1. 2. 3. 4. 5« 6. 7* 8. 9.
nomálne spustenie zo studeného stavu spustenie z polohorúceho starú nomálne odstavenie havarijné odstavenie spustenie z horúceho stavu po havarijnom odstavení zníženie výkonu zo 100% na 10% rýchle spustenie z nezaťaženého stavu na 100$ výkonu zníženie výkonu zo 100% na 50JÉ a zvýšenie na ÍOOJL zsena výkonu o ± JOJÍ v intervale 90-100$ bez prekročenia menovitého výkonu lO.odstavenie a prepojenie 1 cirkulačnej slučky 11.utiahnutie hlavného prírubového spoja tlakovej nádoby , ' 12 .hydraulické skúšky tlakom 19,12 HPa 13*skúSky pevnosti tlakom 13,73 MPa 14, odpojeni e VTO pri práci PG reuvýkone 15«previerka činnosti poistných ventilov PG - pri spúätaní bloku - pri práci na výkone
375 750 1125 750 750 750 150 200 20000 100 150 20 130 250 70
Okrem týetbto režimov "za normýlnych prevádzkových podmienok sa uvádzajú režimy pri porušení " normálnych prevádzkových podmienok*, ktoré sa však obyčajne pri výpočtoch životnosti neuvažujú /ich výskyt je nepravdepodobný/. Z hladiska vplyvu SO na životnost PO sú najpodstatnejšie, ako už bolo uvedení, režiay výpadkov TG a odpojenia VTO. Pri výpadku JľQ je súčasne odpojený príslušný systém VTO #
- 115 -
Celkové poäkodenie komponenty sa počíta na základe hypotézy linear*, nej kumulácie poškodenia. Pre potrubie PO bolo uskutočnené v /!/ a /2/ podía normy /4/. Ak predpokladáme lineárnu suaéciu deformácií od jednotlivých cy&ov a využitie materiálu 0 « 1, potom platí:
kde :
n, ?. je počet cyklov N - je počet cyklov ak by tento typ cyklu pôsobil sáa.
Pre každý typ cyklu Je potrebné stanovií počet N. podlá normy / V pre daný materiál a čerpanie životnosti jednotlivých režimov, 2 prevádzkových záznamov POST VDRTEK počítača RPP 16S sta JE V-l boli urobené grafy priebehov teploty napájacej vody • PO pri: a/ výpadku Jediného TG b/ výpadku jediného pracujúceho TG c/ výpadku oboch pracujúcich TG /súčasnou/. Z obrázkov S-5 je vidiet, že režiay a/ a b/ sú zované rýchlou zmenou teploty až o 60°C v priebehu 3 ain. Priebeh teploty napájacej vody len pri odpojení VTO nie je k dispozícii. Doporučujeme preto, aby prevádzkovateí zabezpečil sledovanie týchto veličín: ej počty všetkých odstavení VTO \J počty všetkých odstavení TG c/ priebehy teploty /prípadne tlaku/ napájaeej vody do PG. Ak budú tieto údaje stále sledovaná, je aožné priatípit ku kvantitatívnemu hodnoteniu vplyvu prevádzky SO ca spolehlivost prevádzky PO.
- 116 - ) 4.
Záver
Clelom referátu bolo hodnotit vplyv SO J e -typu WER na životnosť komponentov PO. . Celkové poškodenie komponentu za celé obdobie využívania j e súčtom príspevkov od Jednotlivých prevádzkových režimov. Vo vOj£ boli dosial zhromaždené všetky údaje o prevádzkových režimoch 1-13 /viä strana / , k t o r é majú na životnosť komponentov PO pods^ai>ný vplyv. Nezahŕňajú vžak všetky režimy, preto je potrebné získat presné priebehy prevádzkových parametrov p r i odpojení a zapojení VTO a p r i iných prevádzkových režimoch, ktoré majú vplyv na životnost PO. Doporučujeme, aby v prevádzke tieto zmeny boli zaznamenané pomocou programu POST MORTEM. Na základe priebehu teplot a tlakov sa stanoví poškodenie jednotlivých častí jedným cyklom zataženia* Použité skratky TG VTO PG HPK JE VT NT NN SO PO S-P VO TVER
m m ~ . > s m. -
turbogenerátor vysokotlaký ohrievač parogenerátor hlavný parný kolektor Jadrová elektráreň vysokotlakový nízkotlakový n a p á j a e i a nádrž sekundárny okruh primárny okruh separator prehrievaš havarijné ochrana regulátor
ĽETERáTUU /I/
P„Dubrovčák, Hjírázsky: "Hodnotenie ž i v o t n o s t i komponentov PO JE V-l na základe prevádzkových zálaŽÍ". Referát na konferenciu " .Zaistenie kvality JEZ 19831*
- 117 -
P.Dubrovčák,M.Hrazsky: Výzkumná správa VOJE 6l/81 /3/
Prevádzkové záznamy, knihy závad, poruchové správy, EBO Jaslovské Bohunice
/4/
Hormy pevnostných výpočtov časti reaktorov, parogenerátorov, nádob a potrubí atomových elektrární, skúšobných a výzkumných reaktorov a zariadení, Moskva, Metallurgia 1973
- 118 -
Príčina porrchy
rok .' rok 7 979 i 1980 r> ; 1,75 5,17 3,5 1,72 1,75 12,07 5,25 1,72 1,75 6,S 12,3 8,9 6,9 12,07 10,5 3,44 3,5 10,34 12,3 1,72 3,5 5,17 1.75 -.. 3,44 5,25 3,44 e,9 1,75 1,75 6,9 5,25 8,62 3,5 3,44 3,5
rok 1931
nárarasa rozvodne skúšky systémov armatúry hladina v PG Hp v cHladení generátora činnost HO 1 falošný signál (HPK) strojné ochrany netesnosti prírub generátor regulácia napájania PG netesnosti SO predpisy TVER poruchy elektrozariadenia motorgenerátory netesnosí VTO personál regulácia vibrácie tlak v S-P zemné spojenie iné Tabulka 1
Príčiay porúch VTO regulácia automatika netesnosti príruby armatúxy Tabulka 2
•
-
1,72 5,22
-
-
3„35
%
i-.
/•Í
12,5 3,57
5,36 7,14 1,78 17,8 1,78 7,14 3,57
-
4,66 4,1 1,17 5,85 2,92 8,77 5,85 13,45 2,92 9,96 2,92 2,33 0,58 4,1 5,85 1,17 5,85 4,68
1,75 3,57 5,36 1,78 5,36 1,78 3,5 3,57 5,36 1,75 1,75 3,57 3,57 3,17 4,68 5,42
Poruchy TG JE V-1 za obdobie 1979-1981
1979 - 1980 % 18,2 6,1 66,55 3,05 6,1 Poruchy VTO JE V-1 v r. 1979-1981
ř ! ĽZLT~Z_.:
"_ ..-"ľ -"'
-CXJ
- 120 .
s
i 3 1
fi 3
-S
•*-+•
§
-i
—t
I
i
i
W
Ttploty T řO po rýpedku TO 11 (e*fBku 2t u o«tataýob rovnaké*). Vlak r PO klvsá • 123,5
• t
ft*
(Os) »a 119 •*(72») a tpal atdya na 122,6 »* (250»). •
*
"
K
Ti " X M
i
M
X
«
N
1
2tO
#
M t* 3i 4Ů
»
•
h
Á
•
•
»
HO
i>
«í
150
e
•
*
<
"'
H
too
m i ľ
, S
rci
Taplota n*pájao»j vody pra PO 6 (pr» PO 1-5 tak lato) po výpadku TG 22 a sásahu HO (TQ 21 nspraooval)
no
Sas 8 - plný výkon TG 22 8aa O - táetáh. HO
no
5»plot» r PO kltala v hordc«í v«tv« c 273°C na 253°C a v •tud«n«J vetr« • 261°O an 253°0. Tlak v PO mia?nt kolísal okolo 12,5 UPa,
H
'
tlak p*řy T SO najprv klaaal m 4»6 UFA c* 4,2 MPa, potom Ttrá«tol ne 4,35 MP«.
-I
I « » Jí 10
tt
t4Í
1tO
-Xi
- 123 M O t*
I !
^
«
4*
X>
* S
S
ir»
S 5 • 3
t; .
fjl ^ s o
I- 3 £4
S
0 K>
I
ľľ
.
•
- 124 P Ř E C H O D O V É P R O C E S Y V P R I M Á R N Í C H O K R U Z Í C H 3 A D E R N Y C H E L E K T R Á R E N S R E A K T O R E M T Y P U V V E R 4 4 0 01 ři Macek Výpadek jednoho či vica cirkulačních čerpadel primárního okruhu patři mezi poruchy s vel >u pravděpodobnosti vzniku. Havárie tohoto druhu musi být zvládnutelné a nesmi způsobovat narušováni dalši provozuachopnoati reaktoru. Prověřeni vhodnosti konstrukčního uspořádáni a nezbytných protiopatření je zpravidla provedeno pomoci analýzy, k niž jsou používány exparinentálně ověřené výpočtové programy. Pro tyto účely byly v Ú3V Ř"ež sestaveny či převzaty výpočetní programy, které jsou užívány při sestavováni bezpečnostních zpráv i pro ověřeni některých havárii s HC6 na jaderné elektrární. V počátečních pracích to byly modely jednotlivých komponent primárniho okruhu, které pak byly kompletovány v jeden rozsáhlý program, jako je např. DYMO-WER. Z převzatých programů to je program DYNAMIKA /Z/, přepracovaný a rozšířený pro rtaáe potřeby / 3 / a v současné době 1 prověřování Možnosti využiti programu M0ST7 / 4 / .
Matematický model elektrárny je reprezentován výpočty termodynamických a hydrodynamických poměra ve vSoch uvažovaných částech elektrárny. Popis těchto Jevů je proveden pomoci řešeni rovnic zachováni energie, hybnosti, kontinuity a stavu, (viz Doplněk) Užité modely mohou modelovat buď jenom primárni okruh (nepř, DYMO-WER) nebo primárni a sekundárni okruh (DYNAMIKA, M0ST7). Hlavni uvažované komponenty modelů pro výpočty přechodových procesů jsou: • jaderný reaktor - spojovací potrubí
- 125 - j - hlavni cirkul«ční čerpadla (HCČ) - kompenzátor objemu (KO) . parogenerátor (P6) - hlavni parní kolektor (HPK) - parní potrubí - regulační orgány výkonu reaktoru, tlaku v prisámis okruhu, napáječi vody. tlaku v sekundárním okruhu. 2 . Pogij^natenatického_;odelu_grogramu^OYMO-WER Tento model Je vhodný pro rychlou analýzu přechodových a havarijních procesů • výpadkem jednoho 51 vice HCČ. Mohou být věek též ředěny procesy s poruchou odboru tepla v PG. připadne procesy se slabou poruchou reaktivity. Omezeni modelu je dáno předpoklade*, že v aktivní zóně nedojde k obje•ovéau varu vody. Minulý rok byl povodni program spojen e aodeletn KO /5/, takže lze nyní určovat i časový prflbih tlaku v priaárnia okruhu. 2.1. Výpočet reaktoru je možno roxdSllt na následující části: a) neutronovou kinetiku představovanou Jednobodovým sodelea r. 3, 4 a výpočtea vývinu zbytkového tepla r. 6 - 8 b) tepelný výpočet třisložkového palivového kanálu r. 9 - 11 c) hydrodynamiku, zahrnujlď-výpočet hydraulických ztrát a přerozděleni průtoku v kazetách aktivní zóny /i/. /&/ d) výpočty teplot v horni a dolní enSSovaci komoře / I / 2.2. Tepelný výpočet spojovacího potrubí vychází z energetické rovnice pro proudící nestlačitelné médiu* a stonu trubky r. 12. 2.3. Při řešeni hydrodynamiky se vychází z rovnic rotačního pohybu soustavy elektroaotor-čerpedlo a integrální rovnice hybnosti pro chladivo celého okruhu. Se nožno předpokládat.
- 126 -
že každá erayčka primárního okruhu mě různé hydrodynamické charakteristiky. Ve většině připadá ae pro urychleni výpočtu uvažuji všechny enyčky stejné / I / . 2.4. Výpočet tlaku v primárním okruhu se určuje ze znalo*ti množství a teploty (entalpie) chladivá v primárni* okruhu. Regulaci tlaku zajištuja KO. KO je nej&astěji popisován relativně jednoduchým modelem, viz napr. /5/, /Z/. 2 „5. V modelu předpokládané horizontálni tělesový parní generátor. Primární médium proudí v horizontálních trubkách tvaru U. sekundární médium vyplňuje těleeo PG. Ze atrany primárního média je PG počítán obdobně jako prätok chladivá potrubia, ovšem 8 uvažováním odvodu tepla stěnou trubky. Sekundární strana je charakterizována přestupem tepla do vřici kapaliny ve velkém objemu r. 13 a 14. 3. Závor Programem OYMO-WER byly počítány havária s výpadky HCC pro elektrárnu VI. Hydrodynamika byla srovnávána v /!/ a experimentálními hodnotami. Doaažená shoda byla veisi dobrá. Na přiložených obrázcích jsou ukázány výpočty prfitokfl a při výpadku 2 HCČ ze 6 se zareagováním havarijní ochrany obr.1,2. Z popsaného modelu a uváděných možnosti modelováni havárii v OE vyplývají poměrně široká možnosti uplatninl programu OYMO-WER. V budoucnu je9tS uvažujeme o převzetí některého již používaného modelu dynamiky sekundárního okruhu, e tin rozSlření stávajícího programu.
/I/
Macek 3.. Pfann 3.: Výpočtový kód DYMO-WER pro řeSenl přechodových proceed v reaktorech W E R při výpadku hlavních cirkulačních čerpadel. Ú3V 5329 T, 1S80. -
/Z/
Programme dlja EVM Besn 6. Rasčet nestacionárnych režimov energetičeskleh ustanovok a W E R Oinaslka GKAE, 1977.
- 127 -
/3/
Macek 3.: Návod k provedení výpočíô poschodových proceefi v jaderné elektrárně « reaktor** W E R poaoel prograau DYNAMIKA na EC 1040, ÔOV 5162 T, 1979.
/<*/
Mysenkcv A.I.': Ginaalka atoanoj energetičeekoj uatanovki s reaktorom tipe W E R . IAE-2S57, 1978.
/5/
Čeraák D.J PKO-Progra« pro aodelovánl prechodových procesfl v parnia koapsnzátoru objeau jaderné elektrárny a W E R . Ů3V 5809 T, 1981.
5. ££ 5.1. Reaktor Výpočet výkonu
Teplo uvolňované itSpenla
(J)
Určeni zbytkového tepla 1
r
- 128 -
kde M
V
pro
CJ^- piati diferenciální rovnice
Hodnoty pro <^i/Ál-
.(OJ (O) jsou uvedeny v /i/.
Rozloženi teplot v reaktoru Pelivo:
Pokryti:
4... je redukce ne palivo • vnitrní* otvorem /I/. 1*1
Chladlvo.•
- 129 5.2. Spojovací notrubl
•Ir
5.3. Parogenerátor, prlaárnl atrana
ffi
C-
ť. 5.4. Urfiani koeficientfi prestupu tepla a tlakových z t r á t Konvakce (Dittua-8oelter)
- 130 -
Var,
aktivní zóna (3ens Lottee)
Určeni kritického tepelného toku (OsaaSkin)
Var.
sekundaml mtrenm PG (MlcWejev)
"f )
— Re
He < 2,000
t l
^- < D - - »*«-
,
4
1+000
- 131 -
/tu - relatívni výkon
í:
A -
raaktlvlta, a é m á hustota koncantraea itlpných produktQ rozpadová konatanta, sirné tapalné vodlvoat
/S - podlí zpeZdinýeh nautronfl A. . doba Slvota okaailtýeh nautrono ^
- Saa
& - anargla ^V/. afaktlvnl výtiiak T <- toplota \f - plocha Č . aitrné toplo K - poloair f . tlouifka G - průtok 0 . obvod £ - tapalný tok tlak koaflelant praatupu tapls
í-
koafidant traeleh strát
i
Varianta 6
fij „
výkon průtok re aktorem průtok pr acující smyčkou prňtok od stavenou smyčkou
i
i i \
0 ©hr.
100
\50
T[s)
200
325
Varianta 6 plota ohla#i*a kryti v alaté sial álolha qk/q eplsta s rsabtoru plata 4* a.a.
—
atfadnl t t«pi0ta p výstupní ——... vstupní t
tra 300
S
\ \
\
I
,
. ,
175 •
,
250
o obr.
400
V90
ľíú
2oo
- 134 D O E J
-
Y.HÁMIKA P A R A M E T R Ů P E I K í R I í H O K R U H U P i l Í Í K I K E Í C H I I E í U S í C E P R O V O Z I Í C H S T A V E C H E S V V Ě R 4 4 O
J. Rubek, P. Štirský, J. Markvart, E. Bednařík V referátu jsou kvalitativně a kvantitativně hodnoceny výsledky modelové analýzy přechodových procesů při vybraných extrémních provozních stavech JE s W E R 440 vzniklých při poruchách ze strany primárního a sekundárního okruhu. Ovedeaé výsledky podávají informaci o maximálních změnách a gradientech tlaků a teplot, které mohou být využity jako vstupní podklady pro výpočty dynamického p»m£t>^f*-f komponent primárního okruhu, & informaci o možnostech použití modela dynamiky EGÚ pro tyto práce.
2rovo2ních_stavech V EG(Í - pobočka Praha jsou prováděn; pomocí matematického modelu analýzy nestacionárních procesů jaderných elektráren (JE) s reaktory typu W E R 440 pro účely optimalizace systémů automatické regulace bloku, zpracování provozních předpisů a bezpečnostních zpráv. Sledovány jaou všechny hlavní technologické veličiny na hlavním toku energie a veličiny vstupující do systému ochran (zejména teploty, tlaky v primárním a sekundárním okruhu, výkony reaktoru, turbin atd.), a to při provozních a poruchových režimech bloku. Při analýze jsou vybírány režimy, které jsou reálně možné a které vedou k největším odchylkám veličin,, zejména tlaků a teplot. Proto získané výsledky mohou být využity rovněž jako vstupní informace pro výpočty danymického namáhání materiálu komponent jaderné elektrárny v možných extrémních podmín)£á.ch. Provozní hodnoty důležitých veličin JS se nohou pohybovat pouze v určitém rozsahu. Při dosažení mezních hodnot
- 135 - j z tohoto rozsahu dochází k okamžitému zapůsobení havarijních ochran bloku. V r^ípadě tlaku v primárním okruhu (10) je spodní mez dána hodnotou 10,79 i^Pa, která je stanovena z hlediska zamezení možnosti vzniku Krize přestupu tepla v reaktoru (jmenovitá hodnota'l2,27 K P a ) . Korní mez 14,4 1>-Pa je určena pevnostními hledisky. Maximální přípustná výstupní teplota chladivá reaktoru je stanovena 325°C (jmenovitá hodnota 300°C). Rovněž je určena minimální hodnota táto teploty. Pokud není dosažena, nesmí být reaktor uveden do kritického stavu. Rychlé časové zmeny tlaku a teplot chladivá v 10 uvnitř tohoto rozsahu určují síly, které jsou rozhodující z hlediska dynamického namáhání zařízení. Změny veličin jsou závislé na vnějších poruchách, které přicházejí ze strany 10 nebo sekundárního okruhu (110). Ze strany 10 jde o rychlé snižování výkonu reaktoru při poruchových režimech jako výpadek hlavních oběhových čerpadel 10 (HCČ), podání havarijní ochrany reaktoru třetího druhu (HO-III) atd. Ze strany 110 jde o poruchy typu rychlého odstavení nebo snížení výkonu turbin vedoucí k rychlým změnám tlaku páry v hlavním parním kolektoru (HPK). Oba tyto vlivy pak bezprostředně a rychle působí na změnu střední teploty chladivá v reaktoru, jejíž časový průběh pak určuje časové změny tlaku v 10 a výstupní teploty z reaktoru. S ohledem na omezený rozsah tohoto referátu jsou dále uvedeny pouze vybrané výsledky, které charakterizují vliv popsaných typů provozních poruch na velikosti a rychlosti změn tlaku v 10 a výstupní teploty chladivá reaktoru pro některé extrémní avšak reálně možné poruchové režimy JE. Na obr. 1 a 2 jsou zakresleny průběhy přechodového procesu pro poruchový režim současného výpadku dvou HCČ a rychlého odstavení obou turbin při nezapůsobení ochrany reaktoru HO-I, které kvalitativně ukazují základní charakter procesu i při běžných poruchách ze strany 10 a 110. Uvedeny jsou poměrné odchylky tlaku v 10 a 110 (/>_£» Ýr>e^'• Yýkoaíi
reaktoru a turbin
- 136 C<*_, y' JJ) » poměrné otevření r»g. ventilu obou přepouštěcích stanic do kondenzátora (FSK) a do atmosfér; (PSA) .•^hh&iľ-ha) a reaktivita, regulačních tyčí (iřk). Poměrné odchylky tlaků a výkonu jsou vztaženy ke jmenovitým hodnotám těchto parametrů. 7 tabulce jsou pak uvedeny maximálni, resp. minimální hodnoty tlaku v 10 (P-r) a výstupní teploty chladivá z reaktoru (T) při těchto režimech, režimech obdobných a rovněž pro případy s dalšími kumulacemi poruch. Tyto hodnoty jsou uvedeny též pro tlak páry (Ppg) v parním generátoru (PG), jehož dynamika je důležitá z hlediska dynamického namáhání tohoto zařízení. Protože na sekundární straně PG je parovodní směs v termodynamické rovnováze, ča sový průběh teploty směsi odpovídá průběhu tlaku v PG. V tabulce jsou uvedeny doby v s, za které jsou uvedené hod noty dosaženy. T PG extrém, extrém, hodnoty hgdnoty /MPa/
Poruchový režim
max
P I min
/MPa/
/MPa/
Výpadek obou turbin (nepodáni HO-I)
12,77 v I6s
11,85 v 128e
4,92 v 16a
300,4 v 12 s
Výpadek obou turbin (nepodáni HO-I, blokáda PSE obou turbin)
13,18 v 24s
11,56 v 139s
5,92 v 69s
301,1 v 19s
Odpojení blokového vypínače
12,75 v 15s
11,88 v 1508
5,02 v 20B
280,0 v 3008 a klesá
12,55 v 155s
11,94 v 65s
4,2 v 75s
280,7 v 88s
Výpadek 2 HCS
P
Tyto výsledky ukazují, že průměrné gradienty počátečních změn tlaku v 10 a 110 a teplot v PG jsou značné při poruchách ze strany 110 a pro uvažované extrémní případy se pohybují v rozmezí cca 0,03 - 0,04 MPa/s (pro tlak v 10),
- 137 - j 0,02 - 0,025 iOřa/e (pro tlaJc v PG) e cca 0,25°C/s (pro teplotu r PG). P i provozních poruchách na straně 10 jsou gradienty menší. Podstataě větší budou při havarijních stavech po zapůsobeni havarijní ochrany reaktoru £0-1 (podle výpočtu tlak v HPK a v PG je snižován e gradientem 0,02 MPa/a). Tyto případy ršaJc vzhledem JE omezenému rozsahu referátu nemohly být podrobněji prezentovány. 2. Závěr Yybrané výsledky v referátu uvedené byly získány pomoci nelineárního modelu dynamiky JI vytvořeného v EGÚ, který byl ověřen vůči měřením z JE 71, a to pro poruchy ze strany primárního i sekundárního okruhu. 7 modelu EGlí je věrohodně modelována činnost reálných regulačních obvodů, které výrazné ovlivňují průběh celého regulačního procesu v těchto provozních režimech. Pomocí modelu je možno získat dostatečně věrohodné informace o časových změnách důležitých parametrů primárního i sekundárního okruhu při extrémních provozních stavech, a to rovněž pro účely pevnostních výpočtů zařízení JE, jejichž experimentální změřeni vzhledem k bezpečnosti provozu (provozní předpisy), časovým konstantám čidel a nákladnosti měření často vůbec není možné. Závažnost těchto extrémních provozních stavů pro analýza je rovněž v tom, že nevedou k, havarijnímu odstaveni reaktoru a jejich přípustný počet za životnost JE je vyšší než pro případy, která k tomuto odstaveni vedou.
Obr. 1 Přechodové procesy p ř i výpadku dvou HCČ na výkonu 100 % N.
10*.
1.500
2.000 10*
S
Obr. 2 Přechodové procesy p ř i výpadku obou turbin na výkonu 1OO % N. a nezapůsobení HO-I
0.500
1.000
SEC X 1 0 "
Z
2.000
- 139 - ! MATEMATICKÍ- FíZIKAlSl ÍERI2DNIÍLNÍM
MODEL PROUDĚNÍ PAROVODNÍ
SMĚSI
V
PARCGEMERATCRU
W. Melecký Byl navržen a s e s t a v e n matanaticko-fyzikální model p o p i s u j í c í hydrodynaolku dvoufázové s a ě s i v horizontálním PG. Výpočty byly provedeny na stolním kalkulátoru HP 9830 A. Výstupní v e l i č i n o u ř e š e n í byl zvolen tvar h l a d i n y . Bylo provedeno k v a l i t a t i v n í i k v a n t i t a t i v n í srovnalí výsledků výpočtu s experimentálními údaji* , Znalost tvaru hladiny v parogenerátorech JE při různých r e žlaech j e v e l a i d ů l e ž i t á z h l e d i s k a správné separace páry, což J e d ů l e ž i t ý předpoklad s p o l e h l i v é h o a bezpečného provozu JE. J e l i k o ž v dostupné l i t e r a t u ř e nebyl publikován podobný výpočet, byl navržen a vypracován oateataticko-fyzikální model proudění parovodní směsi v horizontálním PG, P ř i tvorbě modelu byly p ř i j a t y některé zjednodušující předpoklady -týkající s e jak geometrie PG, tak charakteru proudění v mez i trubkovém prostoru* Geometricky b ý l PG nahrazen kvádrem o d é l c e rovné střední délce trubky, o s t a t n í dva rozměry byly z v o l e n y tak* aby z ů s t a l zachován tepelný výkra, p o č e t teplosměnných trubek a j e j i c h r o z t e č e . Tento výpočtový model byl r o z d ě l e n h o r i z o n t á l n ě na 50 úseků /označených J/, v e r t i k á l n ě na 20 úseků /označených K/. Předpokládá s e , že uvnitř každého e l ^ e n t u j s o u konstantní i tepelný výkon G /J,K/, hustota hmotnostního průtoku G /J,K/, s o u č i n i t e l t ř e n í dvoufázové směsi
Do každého úseku /J,K/ vstupuje pro pevné K obecně různá hustota hmotnostního průtoku o různé e n t a l p i i . Vlivem rozdílného tepelného výkonu v každém úseku / t e p e l n ý výkon k l e s á s rostoucím J/ budou i přírůstky e n t a l p l e a tím i p ř í r ů s t k y s u c h o s t i r o z d í l n é úsek od úseku. ' lakže r o z d í l n é budou i tlakové z t r á t y , což vede k přenosu hsoty a energie do úseků s n i ž š í m i tlakovými ztrátami, kterými j s o u
, - 140 úseky s nižšia tepelným výkonem. Výsledkem tohoto přenosu Je přerozdělení hmoty tak, aby tlakové ztráty ve všech úsecích /J,K/ byly pro pevné K stejné. V navrženém modelu se předpokládá, že tento přenos nastane "skokově" na hranici mezi K.a /K+l/. úseky; Na této hranici je tedy nutné přepočítat jak entalpie, tak hustoty hmotnostních průtoků, které pak slouží jako vstupní veličiny pro /K+l/.úseky. Pro každý úsek se dále vypočítává skluz S/J,K/, poměrný průtočný průřez y/J,K/» hustota dvoufázové směsi S^/J,ty a výška hladiny h /J,K/. Výsledný tvar hladiny je sestaven z hodnot h /J,20/ pro J - 1,2 . . . , 5 0 . Rjdle očekávání klesají výšky h /J,20/ s rostoucím J . Veličinou pro srovnání výpočtu s naBěřenýai hodnotami byl zvolen rozdíl Ah « h/1,20/ - b/50,20/. Byly zkousány vlivy různých paranetrů na tvar hladiny. Vstup* ní hodnoty pro základní výpočtovou variantu jsou uvedeny v tabule* TI. V tabulce T2 j e pak uvedena Jen ta vstupní hodnota, která se odlišuje od příslušné hodnoty v základní variantě. V souladu s experimentem bylo vypočteno, že zvyšování přívodu napájecí vody do míst s vyššiu vývinem tepla, má za následek výrazné vyrovnanější tvar hladiny. Tedy regulace přívodu napájecí vody je Jednoduchým způsobem vyrovnávání parního zatížení hladiny. Rozhodující v l i v na tvar hladiny má rozložení tepelného výkonu po délce -crubek, nikoli celkové množství tepelného výkonu. Při téaže celkovém tepelném výkonu j e pro jeho nevyrovnanější průběh tvar hladiny více nevyrovnaný. Tedy při zvyšování celkového tepelného výkonu PG Je nutné dbát na to, aby se zároveň nezvýšila nevyrovnanost jeho rozložení po délce trubky. Dalším faktorem, který má v l i v na tvar hladiny, Je celkový hmotnostní průtok. Ten Je dán součinem parního výkonu a cirkulačního č í s l a . Cirkulační č í s l o se ustaví na základě hydrodynamických poměrů a v okruhu a závisí na změnách vstupních veličin. Proto byl do modelu zahnut výpočet cirkulačního čísla pro každou výpočtovou variantu.
ft -
- Ul Ze zhodnocení výsledko plyaou rovaěX závěry, týkající se volby výpočtových vztahů • volby způsobu přenosu taoty a energie* Do výp»Stä Je nutné zahrnout příčný 1 podálný přenos haoty a ensrgie, je ntt&é uvažovat cklt*'aczi tézml, ostatní valičiny popisující dvoufázovou v i s 3* vhodné počít*t po<Sl» vztahů doporuSca^eh *ovět» tlcýa noraatlviB, Z tw«l«BÄK> vyplývá, £• aavrf«# nedtí. dává lcvalltativai správní výsledky, základní varianta / a s j b U ž l í skutrénéBU PG/ j e vzhledea ke zjedaoduSuJíeÍB předpoklaůům i v dobré kvantitativní Bbciě s e^ertoeotea. Model lze tedy použít k hydrodynaaickys výpo&tům a po daliía xpresneni k předpovědím tvaru hladiny pro r&zná provozní rezlay.
(V /2/
QKttrijev A # I„ Ebzlov J.7. a J . ; Zsaledovaniáa separaclji para v perogeneratoroeh ASS a WSS 440 Teploenergetika 12/1977 GidravliSeskij rasSot toteltiyeii agrcgatav, nonaativnij SasrgLe 197S
- 142 * Tabulka TI:
Vstupní údaje pro základní variantu
Veličina
Cía.
Označení
délka modelu (m) šířka modelu (za) výška modelu (m) parní výkon (kg/a) entalpife na dolní mezní křivce (kJ/kg) měrná hmotnost na 3 dolní mezní křivce (kg/a ) směrnice lineárního rozdělení napájecí vody tepelný výkon po délce trubky
hodnota
2 3 D o
9 2,278 1,649 125
i'
1129,4
e'
785,78
k
- 0.40
d
1
d
d
Q(J)-Q3 « p (-Q4J)
Q(J)
Q3 * 195 Q4 - 0.467 12
•
c
cirkulační číslo (-)
Tabulka 12:
Přehled výsledků variantních výpočtů
Varianta
Ah CnJ
základni
0.432
k =0 k = - 0.20 k = - 0.80
0.510 0. ÍS1 0.2&7
QCJ) Q(J)
= 200esp (-0.0395. J) = 200 exp (-0.0395. J),
Q(J)
= Q3 . exp
<- Q 4 .J)
'
Q
dli/11/ Q
c.lk
a110
%
Snom
0.507 0.540 0.462
- 143 flESEMÍ TERMO A HYBRODYNAMICKtCH PARDGENERÁTORECH Prof. Karel Hrabica,
PROCESU V HORIZONTÄIÄÍCH
Vtf VÍTKOVICE
R e f e r á t s e zabývá popisem matematického modelu, zpracovaného p r o řešení t e n o a hydrodynamických procesů v horizontálních parogenerátorech. Parogenerátory Jaderných elektráren jsou důležitým spojovacím článkem mezi prlmálním a sekundárním okruhem. Jejich úkolem je přenášet tepelnou energii předanou v reaktoru primární vodě na médium v sekundárním okruhu, jakož i spolehlivé oddělení radioaktivní vody, obíhající v primárním okruhu, od parovodní směsi a páry generované v sekundárním okruhu. Je tedy parogenerátor /PG/ důležitým prvkem z hlediska provozu JE a je také technicky složitým a značně namáhaným systémem* Značné požadavky na bezpečnost, spolehlivost, životnost, výkon a ekonomii provozu PG vyžadují spolehlivé kvantitativní informace o statických a dynamických charakteristikách PG při různých provozních režimech. Jednou z cest, jak získat tyto informace, je sestavení vhodných matematických modelů, popisujících chování PC při nestacionárních tepelných a hydraulických režimech a jejich řešení pro různé odchylky od ustáleného stavu. Byl proto zpracován, ve spolupráci s ČVUT v Praze, základní, nelineární matematický model pro řešení termo a hydrodynamických procesů v horizontálních tělesových PG typu PGV-213 a PGV-lOOO K, které jsou součástí JE WER-440 a WEFU1000. V navrženém matematickém modelu je primární okruh PG simulován soustavou s rozloženými parametry a sekundární okruh soustavou se soustředěnými parametry, t j . předpokládá se, že veličiny zúčastněné na procesu výměny tepla a hmoty v sekundárním prostoru PG nezávisí na prostorových souřadnicích, ale jsou jen funkcemi času. Tento základní dynamický model byl sestaven za následujících předpokladů*
1.
Zanedbává se výměna tepla mezi primárním médiea v kolektorech a sekundárním médiem. 2. Zanedbávají se ztráty tepla z povrchu bubnu PG do okolí - přeópokládá se dokonalé Izolace PG . 3. Předpokládá se, že pára odvedená z PG má entalpii na aezi sytosti. k. Předpokládá se dokonalé míšení nedohraté napáječi vody a parovodní směsí pod hladinou v bubnu a okamžité dohřátí napájecí vody na teplotu parovodní směsi. 5. Předpokládá se trvalý odluh PG rovný Z/%f parního výkonu. 6. Pro termo a hydrodynamické výpočty byl svazek teplosměnných trubek, sestávající z N trubek nestejné délky, nahrazen svazkem N trubek o střední délce L a stejné výhřevné ploSe. 7. Při řešení prostupu tepla stěnou trubky se zanedbává vedení tepla v podélném směru teplosměnné trubky. Termo a hydrodynamické procesy v horizontálních PG byly vyjádřeny systémem parciálních diferenciálnich rovnic, které uaožňují určit pro : A.
Primární
okruh horizontálního PG
1. 2.
Průběh tlaku primárního média podél teplosněnné trubky Pr&běh hmotnostního průtoku primár.média podél teplosaěnné trubky 3. Průběh entalpie, resp. teploty primář.média podél teplosm. trubky 4. Průběh teploty stěny teplosněnné trubky 5. Průbih hustoty tepelného toku z primář, média do stěny teplo» směnné trubky 6. Průběh hustoty tepelného toku z teplosaěané trubky do sekundárního média 7* Tepelný výkon přenášený z primárního do sekimdárního okruhu PG. B.
Sekundární
okruh horizontálního PG
1, 2.
časový průběh tlaku v sekundárním prostoru PG časový průběh objemu vodní a parní složky pod hladinou PG
- 145 3. 4. 5.
Časový průběh výSky hladiny v bubnu Časový průba množství páry uvolněné z hladiny a odváděné z PG /parní výkon/ časový průběh hmotnostního průtoku napájecí vody
Průběhy veličin, uvedených v odstavcích A, B tvoří základní terno a hydrodynamické charakteristiky daného PG. Navržený aystái nelineárních diferenciálních rovnic, popisujících dynamiku PG, lze ř e š i t Jen vhodnou numerickou metodou. Byla použita metoda konečných diferencií, která spočívá v tom, že derivace veličin podle souřadnice a času se nahradí diferencemi a neznalé veličiny se počítají po zvolených, dostatečně malých délkových a časových krocích. Pro nuaerické řešení takto vytvořeného systému diferenčních rovnic Je nutno sadat Jednak konstrukční, fyzikální a materiálové charakterlstlkyPC a Jednak počáteční a okrajové podmínky. Počáteční podmínky určují hodnoty tlaku a entalpie primárního média, teploty stěny teplosměnné trubky, tepelných toků podél trubky, počáteční parní výkon, tlak v sekundárais prostoru PG, tlak ve společnéa parnía kolektoru a teplotu napájecí vody na počátku nestacionárního deje, t . J . v čase t - 0 . Určí se ze stacionárního výpočtu. Okrajové podmínky určuji časové průběhy tlaku,hmotnostního průtoku a entalpie primár, média ana vstupu do PG a v sekundárním okruhu časové průběhy tlaku ve společném parním kolektoru, hmotnostního průtoku syté páry odváděné z PG, hmotnostního průtoku a teploty napájecí vody. Pro vyjádření okrajových podmínek bylo použito lineární aproximace tak, že daný, časově proměnný průběh okrajových veličin, obecně křivočarý, byl aproximován v dílčích časových Intervalech úsečkami. Kompletní matematický model se váemi doplňujícími výpočtovými vztahy, včetně regulace napájení, byl naprogramován na počítači ICL-2960 ve výpočetním středisku VÍTKOVIC a Je použitelný pro řešení tepelných a hydraulických procesů v uvedených typech PG,při stacionárních, přechodových a havarijních režimech.
L /
- 146 D Y N A M I C K É PGV
213
A
V L A S T N O S T I
PGV
PABOGEHERX'i'CRfi
lOOO M
Olga Ubrá
Obsahem príspevku je charakteristite navršených dynamických, modelů a příslušných výpočtových programů parogenerátorů PGV 213 a PGV 1OOO M. Modely jsou určeny pro vyšetřovaní přechodových procesů při mimořádných provozních a poruchových stavech JE. Pro posouzení dynamických vlastnosti obou typů parogeneratorů byly prováděny a porovnávány výpočty přechodových procesů při skokových měnách vstupních parametrů a byla vyšetřována citlivost modelů na změnu parametrů. Pro vyšetřování dynamických charakteristik horizontálních tělesových parogeneratorů PGV 213 (WER 440) a PGV 1000 M (WER 1000) byly vypracovány nelineární dynamické modely a příslušné výpočtové programy v jazyku FORTRAN 4. Modely slouží pro výpočty provossnieh a poruchových stavů JE včetně velkých poruch eDojených e netěsností primárního okruhu. Jsou určeny především pro dva druhy uživatelů a) výrobce parogeneratorů; zde obvykle Jde o aplikaci izolovaného modelu, při níž vazby na ostatní zařízení jsou nahrazeny okrajovými podmínkami, tj. vstupními daty modelu b) výzkum, projekci a provoz JE; zde je zpravidla model zařazen jako dílčí část do komplexního modelu celé JS a slouží pro účely bezpečnostních analys a optimalizace provozu. Naznačený rozsah aplikací vyžaduje vysoký stupeň univerzálnosti modelu; musí být schopen řešit 1 mimořádné podmínky jako jsou výskyt primárního média v dvoufázovém stavu, výskyt obráceného směru toku tepla nebo změna toku primárního média. Oba typy parogeneratorů jeou obdobné koncepce tu konstrukce, proto i přístup k řešení jejich modelů je shodný. Primárni strana parogeneratorů je simulována soustavou s rozloženými parametry, sekundární strana soustavou se soustředěnými parametry. Proces varu je uvazován za podmínek termodynamické rovnováhy. Pro přenos tepla je aplikován jednoduchý model plateý pro tenkostenné trubky a je provedena korekce na konečnou vodivost stěny. Oba modely se vsájeane lisí pouze v některých dílčích metodikách jako např. ve spůfcobu stanovení změn akumulovaného tepla v kovových haotách nebo ve stanovení potřebných statických závislostí pro výpočet dynamiky hladiny.
H-
- 147 - i U cbou modelů byla vyšetřována citlivost na zněnu parametrů a byly prováděny výpočty při obdobných poruchách. Výsledky těchto výpočtů poskytuji možnost porovnáni dynamických vlastnosti obou typů paroganerátorů. Pro ilustraci jsou na obr. la, lb; 2a, 2b; 3e, 3b uvedeny výsledky výpočtů oběma modely pro následující poruchy : 1) Změna vstupní teploty primárního média skokem o 20°C. Ha obr. la jsou znázorněny pro FGV 213 a na obr. lb pro FGV 1000 M časové průběhy tisku, sekundárního média F, parního výkonu A a entalpie primárního xédla na výstupu z paroganerátoru I v prvních 30 vteřinách přechodového procesu. 2) Zněna tlaku primárního média na vstupu do parogenerátoru skekem na 75% jmenovité hodnoty. Na obrázcích 2a, 2b jsou vyneseny časové průběhy F, O, I a tlaku primárního média na výstupu z parogenerátorů P^. 3) Změna průtočného mmožstvi priBárnlho aédia na $0% jmenovité hodnoty. Na obrázcích 3ft, 3b jsou znázorněny P, D, I a průtočné množství priaáraíiso aédia na výstupu % parogenerátoru 0. Z naznačených průběhů přechodových procesů je zřejtté, že dynamické vlastnosti obou parogenerátoru jsou velai podobné. Charakter odpovídajících al křivek je shodný a rovnšž ustáleni probíhá podobným způsobem. Literatura : 1) Ubrá 0., Skokan V., Lidický B.: Zpřeariěnl nelineárního aodelu parogenerátoru Výzbnuoá zpráva ČVUT FSI Z 230/78 2) Ubrá 0., Lidický B.: Parogemerátor KPT 1000 M Výskuuná zpráva čfTTT PSI Z 268/91
- 148 -
y
10
1b)
20
IS1
m>r
V
^_ 10
2a)
25 t LsJ 30
- 149 -
350 300 250 200
-1_.1— J
10
2b)
3 bi
*
1—J
1
i-
20
25
S
*
LS]
|
30
,- 150 VLIV ROZDELENÍ PRIMÍRNl VODY DO TEFLOSMENNÍCH PAROGENERÄTORU NA TERMOHYDRAULICKf VtPOCET PG
TRUBEK
Ing. Cudovít Papp, VIJ VÍTKOVICE V referáte je diskutován vliv razných zjednodušujících předpokladů týkajících s e rozdělení primární vody do jednotlivých trubek parogenerátoru na dobu trvání a přesnost tepelného a hydraulického výpočtu horizontálních parogenerétorů. V běžných tepelných výpočtech PG se zpravidla svazek teplosměnných /35/ trubek různých délek nahrazuje hypotetickým svazkem trubek stejné, střední délky /var.A/» ve kterých proudí primární voda shodnou rychlostí. Vlivem rozdílnosti délek US trub ve skutečném parogenerátoru jsou však hmotnostní toky M., v jednotlivých trubkách obecně razné. Jelikož součinitel přestupu tepla z primární vody do stěny TS trubky závisí na Reynoldsovém čísle RE.* - t.j. také na hmotnostním toku M., v trubce - je zřejmé, že předpoklad M., = Ti a L, = T ovlivňuje přesnost tepelného výpočtu. Rovněž tlaková ztráta vypočtena na základě těchto předpokladů se bude lišit od tlakové ztráty na skutečném svazku TS trubek. Přesnější výsledky dostaneme, když před tepelným výpočtem určíme jednotlivé hmotnostní toky M., v trubkách délky L. s tím, že zanedbáváme vliv entalpie primáni vody na hydraulické poměry ve svazku IS trubek /var.B/. K získání přesného řešení je pak nutné zahrnout do výpočtu rovněž tento vliv /rftzný průběh entalpie v jednotlivých trubkách /var.C/. Vlastní termohydraulický výpočet spočívá v řešení rovnice zachováni energie Z
- 1 5 1- í Nyní přistoupíme k popisu termohydraulického výpočtu podle Jednotlivých variant, čímž současně posoudíme časovou náročnost té které varianty. Zde je vhodné upozornit na skutečnost, že veličiny vstupující do rovnice /2/ se počítají Již při řešení rovnice / I / , Jelikož pro určení součinitele přestupu tepla z primární vody do stěny TS trubky je nutné u r č i t také Re. a tudíž rovnice /l/ a /2/ se řeší prakticky současně. A.
Po dosazení středního hmotnostního toku H a střední délky Ti do rovnice /l/ a /2/ se Jedním výpočtem získá konečné řešení,
B.
Pomocí iteračního předpisu / 3 , 3a/ se vypočtou hmotnostní toky Mj v Jednotlivých trubkách. Pro každou dvojici M. a L., se řeší pak rovnice / I / a /2/. Jelikož doba výpočtu haotnostních toků M., podle /3,3a/ je vzhledem k době řešení rovnic /l/ a /2/ prakticky zanedbatelná, je celkový výpočtový čas této varianty N-násobný v porovnání s var. A /N je počet různých uvažovaných délek L./.
C.
Zvolí se výchozí rozdělení primáni vody M.' ' . Pro každé J se ř e ' í rovnice / I / a /2/. Pokud /í A p. - &V\r^ ^ ^ /zvolená přesnost řešení/, podle vhodného iteračního předpísi. např.
L
M,
se určí nové hodnoty M., a výpočet / ! / a /2/ se opakuje. Výpočet se tedy provádí /P.N/-krát, kde P je počet iterací nutný k dosažení požadované přesnosti.
A f• ;„>
- 152 -
kde <ST j e vnější průměr TS trubky a q" j e hustota tepelného toku a rovnice zachování hybnosti,která má po integraci tvar:
*H
kde
S J e světlý průřez
J
l
Pj
**,
fo'
^ 0
2
?
TS trubky,
djjj hydraulický prSměr TS trubek, ii P
souSinitel t ř e n í , r e s p . f v j e hustota primární vody na vstupu,resp.výstupu TS trubky a
' 1
resp. 3 2 jsou součinitelé resp. výstupem.
místních z t r á t vstupem,
Ve variantě B lze u r č i t hmotnostní toky v jednotlivých trubkách jednoduše pomocí iteračního předpisu
/k/
/K+l/
/k/
M.,
kde N M
d H
1/2
- 153 -
Prakticky byly porovnány výsledky jednotlivých variant ve svazku 3 trubek délek 5; 10 a 15 m a svazku s délkami 10; 12,5; 15 m. Parametry primárního a sekundárního media byly voleny podle WER 440. Výpočty byly provedeny pro hmotnostní toky 0 , 1 ; 0,353 a 1 kgs . Výpočty byly provedeny na kalkulátoru H-59. V t a b . l jsou uvedeny výsledky pro svazek 5; 10 a 15 m a v tab. 2 výsledky pro svazek 10; 12,5 a 15 m. "InV
0.353
i
3
C
0.12915 0,09413 0.07672 4 891 3
ä"ň
0.12928 0.09407 0.07665 4 890
Q
1 B
C
0.44797 0.449B0 ,'1.25015 ' 1 . 2 5 6 ; : 0.33504 0.33436 C.954S9 C.95327 0.27599 '• 0,27482C.7i?i?2.C.7?:23 ! 47 -633 31£ GC3 317 577 47 692
10
59 133 59 -125 5 448 62 631
A • P
C
iii
0.1
i-ietoda ^
1
412
32
25G
3 515
168 538 168 333 322 762 322 319 52 400 345 552 356 562 188 625
Tab. 2
Ľ
10
U
12.5
C
15 *p
/Áp'i-éP/max
£^ A
Q
0.353
0.1
M Metoda
.
B
0,11065 0,09907 0.09028 6 828
0.11067 0.09906 0.09027 6 828
1
2
63 306 63 305 6 638 63 570
C
0,388,50 0.35006 O.32O44 62 285 20
1 B
'B 1,09712 1,09451 0.99248 C.99223 0.9126i O.91CČ5 4G7 828 407 752 1 640 20C 399 982 1399 902 413 433 406 731 C
0.38897 0.34998 0.32007 62 279 150
197 912 197 894 63 227 200 781
'
- 154 -
Při volbě výchozího rozděleni primární vody ve variantě C M .rfi byl počet iterací F nutný k dosažení přesnosti lepší než ve var.B cca 5. Jak je vidět z uvedených výsledků, Jednoduchý výpočet /var. A/ dává pro běžný konstrukční výpočet uspokojivé výsledky. /Chyba v určení Q » 10% a v určení Ap i 10%/. V případech, kdy je požadována vyšší přesnost výpočtů, zcela vyhovuje podle var. B / A Qi0 f 15 %} ^ M p / » 0,l#/. Varianta C je časově velmi náročná a nepřináší podstatnější zpřesnění výsledků.
- 255 - )
D OZ OS
V J AD£ S Nž
£ N J E f l G E T I C £
J A K O F K O S T 8 J £ D Í . K K Z A J I Š T E N Í
J A K O S T I
A B E Z P E Č N O S T I
T f i C H N I C K f C H
Z i S Í Z í N Í I n g . Z d e n ě k Duba Keferát pojednává o kriteriích pro volbu zařízení^činností či operací vybraných k výkonu státního odborného dozoru, objasňuje nutncst zavedeni dozoru již od fáze projektování, navrhováni a konstruování vybraných zařízení či částí staveb. Uvádí ekonomickou úvahu o efektivnosti provádění kontrol a dozoru a na příkladu dozoru hromadné výroby aaaíur uvádí zavedení výše uvedeného postupu do praxe. V druhé části jsou zahrnuty základní právní předpisy vydané ÍIÍBP v oblasti dozoru nač bezpečností technických zařízení v JE se zešeřením na novelizovanou vyhlášku "K zajištění bezpečnosti tech.zařízení v JS". Specifické rysy dozoru v oblasti jaderné energetiky spočívají především ve výběru činností, které tomuto dozoru podléhají a ve způsobu zajišíování a metodického řízeni tohoto dozoru. . Výběr oblastí dozoru Dozor i v ooecném slova smyslu je vždy zaměřován na ty činnosti, zařízení či úkony které svojí povahou či významem jsou pro výsledný efekt (nepř. budoucí provoz jaderné elektrárny) zásadním způsobem důležité-nebo pro společnost představují samy o sobě (nebo při mimořádných situacích - např. při poruše) potanciální nebezpečí. Z těchto dvou základních hledisek vzniká obvykla celospolečenská potřeba dozoru. Da.iAí a následnou otázkou je*jaké činnosti či zařízeni mají v organizačně a technicky složitém celku, jakým jaderné elektrárny bezesporu jsou, kličový význam. Výuěr činností či zařízeni vybraných k výkonu státního odborného dozoru nelze jednoznačně zaměřit metodou hlavního
I
- 156 » článku, nebol ne činnosti či zařízení největáí, nejtěžší či největšího průměru (světlosti) apod. mají jednoznačně nejvýznamnější dopad na celkovou bezpečnost a spolehlivost jaderné elektrárny jako celku. Tato často používaná praktika výběru měla svoje zákonité opodstatnění v klasické technice, kde i riziko poruch a především následků těchto poruch je prověřeno dlouholetým provozem zařízeni a poruchy mají svoje příčiny a to většinou exaktně indikovatelné a měřitelné - tlak, teplota apod. Ve složitých systémech je však nutno provést funkční analýzu skutečného vlivu jednotlivých činností, zařízení či uzlů jednak z hlediska vzniku jejich nejpravděpodobnější závady, jejího rozvoje (trhliny, netěsnost apod.}, iniciace následných závad u navazujících prvků (ale i činností). Výše uvedená analýza a následný výběr je velmi důležitý protože s přesnou logikou přisoudí v konečné fázi každému prviai (zařízení či činnosti) jeho adekvátní důležitost a tím i určí míru pozornosti, které je mu třeba věnovat i z hlediska dozoru* Na základě takto provedeného výběru, ale až po ověření správnosti provedeného výběru v praxi, je možno zpracovat kontrolní seznamy a podle nich provádět exaktní a tím i svojí opakovatelností a četností objektivní dozor a jeho následné vyhodnocování. Přípravná fáze však je a nadálezůstane základní a nejdůležitější etapou vyžadující tvůrčí a analytický přistup a vysokou technickou odbornost. Pokuá se přidržíme výše uvedeného postupu, který je ověřen prakticky jak v SSSR taľi i dalších průmyslově vyčpělých zemích pro oblast JE, dojdeme k otázce kdy s tímto výběrem a následným dozorem začít. OdpověS opět nelze odvozovat ze zkušeností z konvenčních odvětví strojírenství, kterým na základě dlouhodobé praxe a zkušeností postačoval kontrolní systém u dokončovacích operacích ve výrobě, montáži, odzkuáování pří uvádění do provozu a v následném období pouze při periodických opravách a údržbě, jejichž četnost však byla dána nikoliv predikcí skutečného stavu, ale zkušenosti.
- 157 - I
Složitost systému jaderně energetických zařízení a samozřejmě i řádově vyšší úroveň následků potenciálních havárií a poruch si vynutila i nový náročnější přístup ke kontrole a dozoru a sice jíž od fáze přípravy či záměru výstavby jaderně energetického zařízení. Tímto se posouvá vzhledem k ostatnír. oDiastex nutnost provádění dozoru výrazně "dopředu" a zahrnuje celou řadu etap před vlastní výrobou zařízení či výstavbou jaderné elektrárny, z nichž za nejdůležitější lze povníovat oblast projektování a konstruování. Ve svém důsledku to znamená, že se rozšiřuje oblast dozoru natolik, že pravděpodobnost zachycení chybného postupu, operace, výpočtu a jiných činností aajících negativní vliv v budoucím období provozu jaderně energetického zařízení se výrazně zvyšuje. Výhoda prodloužení časové osy dozoru se na druhé straně "platí" zvýšením objemu kontrolních činností a to stiniaálně v přímé úměře. Výše uvedené konečně dokazují i celosvětové zkušenosti. Aniž bych zde chtěl zabýhat do oblasti ekonomických otázek, musíme ai uložit otázku - stojí to za to ? - vyplatí se to • - Odpověa je jednoznačná - ano. M k a z ů o tomto tvrzení existuje celá řada. Uvedu zde dva z mnohých: 1) co se nepodaří vyřešit v projektu je více méně neřešitelné později, zejména z hlediska návaznosti na funkci ostatních celků, uzlů, zařízení a?od. a tudíž jsou nesmírně drahá jakákoliv nápravná opatření s
2) čím složit jší systém,tím vyšší je jeho cena a včas neodhalené chyby jsou adekvátně drahé. Na druhé straně je ovšem třeba otevřeně říci, že nelze jednoznačně vyjádřit exaktní úsporu vzniklou kontrolní a dozorčí činností, protože jde o činnosti především preventivního charakteru, které se m j . prolínají tak dlouhým obdobím, že účet typu má dáti - dal se pro tuto oblast nehodí. Formy, metodický výběr a řešení nejvhodnějšího způsobu dozoru musí vycházet ze snahy po maximální efektivnosti dozoru. Při složitosti systému jaderné elektrárny nelze prakticky zajistit 100 % objem dozoru nad každou činností, operací, zařízením eventuálně prvkem zejména je-li předmětem hromadné výroby e
- 158 -
samozřejmě není ani účelem dozoru nad všeai těmito činnostmi provádět dozor. xToto musí být následně proveden i výběr těch operací,které mohou mít na následnou jakost již dříve vybraného projektu, výrobku či stavební části zásadní vliv. Tím se vytvoří předpoklad proto, že vznikne jakási sít kontrol, či kontrolních uzlů,která vyloučí aby vadné operace, polotovar či výrobek postoupily déle v příslušném procesu a příslušné chyba se šířila dál. lento postup výběrem tzn. - výoěr důležitých zařízení dle skutečného významu jejich funkcí apod. - následný výběr jednotlivých činností důležitých pro vznik kvalitního projektu, polotovaru či výrobku vybraných dle •v'ýže popsaného postupu - konečné formy četnosti a hloubky kontrolních a dozorných činností se tedy logicky uzavírá a znamená systematický přístup k procesu zvyšování jakosti a spolehlivosti jaderných elektráren jako systému a zároveň respektuje reálné podmínky,tj. omezený počet kvalifikovaných pracovníkůjkteré je mož.no vyčlenit pro kontrolu a dozor, finanční náklady i reálně postižitelný objea činností z hlediska dozoru. Jak už jsem se výše zmínil "tato racionalizace" kontrolních a dozorných činností je nejlépe patrná u hromadné výroby. Jako příklad lze uvést dozor nad výrobou a zkoušením armatur. Dozor nad výrobou a zkoušením armatur pro jadernou energetiku zabezpečují IBP pro hl.m. Prahu, Hradec Králové a Ostravu u výrobců k.p. Sigma Xodřany, Dolní Benešov, Česká Třebová a Opava a to u armatur vybraných § 1 vyhl. ČÚBP č. 6/1979 Sb. a registraci uvedenou v částce 2O/19S1 Sb.'ze dne 1. 4. 1980. Dozor nad touto výrobou a zkoušením můžeme rozdělit do dvou úrovní; - príprava a účest při schvalovacím řízení při tvorbř normativně technické dokumentace v souladu s zákonem 96/1964 "0 technické normalizaci" a zákonem č. 174/1966 Sb»
- 159 - I - dozor nad dodržováním predpisu (ČSN, XP a ostatní norma-
•
t i vně technické dokumentace) ve výrobním a kontrolním
',
proeeau.
~
Dozor k první úrovni vychází jak bylo výše uvedeno, z ustanovení zákona 96/1964 Sb. a vyhlášky 97/1964 Sb. a z ustanovení Metodického pokynu ÚNM a SA č. 9/1971 a snahou orgánu dozoru je zajistit přípravu normativně technické dokumentace vytvářející předpoklady k dosažení vysokého stupně technické bezpečnosti jednotlivých komponent. Při činnosti v úrovni dozoru ve výrobním a kontrolním procesu se jedná o výběrovou a namátkovou fyzickou kontrolu technologických, zkuSebních a kontrolních operací, vedení předepsané dokumentace, vydávání osvědčení, značení dodávek apod, a hlavním cílem je minimalizovat pravděpodobnost selhání funkce zařízení, vyloučení závažných nedostatků a zamezení iniciace materiálových vad a jejich rozvoje. K. dozoru ve výrobě a následné kontrole armatur byly vybrány operace jejichž kvalitní provedení a vyhodnocení má zásadní vliv ne jsxost (prokázání jakosti) dozorované armatury. Při výrobě je kladen důraz na dozor napr. při svařování svarů těleso - příruba a z kontrolních operací se s největší četností dozoruje provádění tlakových zkoušek, zkoušek těsnostníchs zkoušek hermetičnosti, pevnosti, defektoskopie icých zkouěek, zkoušek funkčních aood. Četnost dozoru při ověřování těchto operací je dána a limitována možnostmi orgánu dozoru 5 t j . počtem kvalifikovaných pracovníků vyčleněných k výkonu dozoru,, množstvím vyráběných a k dozoru vybraných armatur, náročností požadavků na ověřování kvality armatur a v neposlední řadě kvalitou ověřovaných operací přičemž i četnost dozoru u jednotlivých výrobních a kontrolních operací je proměnlivá a závisí především na posledně jmenovaném faktoru. Výée uvedený dozor nad výrobou a zkoušením armatur předchází dozor nad výrobou výkovků armatur a základních materiálů k těmto armaturám* Po ukončení výroby a kontroly armatur je dozor vykonáván při následné montáži, zkousaní a provozu armatury v koaplexu jaderně energetického zařízení. Tímto je v praxi značně zvýasna pravděpodobnost toho, že se podaří zachytit vadný článek v procesu navrhováni, konetrůování, výroby
. 160 jsontroiy či montáže komponenty mající vliv pri následném provozu n& oezpečnost jaderně energetického zařízeni a v praxi j= tímto dokumentované vyše citované "prodloužení časové osy" dozoru. Základní právní podklady pro výkon státního odborného dozoru československý systém státního odborného dozoru v jaderné energetice respektuje plně nové požadavky které jsou vyvolány rozvojem čs. jaderného programu. Opírá se především o aíí inspektorátů bezpečnosti práce, které disponují zkušeným kádrem pracovníků s mnoholetou praxí ze strojírenské a energetické oblasti. lento systém byl ustaven na základě úkolu usnesení předsednictva vlády SSSR č. 195/1977 a návazných usnesení vlád ČSR č. 292/1977 a SSR č. 303/77. Dozor jak bylo výše,uvedeno, zahrnuje oblast navrhování,konstruování, projektování, výroby, výstavby, montáže, uvádění do provozu, provozu a likvidace komponent principiální důležitých z hlediska technické a tím i jaderné bezpečnosti a vztahuje se na zařízení uvedená ve vyhlášce 5Ú3P č. 6/1979 áo. (SSR č. 7/79 S b . ) . Tato vyhláška byla doplněna registrací ze dne 1. 4. 1980 vydanou ve Sbírce zákonu v částce 20/1961 Sb. Výše citované vyhláška spolu se zákonem č. 174/1968 Sb. "0 státníci odborném dozoru nad bezpečností práce" byly základními právním podklady pro výkon státního odborného dozoru v jaderné energetice. Vzhledem ke zkušenostem státního odborného dozoru za uplynulé období, zkušenostem partnerského dozoru SSSR Gosgortěchnadzor a v neposlední řadě vzhledem k získaným zkušenostem z provozu jaderných elektráren typu W E R , kdy více než 50 % evidovaných poruch spadá na vrub elektrozařízeni a z toho aai 38 % na vrub kontrolních a měřících přístrojů a aparatur (viz napí-. Atomnaja energiji č. 50/1981 P.J. Ovčinikov - 7,8 * primární přístroje, 20 % sekundární přístroje, 10,4 * propojovací linfcr, 7,8 % vypínače a spínače) a pouze 30 * poruch z tohoto výběru spadá do množiny zařízení vybraných k doaoru vyhláškou č. 6/1979 Sb. bylo rozhodnuto vyhlášku novelizovat*
! ^ .:--,
- 161 -
Sna&ou při novelizaci vyhlášky bylo rozšířit výběr zařízení o další zařízení důležité z hlediska technické bezpečnosti při zachování pozitiv uvedených ve vyhlááce č. 6/1979 Sb. a o Zdůraznění faktorů mající zásadní vliv na dosaženi vysoké spolehlivosti jednotlivých komponent jaderně energetického zařízení např. : - použití spolehlivých vyzkoušených a ověřených konstrukcí a jejich postupné zdokonalování; - pečlivá kontrola všech součástí všemi dosažitelnými prostředky pri výrobě a montáži a s tím souvisící zvyšování kvality řízení při výrobě a montáži jako základu provozní spolehlivosti a prostředku pro snížení pravděpodobnosti poruch a poškození (viz výnos ČSKAE č. 5/79 zpracovávání bezpečnostní dokumentace a programu zajištěni jakosti). Zdokonalování technologií, montážních a výrobních postupů a svařování a zdokonalování metod a aparatur pro kontrolu svářečských prací; - spolehlivé přístrojové vybavení na sledování bezpečného provozu, zdokonalování a zvyšování technické úrovně provozu (průběžnou nebo periodickou kontrolou nejdůležitějších částí během provozu); - zvýšení účinnosti inspekcí zamierených na dodržování směrnic a technicko normativních dokumentů v průběhu výroby, montáže a provozu zařízení jaderných elektráren; - ověřováni kvalifikace provozních a technicko-řídících pracovníků. S ohledem na výše uvedené slcutečnosti byla zpracována vyhláška, která byla projednána8ustředníai orgány fisSR, a orgány státní správy. Tato vyhláška nese název "Vyhláška k zajiatění bezpečnosti technických zařízení v jaderné energetice". Text vyhlášky byl též konzultováni se sovětskými odborníky.
k: ÍK [-
- 162 -
fiozsah zeřízení vybraných vyhláškou k výkonu státního odborného dozoru v jaderné energetice obsahuje s výjimkou armatur a potrubí primárního okruhu Js 50 — 70 všechna zařízení vybraná vyhláškou č, 6/1979 Sb., ale je doplněn o zařízení zabezpečující signalizaci, měření, regulaci, napájení, ovládání a ochranu vybraných systémů důležitých z hlediska technické bezpečnosti jaderno energetického zařízení (tato elektročást doposjd byla dozorována obdobně jako v klasických energetických zařízeních dle vyhlášky 20/1979 S b . ) , dozor bude prováděn i nad vybranými stavebními částmi - např. hermetická zóna.
•"; ',-• : B
Vyhláška je rozdělena na několik částí: - na část týkající se navrhování, projektování, konstruování a dokumentace ve které jsou řešeny otázky posuzování a předkládání dokumentace státnímu odbornému dozoru, stanoveny základní požadavky na jej^ obsah; - na část výroby, montáže, rekonstrukci, oprav a dovozu zařízení. V této části je řešena problematika vydáváni oprávnění příslušným organizacím k činnosti, vydávání stanovisek orgánu SOD ke konkrétním těmto činnostem. J sou zde také zároveň stanoveny základní požedavky na obsah průvodní technické dokumentace vybraných zařízení a zároveň jsou v této části obsaženy požadavky na ŕiélku archivace prvotní dokumentace, její obsah, na kvalifikaci pracovníků provádějících prohlídky, zkoušky a revize zařízení a jsou s tanoveny základní povinnosti při dovozunzařízení ze zahraničí}
f
- v další části vyhlášky je řešena problematika evidence zařízení. Základním cílem evidence zařízení .je dosáhnout toho, aby provozovatel zařízeni obdržel od svých dodavatelů kompletní průvodní technickou dokumentaci zařízení s vyznačením všech změn a doplňků - tedy dokumentaci skutečného stavu zařízení; - v další části jsou shrnuty požadavky na stavebníka a provozovatele v etapách komplexního vyzkoušení jaderně energetického zařízení v období provozu až po úmysl zařízení vybraná touto vyhláškou k výkonu dozoru likvidovat. Požadavky jsou opět stanoveny s cílem zajištěni technické bezpečnosti zařízení,
\* 1
- 163 ověření bezporuchovosti zařízení (tj. schopnosti plnit nepřetržiti předepsané funkce po stanovenou dobu a za stanovených podmínek) a tím i zajištění vyšší spolehlivosti zařízení; - závřrečná část vyhlášky hovoří o všeobecných, přechodných a závěrečných ustanoveních a jsou zde stanoveny zejména tercíny vydávání oprávnění, osvědčení o odborné způsobilosti pracovníků a stanovisek z výkonu dozoru ve smyslu této vyhlášky. Úřady bezpečnosti práce CSR a SSfi plní v systému zajišťování kvality svoji nezastupitelnou a neopomenutelnou funkci dozoru. Tímto rozumíipísemne doloženou činnost prováděnou na podkladě provedených.setresí, zkoušek a vyhodnocení objektivních podkladů ke stanovení adekvatnosti a souladu předepsaných postupů, instrukcí, specifikací, norem, technických podmínek, prováděcích předpisu případně jiných normativně technických dokumentů. Prověřuje se též účinnost uplatňování výše zmíněných dokumentů na požadovanou jakost při výrobě, výstavbě, provozu včetně zachování á zhodnocení dlouhodobé provozní způsobilosti zařízení. Dozor zahrnuje též kontrolu a ověření výsledků a provedení inspekcí a zkoušek předepsaných PZJ a provozní kontroly, provozními předpisy apod. Výsledkem dožeru je doklad k průvodní dokumentaci výrobku vydaný formou závazného stanoviska (od nabytí platnosti novelizované vyhlášky ClíůP - stanoviska) o činnostech nebo stavech zařízeni (komponent) které jsou předmětem dozoru. lyto dokumenty vydávají orgány státního odborného dozoru na základě protokolů z provedsných šetření o tom, že byly předepsaným způsobem provedeny všechny ověřované operace k zabezpečení jakosti*
- 164-
K O N C E P C I A
P R E V X D Z K O V E J
Z A R I A D E N Í
J E
RVHP
A
VO
S
V V E R
4 4 0
D I A G N O S T I K Y v
K Ä A J I H Í C H
F Í N S K U
I n g . Ivan J a r o š V článku sa pojednáva o prístupe jednotlivých krajín RVHP a Fínska k otázkam prevádzkovej diagnostiky dôležitých zariadení JE s TVER 440, Podáva sa analýza ohla&om diagnostikovaných zariadení a sledovaných javov^ používaných diagnostických metód a organizačného zabezpečenia vykonávania vlastnej diagnostiky. Ckrera toho pozornost je venovaná aj otázkam ekonomickej efektívnosti zavádzania systémov prevádzkovej diagnostiky na JE.
1. tfvod Snaha po zvyšovaní bezpečnosti a spoíahlivosti prevádzky jadrových elektrární vedie v celosvetovom merítku k zvyšujúcim sa požiadavkám na spoíahlivost jadrových energetických zariadení (JEZ), k zavádzaniu ochranných havarijných systémov a periodici'ých kontrol materiálu týchto JEZ a taktiež k zavádzaniu kontrolných systémov pre kontinuálnu kontrolu stavu JEZ počas ich prevádzky. Posledné z nich, tzv. systémy prevádzkovej diagnostiky, zaznamenávajú v poslednej dobe rýchly rozvoj a dnes by sme tažko našli vyspelú priemyselnú krajinu, ktorá by sa touto problematikou nezaoberala^ Tak je tomu aj v prípade krajín RVHP kde sa intenzívny výskum v tejto oblasti vedie v ZSSR, NDR, ČSSR a v MĹR. V rámci RVHP je problematika rozvoja diagnostických metód v podmienkach JE s reaktorom typu W E R zahrnutá aj do činnosti 5« sekcie stálej Komisie pre elektrickú energiu RVHP. V roku 1977 bola touto komisiou prezentovaná správa "Skúsenosti s použitím vibroakuatickej metódy na blokoch NVAE. Návrhy na prístrojovú inštrumentáciu a zdokonalovanie metody". Materiál sa zaoberá princípom vibroakustickej (VA) diagnostiky hlavných JEZ a úlohami, ktoré diagnostika musí riešit. fialej sú tu uvedené požiadavky na snímače, predzosilňovače, kabeláž a meraciu a vyhodnocovaciu techniku, metódy analýzy VA signálu, dosial zís-
- 165 -J kané skúsenosti v ZSSR a doporučené smery Salších prác v tejto oblasti. V cl&läom je aveč.ený prehíad o prístupe k problematike rozvoja a aplikácie mst-Jd technickej diagnostiky na JEZ s W E R 440 v ZSSRt TOR, 5SSR, UÍR a vo Pínsku. 2. Prevádzková diagnostika JEZ v 2SSB Zahájenie prác v oblasti aplikácie metód technickej diagnostiky na JEZ v ZSSR je možné datovaí do roku 1971, kedy bol na novovoronežskej atómovej elektrárni (NVAE)- zahájený výskum technologických šnmov a potom aj skúšobná prevádzka systému TA diagnostiky vnitroreaktorových zariadení (VRZ) a hlavných cirkulačných čerpadiel (HCČ). Vychádzalo sa z obecných poznatkov, že hlavným zdrojom informácií o technickom stave JEZ sú technologické šumy a síce : vibroakustické (štrukturálne) hydraulické neutrónové teplotné. Rozvíjajú sa metódy založené na meraní a analýze prakticky všetkých druhov šumov, avšak najväčšia pozornosť bola a je venovaná vibroakustickej metóde, založenej na meraní a analýze vibrácií a štrukturálnych šumov snímaných z povrchu jednotlivých zariadení piezoelektrickými snímačmi zrýchlenia pracujúcimi v oblasti do 15-20 kHz. Rozvoj jednotlivých diagnostických metód je orientovaný na kontinuálnu diagnostiku technického stavu HCČ, VRZ a aj kondenzátnych čerpadiel. Tieto metódy sú zamerané na zisíovanie nadmerných vibrácií VRZ, prítomnosti volných častí v primárnom okruhu, stavu jednotlivých skupín HCČ, opotrebenie ložísk a kavitáciu u kondenzátnych čerpadiel a pod. Vlastná problematika je riešená hlavne na NVAE, kde je vytvorený tzv. vedecko-technický odbor. Určité práce v oblasti diagnostiky, zvláší v počiatkoch pri uvádzaní jednotlivých blokov HVAE do prevádzky, boli vykonané aj vo VTI Moskva a v IAE Kurčatova. Okrea toho sa v poslednej dobe do riešenia tejto
- 166 problematiky zapojil aj novozaložený VNIIAES v Moskve a voroněžský polytechnický institut, v spolupráci s ktorým bolo aj vyvinuté monitorovacie zariadenie pre kontinuálnu VA diagnostiku HCÔ a reaktora.. Toto zariadenie priebežne paralelne na 24-och kanáloch monitoruje úroveň vibrácií a štrukturálnych auraov vo forme zrýchlenia a signalizuje prekročenie vopred nastavenej prahovej hodnoty. Tento spwsob je využívaný pre zisťovanie impulzných zložiek v signáli, charakteristických v prípade výskytu volných častí. 5alej pomocou automatického multiplexera postupne monitoruje úroveň signálov úmerných rýchlosti kmitania JEZ v príslušných kontrolných bodoch, pričom opat je signalizované prekročenie minimálnej a maximálnej prahovej úrovne. Okrem toho je možné s pomocou ručného prepínača a ručičkového prístroja určit strednú hodnotu vibrácií vo forme zrýchlenia a ich rozkmit v pásme 5 až 30 Hz a je tu aj možnost odpočúvania šumov. Monitorovacie zariadenie je neustále v činnosti a okrem toho sa šumy raz za smenu odpočúvajú obslužným personálom blokovej dozorne. Podrobná analýza VA signálov sa vykonáva Jcvalifikovanými pracovníkmi vedecko-výskumného odboru spravidla raz za mesiac a v prípade výskytu anomálie, kedy sa využívajú aj ďalšie diagnostické parametre. 3. Prevádzková diagnostika JEZ v SDR Nosným pracoviskom, riešiaciia problematiku prevádzkovej diagnostiky JEZ v KDR je ZfK Rossendorf, kde sa touto problematikou zaoberajú viacej než 12 rokov. Otázka aplikáeie metod technickej diagnostiky na JEZ je riešená komplexne, t.j. sú riešené teoretické aj praktické otázky, je zabezpečovaný základný aj aplikovaný výskum, je vyvíjané potrebné diagnostické zariadenie včítane jeho overovania na JE, aú vyvíjané a v praxi overované metodiky vykonávania diagnostiokýoh testov a ich využívanie v praxi a pod. Tento komplexný prístup sa prejavuje aj v škále sledovaných JEZ a v používaných metódach, kde okrem "štandardných" metód šumovej diagnostiky je rozpracovaná aj metóda detekcie netesností snímaním akustických vín zo vzduohu mikrofónami. Objektom diagnostiky aú reaktor s vnútornou vostav-
- 167 - j bou, regulačné orgány reaktora, HCČ, parogenerátory, potrubia, hlavné uzatvárae:' e armatúry. Sú diagnostikované z hladiaka velkosti kmitania (nádoba reaktora, VRZ, potrubia, regulačné orgány), prítomnosti volných častí v primárnom okruhu, vyváženosti rotora a stavu hlavných skupín HCČ, výtoku chladivá a pod. Vývoj diagnostického zariadenia bol v ZfK Rossendorf zahájený v polovičke 7Q—tych rokov a v dnešnej podobe je označovaný ako diagnostický syetém RAS II. Je na vyššom vývojovom stupni než to bolo v prípade monitorovacieho zariadenia vyvinutého v ZSSR. Na tento systém sú napojené všetky diagnostické signály (t.j. vibrácie, tlakové pulzácie, neutronový šum, hluk) a tieto sú priebežne monitorované príslušnými monitormi, ovládanými centrálnym počítačom , spoločným pre 2 bloky. Tentc počítač dalej archivuje údaje monitorov a je prepojený s prevádzkovým počítačom, odkiai získava údaje o prevádzkovom režime bloku. Zistenie anomálie u sledovaných zariadení je oznamované Špecialistom z oboru šumovej diagnostiky, ktorí ďalej vykonávajú ďalšie vyšetrovanie s pomocou korelačnej techniky s cielom zistenie príčiny anomálie a lokalizácie miesta jej vzniku. ľ,ra týchto vyšetrovaniach sa do značnej miery podielajú aj pracovníci ZfK Rossendorf. 4. Prevádzková diagnostika JEZ v ČSSR Práce v oblasti prevádzkovej diagnostiky JE2 sú v ČSSR rozvíjané niekoikými smermi. V prvom rade to bol návrh, realizčícia, overovanie a rutinná prevádzka VA diagnostického systému ne obidvoch blokoch JE V-1 a vývoj diagnostickej kazety TVER 440 včítane realizácie experimentálneho programu na JE Rheinsberr; v SDR. ľieto práce boli vykonané vo VtÍJE (diagnostický systém JE V-1) a v ZES ŠKODA (diagnostická kazeta). Do druhej skupinjpatria práce ohladom zabezpečenia systému prevádzkovej diagnostiky JE V-2 a EDU a do skupiny tretej by sa dali zařadit práce viacmenej teoretického charakteru, vykonávané v rozličných inštitúciách v rámci riešenia výskumných úloh z oblasti prevádzkovej diagnostiky JEZ.
- 168 v súčasnej dobe tje na JE V-1 do systému prevádzkovej diagnostiky zahrnutý reaktor, RCČ a čiastočne aj HUA. Predpokladá sa však jeho dalšie rozšírenie a síce o diagnostiku vybraných pohonov a kaziet SORR. V prípade JE V-2 a EDU sa predpoKladá iiagnostikovaí aj parogenerátory a hlavné cirkulačné potrubie. Diagnostický systém JB V-1 je založený na VA metóde a použité diagnostické zariadenie je monitorovacieho typu a je postavené z prístrojov a zariadení firmy Bruel and Ejaer (v prípade 2. bloku sú použité aj snímače zrýchlenia KD 35 z NDR). Obsahuje celkom 11 meracích kanálov. Reaktor je diagnostikovaný hlavne z hladiaka prítomnosti volných častí ' v prípade HcS sú sledované javy typu nevyváženia rotora, stavu ložísk, upevnenia hlavného a pomocného obežného kolesa a pod. PoSas prevádzky bloku je permanentne sledovaná celková úroveň VA signálov a prekročenie niektorej z troch vopred nastavitelných prahových hodaôt je indikované svetelnou signalizáciou. Okrem toho sa v pracovné dni jedenkrát zaznamenávajú úrovne VA signálov a tieto sa aj odpočúvajú. Podrobná analýza sa vykonáva raz za mesiac a v prípade výskytu anomálie. Všetky vyššieuvedené činnosti zabezpečuje VtÍJE pričom sa predpokladá, že väčšina z týchto prác prejde v priebehu t.r» do sféry EBO. Vykonávanie špeciálnych diagnostických testov za účelom bližšej identifikácie a lokalizácie anomálie ako aj poradenskú činnosí a gesciu naďalej bude zabezpečc-aí VOJE a to aj v prípade JE V-2. Systém diagnostiky primárneho okruhu, zabezpečovaný pre JE V-2 a hlavreHXT, je podstatne komplexnejší a okrem VA metódy budú tu zahrnuté aj dalšie metódy šumovej diagnostiky (neutrónové šu^y, tlakové pulzácie, teplotné šumy, hluk). Taktiež okruh sledovaných javov je väčší (kmitanie potrubí a vnútroreaktorových zariadení, úniky chladivá, výskyt varu v AZ, výskyt nadmerných síl hydrodynamického pôvodu at S.) a tomu je potom úmerné aj navrhované diagnostické zariadenie. Toto je navrhnuté na báze monitorov, ktoré budú ovládané vlastným počítačom. Vo VOJE bola vytvorená koncepcia vývoja tsv. štandiardného vibroakustického diagnostického systému pre JB s W E R 440 [i J , ktorá vychádza z nasledujúcich predpokladov:
- 169 -) 1•
Diagnostický systém bude slúžií takmer výlučne prevádzkovým účelom a za normálnych okolností bude klást minimálne nároky na jeho obsluhu prevádzkovým personálom
2.
Ha jednej elektrárni 2x440 IT.V budú vyčlenení traja pracovníci pre problematiku- prevádzkovej diagnostiky, zasahujúci spravidla pri vzniku anomálie 3» V ČSSR bude vybudované pracovisko, ktoré bude poskytovat špeciálne služby v oblasti prevádzkovej diagnostiky. Predpokladáme, že na tomto pracovisku by sa periodicky centrálne vyhodnocovali, registrovali a archivovali podrobné charakteristiky všetkých diagnostikovaných zariadení jednotlivých JE počnúc horúcimi skúškami bloku* Pri vzniku anomálie alebo pri výbere zariadení do revízie by toto pracovisko vy&ávalc atesty o technickom stave dotyčných zariadení a doporučenia chladom možnosti ich ďalšej prevádzky» potrebnej opravy, revízie a pod. Pritoc by boli vj-nžité algoritmy automatického vyhodnocovania aktuálnych signálov od referenčného stavu, výsledky nedzir.árodnej spolupráce, vybudovaný archív anomálií a pod., čo by nebole možné zabezpečit vlastnými silami prevádzkovatela elektrárne. Do systému prevádzkovej diagnostiky boli zahrnuté nasledujúce zariadenia: - reaktor včítane jeho vnútorných zariadení - parogenerátory - hlavné cirkulačné čerpadlá -
Jednotlivé zariadenia budú diagnostikované z hladíska: prítomnosti volných častí v primárnotr. okruhu (reaktor, paroge— nerátor a eventuálne aj HCČ) kmitania vnútroreaktorových zariadení včítane kaziet a pohonov SORR
- súososti i»otorov a ich vyváženia - stavu ložisiek HCČ - budiacich síl hydrodynamického pSvodu 2a týmto účelom budú z jednotlivých zariaderí snímané nasledujúca diagnostické parametre: - štrukturálne šumy z nádoby reaktora, obalových trubiek pohonov kaziet SORR, vstupného nátrubku paroganerátora a telesa HCČ -
vibrácie HCČ vo forme parametra rýchlosti (eventuálne aj posuv)
-
neutronové šumy z ionizačných komor
- 170 -
tlakové pulzácie chladivá na výstupe z HCČ a reaktora
Dignosxické zariadenie diagnostického aystému by aalo sabezpečovat nasledujúce funkcie: -
animánie diagnostických parametrov a prenos diagnostických signálc-v k rneracieinu a vyhodnocovacieiau zariadeniu úpravu diacnosticicých 3ignálov analógovými blokmi z hladiska sooilneiiia, filtrácie a pod» priooežné monitorovania prítomnosti volných častí v primámon oliruhu včítane signalizácie ich výskytu a autoznatickej lokalizácie
-
priebežné monitorovanie úrovne vibrácií HCČ, signalizácia prekročenia prahovej úrovne, automatická spektrálna analýza vibroakustickýcii nignálov, archivácia výsledkov monitorovania a porovnávanie spektier s eventuálnym určením pravdepodobnej príčiny vzniku anomálie s návrhom potrebného zásahu obsluhy blokovej dozorne postupné monitorovanie úrovne tlakových pulzácií ao signalizáciou prekročenia prahovej úrovne
-
postupné diagnostikovanie vybraných kazie 30RR z hladiska ich dynorô.okého namáhania priebežné monitorovanie kmitania vnútroreaktorových zariadení DO signalizáciou prekročenia prahovej urovnej autocatícká spektrálna analýza neutronových šumov, porovnávanie spektier so signalizáciou vzniku význaonej odchýlky
-
-
diaíkovú kalibráciu snímačov vibrácií a štrukturálnych šur.ov
-
odpočúvanie vibroakustických signálov testovanie správnej činnosti jednotlivých meracích kanálov Bienií prahové úrovne a referenčné spektrá jednotlivých diasnosticlcých šibalov v závislosti na prevádzkových parametroch
-
neznost ôiaíkovej komunikácie s centralizovaným diagnostickým systémom
-
existencia vazby medzi prevádzkovým informačným systémom a systémom prevádzkovej diagnostiky Potrebná diagnostické zariadenie je potom možné rozdělit do
troch skupín; -
snímače s predzosilňovačmi spolu s príslušnou kabelážou a avorkovnicami
-
analógové bloky pre úpravu diagnostických signálov a eventuálne aj monitorovanie ioh úrovne
-
riadiaca a vyhodnocovaoia jednotka na báze mikropočítača
t IV >
- 171 - ] 5. Prevádzková diagnostika JEZ v itífi Systém prevádzkovej diagnostiky pre JEZ JE Faks je vyvíjaný vo VEDCI Budapest v spolupráci s KPKI Budapest od roku 1978 a bude zostavený z dvoch hlavn;>cn častí : z tzv. autoiaatickélio vibračného monitorovacieho systému (AVlíS) vyvíjaného vo VSIKI a zo systému neutrónovej šumovej diagnostiky vyvíjaného v KPKI, AVUS bude zabezpečovat diagnostiku reaktora a orgánov SORR, HC5, parogenerátorov, hlavného cirkulačného potrubia, hlavných uzatváracích armatúr a turbogenerátorov z hladiska kmitania týchto zariadení a ich častí, nevyváženosti rotorov, prítomnosti volných častí, budiacich síl hydrodynamického pôvodu v primárnom okruhu a pod. 3a týrato účelom bude AVLÍS zabezpečovat zber signálov, získanie výkonového spektra a jeio úschovu a zistenie odchýliek oproti referenčnému stavu. Kontrola zatažcnia a opotrebenia, ako aj určenie príčin vzniku anomálie, sa bude vykonáva? off-line spravidla raz za mesiac. AVĽS je postavený na báze dielov CAMAC * multiplexer umožňuje pripojenie 64 meracích kanálov, pričom je možný paralelný vstup dvoch signálov. Základné spracovanie dát sa vykonáva prostredníctvom inteligentného radiča na báze mikroprocesora Intel 8030, rozšírenéha o paaáte R!úí a ROK. Detailná periodická analýza signálov sa vykonáva pomocou mikroprogramovanéj rýchlej aritmetickej jednotky Intel 9511. V Salšom sa uvažuje prepojenie AVHS s výkonnejším číslicovým počítačom. 6. Prevádzková diagnostika JE2~vo Fínsku JE Xoviisa je postavená na báze sovietskych vodovodných reaktorov W E R 440, avšak niektoré zariadenia aj primárneho okruhu nie sú sovietskej konštrukcie a výroby (napr. HCC). Prvé diagnostické merania na tejto JE boli vykonávané počas skúšok a spúštania 1. bloku, t.j. na prelome rokov 1976/77. Pravidelné merania a analýza technologických šunov pre účely diagnostiky boli zchájené v roku 1978. V tomto prípade sa využívali hlavne štandardné snímače neutronového toku a tlakového spádu na reaktore & parogenerátoroch. V roku 1980 sa nainstalovalo špe-
j- 172 oiálne nonitorovacie zariadenie firmy Rockwell International, :Q,Dahujúce.. 16 kanálov* pre nonitorovanie vibrácií a volných častí. Vyhodnoccvaciu čast diagnostického systému tvorí analy-'ítcr IDA 3 na bane mikropočítača PDP 11/35. Pomocou tohto analýz:.'tára sa cn-line vyhodnocujú charakteristiky typu fS£3 hodnoty, vý?or.ovéľiO spektra a histogramov rozdelenia amplitúdy, pričom výzr.ar.né odchýlky sú signalizované. ľc.vád.sanis nietod šumovej diagnostiky na JS Loviisa ;;zabezpečované inštitúciou Electrical Laboratory of luiatrar: '.' i r.:-. Oy v Helsinkách, kde 3a taktiež vykonáva qj podrobná :f f-lir. o analýza šumových signálov. 7. Záver 2 vykonanej analýzy prístupu k problematik? zar76.az1r.L3. :r»tód äumovej diagnostiky na JE s W E R 440 v jednotlivých kra; Ír.-:. o ž. vyplýva, že prakticky vo všetkých prípadoch je táto otázke rabezpečovaná nejakým vedecko-výskmnnýia pracoviskom a 5e pr^vúd^'::. zavedeného diagnostického, systému je viac-aenej polovýs^rjnj::charakteru, na ktorej sa do značnej miery podiela aj dotyC-r.-' vedecko-výskurcné pracovisko. Jednotlivé diagnosticko sysť.'ry sú spravidla systémami otvorenými, u ktorých sa postupne predpokladá ďalšia modifikácia. Záverom eate niekoíko poznámok ohladom efektívnosti sav^dzania systémov prevádzkovej diagnostiky na JE2, ktorá sa však nerausí prejavit len po ekonomlclced stránke. V prípade krajín RVHP jedinné nám známe odhady ekonomickej efektívnosti boli urobené v prípade projektovej štúdie systému prevádzkovej diagnostiky JE Dukovany, vypracovanej k.p t iíKCDA v roku 1981 pod číslom Je 7042. V prípade reaktora bol prines systému diagnostiky primárneho okruhu vyčíslený na 2,4 nil. Kčs/rok ' v prípade ostatných zariadení primárneho okruhu je to 20 mil. Kčs. Aj keď ďalšie údaje tohto druhu nie sú znáne, viaceré pramene sa však zhodujú v tom, že zavádzaním systém-v prevádzkovej diagnostiky na JEZ dochádza k zelpšeniu procesu riadenia bloku, k zmenšeniu počtu neplánovaných odstávok, k r.vý-
- 173 - j lenlu bezpečnosti prevádzky, k zníženiu nákladov na údržbu a pod. 8. Literatúra [1J
Jaroš I., Bahna J« : Analýza VA systémov používaných na JE e tlakovodným reaktorom apráva VŮJB Č.1/C2
I - 174 -
DIAGNOSITCKÝ
SYSTÉM JADERNÉ ELEKTRÁRNY
Karel Prokop,
Jaroslav
DUKOVANY
Hulín, Ivan Zahrádka
Referát uvádí základní informace o předpokládaném technickém řešení diagnostického systému na jaderné elektrárně * Dukovany, t . j , měření vibroakustických parametrů, tlakových pulsací, neutronových šumů, úniků chladivá /akustické měření/, teplotních fluktuací. Dále j e obsažena klasifikace vybraných poruch na primárním a sekundárním okruhu vzhledem k možnosti jejich detekce diagnostickým systémem. U primárního okruhu je hlavní pozornost zaměřena na vibroakustickou metodu, 1.
Cv o d
Koncepce diagnostického systému JE Dukovany nebyla dosud rozhodnuta. Vzhledem k tomu, že informace o navrhovaném technickém řešení byly j i ž uvedeny v řadě referátů / l í t . 1 až 3/» omezíme se jen na základní údaje. Navrhovaný diagnostický systém j e zaloíen na následujících měřeu.
b/
,Jjevy
a
zařízení :
sledované Jevy - vibrace důležitých komponent, uvolněné č á s t i a c i z í t ě l e s a , akustické jevy /např. únik chladivá?, teplotní jevy sledovaná zařízení - reaktor, hlavní cirkulační čerpadla, parogenerátory, hlavní cirkulační potrubí, hlavní uzavirací armatury.
Tento rozsah sledovaných jevů a zařízení j e podložen údaji o obdobných diagnostických systémech ve s v ě t ě . Předpokládá s e , ^e pro diagnostiku stavu zařízení budou využívány nejen údaje od snínačů diagnostického systému, a l e rovněž
- 175 -
údaje od snímačů standardní lnstrvnentace JE. 2, Klasifikace kontrolou
poruch
detekovat* Iných
vibroakustickou
Poruchy obecně dělíme na náhlé a postižné /4/ e Náhlé poruchy způsobilí náhlé přerušení činnosti. Postupné poruchy jsou způsobeny časovými změnami některých parametrů zařízení. Poruchy zařízení jsou vždy nežádoucím Jevem. Rozdílné Jsou především rozsah a závažnost jejich následků /5/« Poruchy na Jaderné elektrárně lze podle stupně závaznosti rozdělit do tří tříd. ' Třístupňová klasifikace poruch vychází ze zkušeností z jiných průmyslových odvětví. 7 tabulce 1 Je uvedena klasifikace poruch detekovatelných vibroakustickou kontrolou. Tabulku 1 je třeba chápat jako vodítko /kriterium/ pro zatříděií konkrétních poruch podle stupně jejich závažnosti. Pro jadernou elektrárnu s reaktorem WER dosud nebyl v dostupné literatuře publikován přehled poruch jejich zatřídění. Proto vyšli -autoři jednak z informací uveřejněných v literatuře pro- jaderné elektrárny s tlakovodními reaktory /6 až 11/ a z vlastních znalostí technologického zařízena a systímů JE. Přehledy příčin poruch nebo poruch a Jejich zatřídění jsou uvedeny v tab.2. V tabulce jsou označeny příčiny poruch tam, kde to bylo možné. Při hodnocení stavu zařízení je potřebné nej"* prve udělat podrobnou kvalitativní analýzu všech možných poruchových stavu zařízení a podle navrženého kriteria v tabulce 1 je roztřídit. V referátu Je uveden nástin tohoto postupu, který Je pouze jedním z možných přístupů k řešení dané problematiky. Dalším krokem bude kvantitativní ocenění charakteristických parametrů pro každou třídu poruch. Těmito parametry mohou být u vibrací např. zrychlení, rychlost, výchylka, frekvenční spektrum, výkonová spektrální hustota atd» /12 a 13/. 3. Zdroje . zvýšeného
koltání
turbogenerátoru
a jeho
zjišťování
Zdroje zvýšeného kaltání turbogenerátoru nohou být v následujících aaSreeh / 14/:
f- 1 7 6 -
A/ převážně v radiálním směru. Frekvence kmitání je rovna otáčkové frekvenci soustrojí» fázový úhel je ustálený. Příčina: Zdroji
nevyváženost 1/ uvolněné vinuti rotoru alternátoru 2/ elektrická Si magnetická nevyváženost 3/ únava nebo poškození rotoru turbíny /lopatky atd,/
B/ převážně v axiáLnía směru. Frekvence jsou nejrůznějšími násobky otáčkové frekvence soustrojí, tezový úhel náhodně kolísá. Příčina: a/ nesouosost Zdroj: 1/ chybné s?spojkování 2/ chybné vertikální ustavení rotorů a statoru 3/ nadměrný posuv některého statoru 4/ pnutí v připojeném potrubí 5/ nerovnoměrné zatížení pružného uložení kondenzátoru b/ velký pr&hyb rotoru
turbíny
1/ příliS dlouhé nahřívání c/ závada v ložiscích 1/ chybně nastavené vůle 2/ poškozený vnitřní povrch ložiska C/ v
radiálnía a axiálním
PříSiny : a/ b/ c/ d/ e/ tf g/
seěru
pohyb základu, vadné základy deformace tělesa turbíny vadná spojka závada v ucpávkách uspané odvodnění těJ.esa turbíny víření olej* nesprávná teplota oleje
Ke sledování stavu turbogenerátoru na JE Dttcovauy bude i n stalována aparatura firmy Philips.
- 177 - I
Z á v ě r y 2 výše uvedeného t e x t u j e možné u č i n i t závěr, že rozbor možných poruch zařízení a Jajich pravděpodobných p ř í č i n Je potřebné udělat co možná nejpodrobněji. U jaderných elektráren s talkovodními reaktory však e x i s t u j e dosud málo konkrétních údajů, které by bylo možné považovat ze s t a t i s t i c k é h o hlediska za významné. Přesto i k v a l i t a t i v n í rozbor poruch a j e j i c h z a t ř í d ě n í podle stupně závažnosti nás- _ ledků má význam, nebol ukáže možnosti j e j i c h detekce pomoci j e d n o t l i vých diagnostických metod,resp. pomocí provozních měření. Zde mají nezastupitelnou úlohu výrobci, r e s p . dodavatelé z a ř í z e n í . LIBERATURA /!/
U š k a J „ Majer J . , Vlček J . : Návrh diagnostického systému primárního okruhu jaderné elekt r á m y typu WER 440,konference P i e S l a n ^ Z a i s t e n i e k v a l i t y JEZ",20.-22.10.1981
/2/
Prokop K.( Hulín J . s Diagnostický systém jaderné elektrárny Dukovany, konference •Zaistenie k v a l i t y JEZ",Piešlany 2 0 . - 2 2 . 1 0 . 8 1 Dráb F., Holý J . í Návrh technického řešení systému provozních diagnostik pro č s . jaderné bloky WER 440, konference • Vědecko-výzkumné a osvojovací práce pro jaderné elektrárny s lehkovodními reaktory* K.Vary 1 ^ 4 , 1 2 1 9 8 1
/3/
/4/
Calabro S.R.s Základy s p o l e h l i v o s t i a J e j i c h v y u ž i t í v praxi, SNOL Praha 1965
15!
Skřivánek M.gPolívka E.: Provozní s p o l e h l i v o s t a údržba s t r o j ů , SNIL Praha 1976
/6/
Pekrul P . J . : On-line Vibration and Loose Parts Monitoring o f Nuclear Power S t a t i o n s a s a Prevent&tive Maintenance Pool. Power Magazine. March 1976
111 /8/
Zkušenosti z provozu Novovoroněžské JE, ÚISJP a SNIL Praha,1976 Provozaí režimy vodovodních energetických Jaderných reaktorů, QSXJP 1980 Sidorenko V.A.: Otázky bezpečného provozu TVER, ÚISJP 1976
/9/
/10/ Provoz reaktorových z a ř í z e n í Novovoror?5žské jaderné elektrárny, Í1SJP 1974
— 178 -
/li/
Prokop K.t Hulín J.,Stech S.: Zkušenosti s diagnostikou zařízení JE s lehkovodníml reaktory, Energetika 1982
/12/
Znamirovský K. a kol.: Provozní spolehlivost strojů a agregátů, atOL Praha 1981 /I3/ Meranie vibrácií za účelom sledovania prevádzkového stavu strojov, prednáška 220tZborník prekladov prednášok z kurzu "Moderné metody v diagnostike strojov a zariadení,20.-23.4,1982, Pezinok /14/ Roberts J.: Turboalternator Vibration, The Plant Engineer č.11,1973
í.
- 179 - i Tabulka £. 1 Klasifikace poruch detekovatelných VA kontrolou
Třída poruchy
důsledek poruchy
stupeň závažnosti poruchy
výskyt poruchy
I.
lehký: mírné íhoršen! vlastností a funkce saŕíaení (pouze částečné 5i krátkodobé omezení výkonu RE)
isalý: porucha může být zvládnuta pohotovýe. zásahem oersonálu
dosti praviěpoůobný
II.
vážný: významné zhoršení vlastnosti a funkce (snížení výkonu či odstavení reaktoru)
střední: je zachována schopnost bezpečného snížení výkonu nebe odstavení reaktoru
zelo prav:Lpcioir.v
III.
nebezpečný: nebezpečné zhoršení vlastností a funkce (okamžité odstavení reaktoru)
velký: předpek]
Tabulka č. 2 třída
I,
Příklady příčin poruch - poruch a jejich zatřídění
příčina poruchy - porucha
zjistitelnost pomocí jiného m&reni
nápravné opatření
namáhání svarových spojů potrubí
kmitání tělesa parogenerétoru
zvýšené namáhání svarových ano spojů potrubí a zvýšené chvění PO trubek porucha spojky, netěsnost ano ucpávky
ne ne
záložní' ~\~ napájecí čerpadlo m o
zhoräsni funkční schopnosti, ano ohrožení konstrukce HCC, eníSení výkonu zhoršení spolehlivosti ovlá- ano dání regulační kazety netěsnost parogsnorátci M , dnik RA media do sek.okruhu ano
ne
odstavení do oprp.vy
ne
odstavení do opravy
ano
zhoršení funkce reaktoru
ne
zachytávání oběžného kola o tôleeo HCC kmitání regulačních kázat chvění teplovýměnných trubek PO
III»
zjistitelnost VA metodou
kmitání primárního potrubí
chvění napájecích čerpadel
II.
následek
evýgené chvění vnitroreaktorovýeh Céstí
ano
ano
ne
omezovače pohybu potrubí zéřvěané uchycení
zaslepení netěsné trubky na odstaveném PO odstavení a inspekce reaktoru
•
2
1 III
uvolněná cast v rektoru éderv uvolněné aésti v HCC
(vni ohrožen/ funkce celistvosti H t ^
ano
ne
odstavení a inspekce reaktoru odstavení a inspekce
pottn. VA metóde H CD
i - 182 -
PROVOZNÍ OKRUHU J E
DIAGNOSTIKA
POTRUBÍ
HLAVNÍHO
CIRKULAČNÍHO
WER
k\
Ing,Václav Svoboda,Ing.Jiří Merta,Ing.Václav Mer\
-'•
Referát pojednává o aplikaci metody akustické emise pro kontrolu celistvosti komponent hlavního cirkulačního okruhu jaderné elektr* typu VVER 440. Je proveden popis HCO, rozbor napjatosti na zářkládě pevnostních výpočtů s uvažováním provozních režimů. Dále je ukázán rozbor možného porušování materiálu potrubí s návazností na aplikaci metody akustické emise pro provozní kontrolu potrubí. Jsou dále diskutovány některé problémy praktického uplatnění.
1.
0 v od
Spojení reaktoru W E R 440 s parogenerátoryje tvořeno spojovacím potrubím hlavního cirkulačního okruhu o světlosti Js 500. Celkově je v sestavě šest cirkulačních smyček. Schema jedné smyčky je na obr. 1. Jednotlivé chladicí smyčky obsahují následující hlavní potrubní komponenty : 1. 2. 3. 4. 5. 6.
Rovný úsek potrubí Js 500 se svarem Koleno Js 500 Ohyb Js 500 Odbocnice Js 500/225 Hlavní uzavírací armatura Hlavní cirkulační čerpadlo
Potrubí hlavního cirkulačního okruhu je vyrobeno z austenitické oceli 08&L8H12T speciál. Základní mechanické vlastnosti při udány v tabulce č . l .
20°C a při
325°C
jsou
t
- 183 -
Hab.č. 1
Základní nečhanlcké vlastnosti •ez
Značení
l&uzu
20°C >Pa
325°C B®a
196,12
176,5
*90,3
353,0
tažnost
\ A
37?í
23%
kontrakce
Z
553É
R
mmz pevnosti
e
Komponenty hlavníhi cirkulačního okruhu 5 sou navrženy pro následující výpoCtové a provozní parametry. ^výpočtový « t
•
1 3
» 7 3 ****
Pprovcsní
"
S5*C •
t
°
1 2
»26 « »
300°C
Ka systéau hlavního cirkulačního okri&u Ls 500 j e dále
a/
systéa konpensace objesaí, který je tvořen potrubím «S 245/19 a 108/10
b/
systáa bavarijaíhe echlazoTáaí sóay, ktexf je re své vysotestlató části trořen potrubá 4 275/20
©/
eysté* kenttóuální ©6isty,který
potrubia jí 89/8
Vedle těchto základních systésô j e B00 doplněn dalšími systáay pro odběr tlaku, drenáže apod. Svarové apoje BCO jaou prováděny tak, Se kořen svaru je proveden v ochranné attaosféře s vloženým feroužken se zvýšenýa
I- 1B4 obsahem ferritu, výplňový svar je proveden elektrodou E 410/lOT pro ruční svařování a při svařování automates je používán drát SV04 Oi 14 KLI M 3. Hodnocení svarových spojů je prováděno dle pravidel EX..15-—14-72 přičemž všechny svary B U Š Í být v kategorii I. 2. Pevnostní
výpočet
Pevnostní výpočet potrubí HCO je prováděn pro každou smyčku v systému reaktor-parogenerátor. Výpočet je prováděn pro Jednoduché úseky smyčky, na které je rozděleno /viz obr.č.l/ dle sovětského výpočtového programu na počítači ve VtJ Sigma, Oplný pevnostní výpočet potrubního systému sestává z dílčích výpočtu /etap/, které zahrnují jednotlivý vliv i vzájemné působení zatěžujících parametrů, Z rozboru napjatosti jednotlivých smyček HCO Js 500 vyplývá, že nejvíce jsou namáhány komponenty - odbočnice Js 500/245 x 18 v horké větvi parogenerátoru 1, dále kolena Js 500, hlavní uzavírací armatura Js 500. Z životnostního hodnocení, provedeného pro smyčku parogenerátoru č.l /ostatní smyčky jsou příznivější z hlediska napjatosti/ plyne skutečnost, že potenciální kritická místa mohou nastat v komponentech odbočnice a dále kolena Js 500« 3. Rozbor možného porušování materiálu HCO Materiál potrubí H00 je v průběhu provozu jaderné elektrárny vystaven jednak statickému zatížení, jednak únavovému namáhání. Z tohoto důvodu byl proveden rozsáhlý výzkum ?ákladního materiálu • svarových spojů s cílem zjištění odporu materiálu proti iniciaci křehkého porušeni - zjišlováníD hodnot lomové houževnatosti - a dále proti únavovému porušování, Z provedených experimentálních prací vyplynulo, že při použití
- 185 -
tlouštěk vzorků dan' ho materiálu menších než 70 mm nelze určit lomovou houževnatost Kj ve smyslu normy ČSH 42 03^7. Při používaných tlouštkách stěn komponent primárního potrubí a stanovených provozních režimech dochází pouze k podkritickénm rozvoji defektů /trhlin/ z důvodu možné plastické deformace v okolí Sela defektu. Hodnocení únavových vlastností materiálu bylo zjišťováno u větžího souboru vzorků a výsledky Jsou přehledně uvedeny v obr.č.2. Zde je udána závislost rychlosti šíření trhliny na faktoru intenzity napětí. Na základě experimentů byly určeny parametry Parisova vztahu,, kterým lze popsat rychlost šíření únavového porušení v závislos-. ti na počtu cyklů zatížení. Tento způsob pak umožňuje provést teoretický odhad počtu cyklů zatížení do porušení komponenty.
4. Aplikace metody HCO JE
akustické
emise
pro provozní
kontrolu
Podmínka bezpečného a spolehlivého provozu Jaderné elektrárny vyvolává požadavek na výrobce, aby, kromě samotného zařízení, zajistil pro provozovatele též metodiku pro sledování chodu zařízení při provozu. Z hlediska provozní diagnostiky je velmi důležitým faktorem výběr vhodné metody nebo metod pro sledování veličin, pomocí nichž lze charakterizovat stav zařízení. Metoda akustické emise, která jé řazena mszi perspektivní metody nedestruktivního zkoušení materiálů a celých konstrukcí,se jeví vhodnou pro sledování porušování materiálů, což dokazují četné literární prameny, a st.-íLe častější aplikace v průmyslu. Vhodným uspořádáním měřicích Sídel akustické emise, registrační a vyhodnocovací aparatury lze sledovat chování materiálů i celých konstrukcí, jek při křehkéa, tak 1 při únavovém ponižování.
; - 136 -
Schéma propojení snímače AE na potrubí HCO s Jednotkou vyhodnocení j e na obr, 3 . Signály zachycené snímačem AE na vnějším povrchu potrubí HCO j s o u kabelem 1 vedeny do p ř e d z e s i l o v a č e , kde j s o u dále z e s í l e n y a částečně f i l t r o v á n y a pomocí t a b e l u 2 j s o u vedeny do společné svorkovnice, imístěné v b l í z k o s t i r e g i s t r a č n í a vyhodnocovací aparatury. F i l o s o f i e výběru míst j e založena na předpokladu, že v konečné f á z i bude k d i s p o z i c i vícekanálová aparatura /3O-5O měřicích míst/, j e ž svým rozsahem pokryje všech Š e s t cirkulačních smyček. Takovýto způsob umožní po počátečních periodických kontrolách kont i n u á l n í sledování potrubí za provozu Jako celku. Schema rozmístění snímačů akustické emise na potrubí tvoří dva systémy a j e znázorněno na o b r . 5 . 4 . Základní
systéa
maximálního namáhání. S
i4»
S
S
i5' i6'
S
i7
f
s e s t á v á ze snímačů umístěných v b l í z k o s t i P a t ř í k němu na každé smyčce sondy k d e
i
^
G 2
sl
* ° cirkulační smyčky
s
/i»1*6/.
Základní systém snímačů, rozšířený o sondy S ^ ; S ^ a S^g na každé smyčce vytváří l o k a l i z a č n í sv3tén. který unožňuje úplnou l i n e á r n í l o k a l i z a c i podél rozvinu visech smyček HCO. Pro kontrolu funkce vyhodnocovací aparatury, nastavení základní c i t l i v o s t i snímačů a j e j i c h kalibrace j e v systému doplněn o s i mulátory akustické emise - pulzery- v i z obr. č « 4 . Před v l a s t n i a nšřením j e nutné o v ě ř i t a t e s t o v a t d l e n á s l e d u j í c í c h bodů: a/ b/ c/ d/
s y s t é a AE
Měření intenzity a určení hladiny šumů pozadí Brčení hladiny detekce jednotlivých sníoačů AE Nastavení c i t l i v o s t i snímačů Provedení testu přesnosti lokalizace emisního zdroje
Hodnocení registrovaných signálů akustické emise vychází z« srovnávacích zkoušek, prováděných na prototypech podrobených
- 187 -
cyklickému zatěžování do mezního stavu a sledování parametrů degradace materiálu ve vztahu k parametrům akustické emise. Příklad záv i s l o s t i parametrů akustické emise a růstu defektu - trhliny - na počtu cyklů zatížení Je na obr. 5 - pro zkoušky vzorků a na obr. 6 - pro zkoušky prototypu kolena J s 500. 5.
Z á v ě r
Zařazení metodiky akustické emise do systému provozní kontroly musí vycházet z postupného ověření navrženého^ instalovaného a oživeného systému při různých režimech v přípravě uvádění jaderné elektrárny do provozu,, Jednoznačně lze dokázat, že zamýšlené kontinuální kontrole při provozu musí předcházet úvodní ověřovací cyklus /základní měření/ a dále v časové návaznosti kontroly periodické.
t - 188 -
\_
OBR.
- 189 -
o
A V Q
u C ,£
VZORKY
^-•\^
VZORKY «-1ť> VZORKY A7-1S VZORKY 2d-25
CC I
a o° A
a o A.A
° ° °
V
?o°o O
O O
Krt
V D »° o
o
id1.
Kí*
30
50
100 KÍMPo m* )
L OBR. Č.
. ZÁVISLOST RYCHLOSTI ŽÍŘENÍ NA
ÚNAVOVÍ
TRHLINY
MJSTpSiL SPOLEC KABELI
PŘEDZESHOVAČ
KABEL 2
NÁ ISVOR-
REGISTRAČNÍ A VYHODNOCO0CJ APARATURA
SNÍMAČAÉ(Sii) n SNÍMAČ,
POTRUBÍ HCO
OBR V 3
o
SCHEMA PROPOJENÍ SNÍMAČ AE - SVORKOVNICE
- 192. -
\ \ \
\
z 3 or
2 Ul
ô
o
in
•a
Q
J
AMlHäi iSOWTHA
9-10 54 I EVENTS
HLOUBKA TRHLINY (mm)
I M VO I
210
12
13
14
15
16 10
O&« . c . fe SUMAČNÍ KRIVKY SIGNÁLŮ PŘÍ ZKOUŠKÁCH KOLENA
- 194 VÝSLEDKY MĚŘENÍ PROVOZNÍCH ŠUMŮ VYSOKOTLAKÉHO OHŘÍVÁKU A 0 E 3 I C H I N T E R P R E T A C E PRO POTŘEBY OIAGNOSTIKY PARNÍHO GENERÄTORU M á t a l , O., Urbánek, M., Rybníček, O. Výzkumný ústav energetických z a ř í z e n i , Brno V príspevku jsou uvedeny vybrané výsledky měřeni provozních šumů p ř i různých režimech práce vysokotlakého ohříváku napájecí vody bloku VVER 440. Jsou probírány Jednotlivé zdroje v i b r a c i a J e j i c h v l i v na k o n s t r u k c i ohříváku. Získané podklady Jsou interpretovány pro potřeby parního generátoru a pro návrhy provozních d i a g n o s t i c kých systémů. 1. Úvod V souvislosti se snahou zvyšovat spolehlivost a střední dobu provozu, zkracovat doby případných oprav a doby poruchových prostojů a se snahou získávat podklady pro doloženi životnosti a stavu zařízení jaderných elektráren (JE) za provozu bylo provedeno první měřeni vibroakustického spektra vysokotlakého ohříváku VTO 2 při jeho různých provozních režimech na bloku JE VI v Oaslovských Bohunicích. Řada výsledků měřeni je aplikovatelná i na jiné komponenty JE, zejména pak na parní generátor (PG).
Ke snímáni vibroakustického spektra VTO byly použity akcelerometry firmy Brúal a Kjaer typu 4344 a 6308 a předzesilovače typu 2634. Pro upevnění snímačů byly upraveny konce středících šroubů VTO. Výpočtová rezonanční frekvence soustavy ochranná trubka středícího šroubu - snímač byla 10,2 kHz. Teoretická lineárni přenosová charakteristika této soustavy, včetně Bořicího řetězce, se nacházela v pásmu 20 až 3000 Hz. Signály akcelerometrfl byly jednak zpracovávány frekvenčním analyzátorem. Jednak byly zaznamenávány na měřici magnetofon.
. A ^
- 195 - j
Provozní rsžiay VTO byly nastavovány po dohodí e prevozov*talaa tak, aby bylo aožno vycazit v l i v diJÔ probíhajících uvnitř VTO esa vibroakaatickou infonaacl. Pfahlad prevozníeh ražiafl VTO Ja patrný z tabulky 1. 3.
Vvbranl^vjaladk^jířjni
Analýzy naniranýeh výaladkO aiřani pŕlnssla tyto poznatky: i . V ntktarých «*řlcich aíatach byly zaatouparay výraznej! nizkolsati ©kole 1000 Hz. 3. Po vpuit«nl páry do VTD dochází k daforaováni apaktra, za vzniku diskrétních alozak, zajaána v oblastaeh nízkých frakvancí 20 až 30 Hz, 100 - 180 Hz a fea zvráanSni e zvýrazninl čáati spaktra va frakvanční oblaatl 4 - S Hz. 4. Vidy m» projavuja zvýraznení afaktlvních hodnot zrychlaní v oblasti frakvancí 10 - 12kHz. Taoratícká analýza konatrukca VTO pfinaala výaledky (a uvažovania prvních dvou tvare kaitfi a a urSltýci sjadnoduiyjícíai pradpoklady) uváděná v tabulea 2, Srovnání naaéraných a výpočtových hodnot ukazuj* n» výrazné zvýianl vibrací obloukfl tapleaelnných trubak (frafcvanca pod 25 Hz), což by aohle vétt k Jajich potkozani. Proto ja navrhováno naaazanl zjadnoduianáho dlagnoatiekáho syatéau nm VTO nm OE a ja doporuesna konatrukíni úprava VTO. Vliv zainy průtoku nepájaei vody a vpuitirsl páry do VTO nm aŕaktivní úrovaň chvtní Ja daaonatreván na obr. 1. Mm o hodnoty, které sají přímý v l i v nm koneapci provozního d&asnsstíckáho syeté» BU koaponant OE a ktará apeiupStobi nm stanovení prahu úrovni s i g nálA schopných ragiatrace dlagnoatlckýa ayatéaaa při razných zst£žanieh bloku X.
í
'- 196 -
4. ri±ho_generé^oru Ze zkuienoeti zinkaných pri aěrenl n* VTO a z jiných oblátti provozně-experiaentálnich eěreni plynou následující poznatky užitečné pro návrh, řeiani a hodnoceni výsledků provozni-dlagnostického subsy8téau parních generátora typu W £ R . 1. ve výrobnia závodě pečlivé připravit aleta pro uehyeeni snímačů diagnostických informaci na vnějiia povrchu pláite* PG a na kolektorech s aožnosti snadné variability eniisaca pro nizké 1 vyšší teploty a s rezervou diagnostických aist. 2. Experimentálně stanovit a teoreticky doplnit pranoeová charakteristiky "trasy" {poruchový jev na PG - cniaac - zesilovač - vyhodnocovací Jednotka) a apektrua vlastních vibraci cele konetrukce PG včetně vnitřní vestavby. 3. vnější ruěeni za provozu (chvěni z okolí) a rušení elektrická podstatně ovlivňuji koncepční principy a výsledky diagnostického procesu. 4. Provozní stavy PG a jejich zaens rozhodující* způsobea ovlivni nožnosti celého diagnoetického souboru a ztiži jednoznačnou interpretaci získaných inforaecí. 5. /V
Urbánek.M., Mátal,0., Rybníček,3.. VarvarOYský.F. : Výzkuani provozní aSřeni vysokotlakého ohříváku Vit) Z na bloku VI £60, jako podklad pro návrh provozni-dlagnostlckého systému; výzkuaná zpráva P80-0ííT-ZP-237-a2, VÓEZ Srno. duben 1982 / 2 / Metal,0., Rybníček,3., Rybák.M. aj.: Provozní diagnostika parních generatorfl a výainikä tepla jaderné elektrárny typu W E R , návrhy a cíle použiti diagnostických syeténo; referát ne konferenci Teplofyzika 82, Karlovy Vary, 4. - 7.S.1982 / 3 / Matal,0., Rybníček,0., Rybák.M. a j . : Návrh diagnoetickéhosysténu parních generators a vybraných výaSnikfi tepla OE a W E R s výzkuaná zpráva PB0-0MT-ZP-225-81, VŮEZ Brno, listopad 1981
I »*.
- 137 -: Tabulka_l£ Provozní režiay VTO 2 pří měrent vlbreakustických charakteristik Tlak Teplota Haotnoctni Vstupní Haotnostni Výkon teplota tok napé- bloku Režie Měřaní péry páry tj tok pary napájecí ci vody P Pl vody t 4 M /MW/ /kg/B/ /MPa/ n
/°c/
1 2
3
4
1 6 8 9 11 12 14 15 17 18
1,78 1,78
205 205
16.7 16.7
/°c/
Ag/a/
120 155 155 155 155 162 162 163 163
144,5 144,5 225 225 283,4 283,4 240,3 240,3
3.45 3,45 95 95 150 150 150 150
.ši Očekávané (teoretické) vrcholy ve frekvenčnía spektru VTO teploeaenných trubek 2áet trubky
přimé čéet
oblouk
očekávané vrcholy v* frekvenčních spektrech /Hz/ 42 . 55 80 220 6 - 10 20-30 70-90
í - 198 -
obr.l.t Zaěna afaktivni hadnaty zrychleni cnvtai va vybranéa aiatft a rtetea hutRastaiha teku napájači vady • vliv prfltakw péry VTO 2 ( křivka 1 - ?rekvanCRÍ piaae 63 - 200 Hz, křivka 2 - fr«icv»n£ní pácaa 20 - 63 HZ ) .
a
c(
chvinl při pravaxw • paraw 16.7 kg/a ( N-150 mt nap. vada 240 kg/a )
o,s
aoo
- 199 - ; PHBVXDZKOVé DEFÄTOSKOPICKé KONTRCLY VYBRANÝCH Z Á H I A E S K Í I. A II! BLOKU ATÓMOVEJ ELEKTRÁRNE V - 1 Ing.Jozef C I K T U L A Atóaové elektrárne,BOHUNICE, k.p., Jeslovské" Bohunice Úlohou prevádzkovej nedeštruktívnej defefctoskooickej kontroly jadrových zariadení je potvrdiť,že nepri?lo k zaene stpvu základného materiálu e zverov vplyvom mechanického,tepelného 8 radiačného zaťaženis. E30 ako prevádzicovateľ AE-V1 v zmysle Výnosu SsKAE í. 5 je povinné zabezpečiť vykonanie prevádzicovej xontroly zariadení v rozsehu podlá Smernice SEP č.2/7f.
Cielom prevádzkovej defektoskoDicsej kontroly ne I.bloku AE-V1 v roku 1981 bolo ukončiť kontrolný cyklus r.e vybrpr.vch zariadeniach po odpracovaní 20 tis. prevádzkových hodín,včítpne tlakovej nádoby reaktora zvnútra a vnútroresstorových č».jtí. U zariadení priaameho okruhu, t.j. HCP,?:;o,ÁC,?G,hCČ,H'JA, filtre ŠOV-1,HPP,PNV bola kontrole z vonksjšgj strený vynorené bežným rutinným spôsoboa v plnoa rozaaiu. Boli určit* rsrobléay s vykonania kontroly ne HCP z vnútornej strený p np vnátornoa povrchu kolektorov PG z týchto dôvodov. Ks uvedených čestiach zariadení sa ne kontrolných miestach nachádza.^ néno«y hlavne koróznych a eróznych produktov e na dne HCP ež 5 cit hrubé vrstve kalu. Za týchto podmienok je vizuálne kontrole, zameraná na povrchové vedy bezprečsetná. Snshe prevádzkového personálu EBO na prípravu týchto miest tlasovýa ostriekanix bola bez dčinku. Za takejto situácie, bez urýchleného vyriešenia prípravy kontrolnýsh miest ne kovový povrch,ani v najbližších rokoch nie je možné vykonať kontrolu manipulátora! ?£L£~ KAR a TELEiCOP. Pre konštrukciu manipulátorov do budácne nevrhujeae, aby aanipulátory na defektoskopickú kontrolu mali okres vlastnej jednotky na kontrolu aj prídavné zariadenie ne prípravu vnútorných povrchov. Pri.kontrole zariadení primárneho okruhu boli zistené len drobné vady,ktoré boli za účasti zástupcu výrobcov e hlavného konštruktéra a S30 operatívne odstránené.
I :
|- 200 V čeae GAR fl bola plánove&á aj kontrola tlakovej nádoby. Kontrole z vnútornej strany,začínajúc od spodnej časti rádiusového přechodu studených nátrubkov mi po hlavnú deliacu rovinu bols vykonaná pomocou hornej sekcie betonkontajnera. Cez otvor betonkontajnere bola vykonané priamo vizuálna kontrole,kontrola farebnou defektos&opiou, ultrazvuková kontrola přilnavosti eustenitického neveru a kontrola zvarov nátrubkov prežiarení*. Pre zaujímavosť, na povrchu studených nátrubkov zvnútra po vysunutí apočnej tieniacej dosky bola dávková rýchlosť 4,17.10 Gy.s , na úrovni otvoreného okna betonkontajnera v priemere 0,22.10 Gy.« a jeden meter od povrchu tlakovej nádoby v priemere 0,1.10 Gy.s" . U horúcich nátrubkov priamo na povrchu bola dávková rýchlosť v priemere 11,12.10 Gy.s"* . Válcová časť "a dno boli kontrolované pomocou introekopu, jeho prispôsobenia pre kontrolu pod vodou. V roku 19£2 sa rovneká kontrole vykoná ha II.bloku s tým rozdielov,že valcová časť a dno sa budú kontrolovať pomocou manipulátore TRC vizuálnou kontrolou a ultrazvukom. Pri kontrole hornej časti spodnej dosky dna šachty bol úspešne odskúšaný ohybný ŕibroskop,ktorý bol ne siesto kontroly zavedený pomocou jednoduchého prípravku. 3ez jeho použitia by boli pracovníci vykonávajúci kontrolu vystavený dávkovej rýchlosti 63,4«1O 63.4.1O"6 Gy.s"*1,, pri jeho použití bola dávková rýchlosť len 0,03.10" 6 Gy.s" 1 .
Pre vykonanie prevádzkovej defektoskopickej kontroly v čase výmeny paliva je vypracovaná táto dokumentácia: 8. Program defektoskopickej kontroly na roky 19SL až 19P5 v zmysle Výnoeu ČSKAE 5.5 / Reaktor,primárny a sekundárny okruh/ b. Program kontroly základného materiálu a materiálu zverov na reaktore v čase výmeny paliva c. Program kontroly základného materiálu a materiálu zverov a* primárnom a sekundárnom okruhu v čase výmeny paliva
- 201 : ore v\..:>:.':. :e s* e.
riy
oreo
p" i i v
cárnoi
i.
p?
výr.er.y
PosV-o
r
. i f :. i°
. D_."_.i~;._y
Í Í . J r . : -. ;
DO^ÍI'.:^
_-» :
r-
c
lefer.i
5 }t" 'j i ? £ j ""It-i
-
oírar.u
/ýxi-esy
'• •
\' č f L -
. .•..•:.--.• o . i " ^ -
p o " r-?' -y *:. ^ r =
:r.j:-v:.-
.' o r.' r Z' 1''.';.-p:ir:Dv:vf.j
C Í Ľ = : . : : Ľ Í J
1
- . i r i r r . o E . i.-.y
~.^.
:/.
.
£ f : ; vr a i -
" S o ; s •:.'- • F 3 V - - ; . ' / r • • I
•
icýcii
utvprov
z : J- Í • ; . ; . ' • : . : .
S-iC
le.
?rogrřiy
SSP
ZESielsrie
v
1 O . Í „ _ .
boiocr, ne
: v ; f
?,".,:
v
J _ . - I e r . i e ::••
vÉvp
J
---
'
f-i
pripoiie.i.-:-Vfir.ie/
r
f
, : ,
.
.-
-
, e ,
-•.-..
•:-•Í ' . : Í
-^^'-:..
..
.;:=•.-•:
. 3 : : : M
r-r.-e.
3'J3?. 3. .ísciečné zeteženie prc-O-ovi.í;;-; v;.:; -r. ŕ.-p-.. ;ic-
7 5
roiu
veľkou
Ako
np
I.
19pi
výnenou tejc
ej
r?
vy.-:or:r-ls
palivp I I .
e
bloiu
prevs;::.jv
r;o I I . . 1 O . - . J s
n
vy^onela
r
t
. u r / . n l s 2.r:o-
.".r- I . - : - ..
v^_e:.;j
i.i:.'r:lf
vi.--
o <••:. i v--. -.-
ľľ?-
vici zeriacenie priaárr.er.o otrur.u , piry bil dor rž--r.ý Drvy -.-.. :^ kontroly. Fr8Covnici vys;onéve,iúci xor.troij r.s r e r ^ t o r e I . •••II. oloicu obdržsli icole'itívr.u čévŕu 2,13«lC~tp ľ-y, co p r e ' r t <=•'•• _.; *> v prieaere -C',2.10~': Gy ne jecnéuo pro.covriise. rrr-covr.ici w soriávejúci kontrolu ne prisérno^ osrjí.u oberie, i sihrr.r.e r." I . s I I . bloku dávku 12,4-10"^ Oj, co predstavuje v ~>rie~er' ne ječného pracovníip 0,?.10~
:- 202 Pri héliovej tesnostnej skúške ochranných koSieloi pa~ rogenerátorov bole maximálna obdržané dávka na jedného pracovníka i j 5.10 zvnútra O,£.10
Gy, a pri kontrole tlakovej nádoby restore Gy.
Ako vyplynulo z rozboru obdržaných dávok,najhoršiu rsdip.čné situácie bola pri kontrole kolektorov perogenerátorov e pri iontrole vnútorného povrchu reaktora. Na tieto oblasti ausí byť hlevne zamerané pozornosť pri vývoji manipulátorov umožňujúcich mechanizáciu prípravných prác a vlastnej kontroly.
.'•
Ne kontrolu vybraných zariadení AE-V1 sa používajú hlevne tieto prostriedky nedeštruktívnej kontroly: Vizuálna kontrola - lupa 5-7 x zväčšujúce, periskopy iíVP 456, 457 - ZSSR, ŕibroskopy IF-11S2-2O.IF-11D2-3O od fy Olyapus, TV kamera TC-125-SNZ od fy Techmation Kontrola kapilárnou metódou - prostriedky Bprey Dlŕ/U-IHERM 3DR,
J
3EA a JIT-L-CKEK Kontrola magnetickou metodou práěkovou - ekúšačky Iffi 42 s FERROTEST GWH 3000 od fy Tiede Kontrola vírivými prúdmi - DEFSCTOIOSTER 2.164 od íy Dr.Forster Kontrola ultrazvukom - univerzálny defektoekop USL-32 a USK-6, ultrazvukový merač hrúbsy DM-2 od fy Kratkrämer Kontrole prežierenim - technické rontgeny CMA 20e, 2501 of ľy Andrex Kryty pre gama žiarič Ir 192 GeJcsamat I 2C0 8 TI 100 od ŕ? Ssuerwein Kontrole tesnosti - Halogenový hledač netesností LSG 010 od fy Balzers, heliový hladeč netesností ULTRATEST K2 BY od fy Leybold-herseus Kontrola kondenzátorových trubiek - PRCBOLOG VS 202 od fy Vetco Manipulátory - TRC - na vnútornú kontrolu tlakovej néd&by reaktora - vizuálna kontrola,ultrazvuk TELEKAR - vizuálna kontrola potrubie Je 500 zvnitre TELEKOP - vizuálna kontrola kolektorov psroge-
í.
- 203 - } nerátorov zvnútra TELETU3B - vizuálne kontrola pizdier SUZ zvnútra A£Aš - kontrola skrutiek e matic U 140 ultrezvukoa s vírivými prúdmi Manipulátor ne kontrolu skrutiek parogenerátorov magnetickou metotou práškovou Horné sekcie betonkontajnere - kontrole tlakovej nádoby reaktore v obleati nátrubkov,deliaceho prstence a prírubovej česti zvrsitre Špeciálne prípravky - ne kontrolu zvaru kolektore pod ochránnou košielkou prežierenía - na kontrolu zvaru medzi tlek.nádobou reaktora 8 prechocovýn kusom prežierením - na vizuálnu kontrolu zverov HUA zvnútra pomocou fibrosKopu - na ultrazvukovú kontrolu skrutiek parogenerátorov
Podlá pravidiel bezpečnej prevádzky se ausi prvé revízie všetkých zariadení vykonsť najneskôr po 15 až 20 tie. prevádzkových hodinách,t.j. 2 rojcy. Ďeläie kontroly sa opakujú po 30 tis. hodinách u tlakových nédob a ?o 40 tie. hodinách u hlavného parného potrubia s potrubia napájacej vody. Na zéklsde nežich doterajších skúseností pre aalšie prevádzkové kontroly navrhujeme nasledovný interval kontroly: Reaktor - tlakové nádobe zvonka,zvnútre,spojovací materiál hlavné deliaca rovine veko reaktora - vrchlik veka návsr na vnútornom povrchu tesniace plochy zvary medzi nátrubkami a vekom šachta - zvary,vodiace plochy,povrch Gulové opery,trubky 63x5
4 ro*y 4 roky 4 roky 1 rok 1 rok 4 rosy 1 rok
j- 204 obalové trubky SUZ - zvary zvnútra,vnútorný povrch,tesniace povrchy zvary zvonia,vonkajši povrch koš aktívnej zóny dno šachty spojovacie tyče bloku ochranných rúr blok ochrsnnýeh rúr - dosadecie plochy, funkčné plochy,regulačné matice, pružinové bloky povrch BOR zvonka Hlavné cirkulačné potrubie,zvonka,zvnútra Potrubie kompenzácie objemu JslOO,Js2OO,zvonka trojník medzi potrubím Js200 a Js500 koaspenzétor objemu zvonka, zvnútra perogenerátor - tlpková nádobe zvonce,kolektory zvnitrs spojovací mfiterií.1 a tesr.icce plochy kolektorov tleková nádobe zvnútra,kolektory zvonca,spojovací sateriál a tesniace plochy prielesu,vostevbe heliové tesnostné skúšky ochrenných košielok kolektorov PG
4 1 4 4 1
roky rok roky roky rok
1 4 4 4 1 4
rok roky roky roky rok roky
•í- r o s y
4 rok v
3 roky prvé 3 rosy na keždos PCootom 3 roky
hlavné cirkulačné čerpadlo - teleso e zvery KCÍS z vonkajšej strany
4 roky
teleso a zvsry z vnútornej strpny spojovací materiel,tesniace plochy, lopatky
3 roky /GO/
hlavná uzetvéracia armetúre - teleso a zvery HUA z vonkajšej strany
4 roky
teleso a zvary z vnútornej stra-
pri SO HUA
ny,spojovací jsateriél, tesniece plochy berbotéžna nádrž - tlakové nádoba z vnútornej strany, zvsry a základný meteriél
4 roky
i
- 205 -| Filter ŠOV-I - základný materiál a zvary zvonka austenitický nevar zvnútra,tesniace plochy,spojovací materiál hlavné perné potr?íbie - zákledný materiál,zvary, armatúry - zvonka potrubie napájačej vody - základný materiél, zvary, armatúry - zvons.a regeneračný výmenník - základný materiál e zvary zvonka dochlsdzovac - základný materiál a zvary zvonka
4 roky 3 roky 6 rokov 6 rokov 4 roky 4 roky
Práce počas výmeny paliva riadi štáb a pracovné skupiny pre primárny a sekundárny okruh, ktorých úlohou je už?ie koordinácie prác ne primárnom okruhu a reaktore,resp. na sekundárnom okruhu. Tu sa úlohy s termíneffli plnenia rozpisujú priamo na zodpovedných pracovníkov a riešie ae sporné prípady v prípade nedodržania termínov ukončenia jednotlivých etáp. Ukončenie prác zapisuje do denníka priamo zodpovedný pracovník. Okrem denníka pracovnej skupiny je zavedený tiež denník OTK e defektoskopie, do ktorého se zapisuji všetky kontroly vykonané počas dňa a uvedením výsledku kontroly e rozhodnutia o povolení dalších prác na zariadení. Do denníka majú právo zapisovať aj pracovníci dodávateľských organizácií kontrolných prác. Bo denníka sa zaznamenávajú taktiež technologické postupy na operatívne odstránenie drobných vád napríklad vybrúsením. V súčasnosti je defektoskopická kontrola zabezpečovaná v SBO takto: na reaktore cca 40 % z predpísaného rozsahu pokrýve dodavatelsky ŠKODA pomocou manipulátorov a esi 10 % ss robi v spolupráci EBO-Škoda. Zbytok vykonáva S30,Čo bude pletiť aj pre nasledujúce roky.EBO okrem toho vykonáva kontrolu ne sekundárnom okruhu,pomocných okruhoch,heliové skúšky PS, skúšky pŕežiarenim na primárnom okruhu a všetky kontroly po opravách.
„ K
- 206 Na primárnom okruhu do roku 19£5 v požadovanom rozsahu zabezpečuje kontrolu dodavatelsky VUJE,pričo« po roku 1985 vzhľadom na to,že je rezortná skúšobňa s pribúdajúcimi blokmi môže v E30 z plánovaného počtu 91 000 hodín ročne poiryť 6000 hodín. Na základe toho by ai podľa návrhu MTÍJE malo väčšinu defektoskopických prác vykonávať EBO vlaetny"m rozšíreným defektoskopickým personálom. K. tomu podľa skúseností v ZSSR, NDR,3Í,R ale aj u née treba 35 kvalifikovaných defektoskopickýeh pracovníkov podľa nasledovnej schémy: Defektoskopie Vedúci defektoskopie
1
Plén a príprava defektoskopickej kontroly Vedúci inžinier pre prípravu defektoskopie
i
Vedúci inžinier pre viz.kontrolu /prostr.dialk.kontroly/
1
Vedúci inžinier pre ultrazvuk a magnetické metody
1
Vedúci inžinier pre skúšky tesnosti
1
Vedúci inžinier pre met8lografiu
1
Technik pre pesportizéciu a dokumentáciu
1
Sem. technik pre prípravu a plánovanie defektoskopie
2
Seaostatný skladník
1
Realizácia defektoskopickej kontroly Vedúci inžinier realizácie defektoskopie
1
Hlavný majster áeíektoskop. kontroly
1
lajster defektoskopickej kontroly Ľechenik - defektoekop
4 17
Vedúci technik metelogrsfie
1
Laborant
1
Uvedené rozdelenie vyplýva z doterejších skúsenosti e je nutné aj pre menší počet pracovníkov, ej v prípade kontroly dodávateľsky, pretože plánovanie a organizáciu prác bude zabezpečovať vždy len ESO.
- 207 - j P J O V O Z l l
P l O B L Í S n
J A D B K V f C H
I I A I T O B S
T U I O T t C B
K i D O B
t T L T R A Z V O K S M
lag* Jiří Přepeohal, Skoda k.p„ Plseš lag. JOB*? Solo t Skoda k.p. Pise* Abatrakt ObjeMOvé zkoušky til** a Tik tlakových nádob jaderných reaktorů ultra TnilraM Manipulátory a altramrakové přistroj* zkušebních zařízeni určených pro reaktory W B R kkO, typ V 213, Způsoby prozvuSová&i poMOOÍ jednotlivých zkušebnioh zařízeni, ultrazvukové sondy a jejloh uspořádáni ve zkušebnioh hlavloioh. 1. Úvod Při provozních prohlídkách tlakových nádob Jadoraých reaktorů Je zkouška ultrazvukea hlavni objeaovou Metodou. Metodik a způsobů prozvaoováni tlakových nádob existuje v současné dobe velké smoiatvi: v předkládaaé* Slánku jsou popsány jen ty, které se používají nebo budou používat pro zkoušeni tlakových nádob reaktorů W S R kUo, typ V 213. Ultrazvukea jsou kontrolována následující Místa tlakové nádoby: obvodové svary telesa a vlka, vybrané•Sástl auatsaltického návaru, svary těleso-náetaveo hrdla a nástavec - potrubí, základní sate rial nástavce, návar a základní Material v oblasti rádiusových přechodů hrdel, 8ást Materiálu volné příruby a svorníky a Matice M l
Ultrazvukové zkoušky výše uvedených Mlat ae provádí iáatečnž ru&oš a čáateenš posool zkušebních zařízeni* Z hlediaka bezpecnoati a hygieny práce a také z hlediaka opakovatelaoatl zkoušky je žádoucí, aby rozsah rudního zkoušeni byl co nejMenšl. U tlakové nádoby reaktoru typu T 21} lze prlnolpiálnš všechny ultrazvukové zkoušky provést poMOol zkušebních zařízeni, u reaktoru typu V 230 (jaderná elektrárna T 1) je však nutno prozvuBovánl z vnějšího povrchu tšleaa tlakové nádoby provádět ruonš, protože pro lnetalaoi zkušebních zařízení J« ode Málo Mláta.
i
i- 208 Níže budou stručně popsána zknšebni zařízeni, Jejichž použití, se předpokládá pro reaktory V 213* Vnitřní povrch tělesa tlakové nádoby se zkouSi zkuSebním zařízením REACTOBTEST TRC, Zařízení THC umožňuje prozvufiovat pomocí výměnných hlavic libovolné místo tělesa z vnitřního povrchu včetně rádiusových přechodů hrdel náetavoů a svarů nástavec - potrubí. Zařízeni TRC je plně mobilní a předpokládá se Jeho používáni na všech elektrárnách v ČSSR a pravděpodobné také v HDR a KLK. Vnější povrch válcové Sásti a dna tělesa se zkouší pomoci zkušebního zařízeni, které sestává z trvala zabudovaného manipulátoru pod tlakovou nádobou a demontovatelných zkušebních hlavic. Umožňuje obsáhnout ultrazvukovými sondami celý vnější povrch až k místu uložení tělesa. Toto zařízení se dodává s každým reaktorom, případně bude jeden soubor demontovatelných Sásti zařízeni používán pro dva bloky. Obvodové svary horního hrdlového prstence se prozvučuji ponocí zkušebního zařízení, které sestává z trvale zabudovaných kolejnic a vozíku, který po těchto kolejnicích pojíždí podél svarů. Toto zařízení je rovněž souSásti dodávky reaktoru. Základní materiál nástavce a oba svary hrdla Js 500 se z vnějšího povrchu prozvuSují dalším zkušebním zařízením TRC. Manipulátor sestává z dělené kruhové dráhy, která se upevní na potrubí a z vozíku pojíždějícího po této dráze. Toto zařízení Je součástí zkušebního zařízení REACT0RTB6T TRC. Základní materiál nástavce hrdla Js 250 se prozvuSují pomocí manipulátoru, který je íaké součástí dodávky kompletu reaktoru. Zařízení, určené pro prozvuSování obvodového svaru víka, tvoři dva vozíky spojené řetěxovitýni táhly, které pojíždí po přírubě víka podél svaru. Toto zařízení a* vyvíjí v k.p. Škoda Plzeň. Svorníky a matioe M XkO, které jsou oástí hlavního šroubového spojení, se zkouší ultrazvukem pomooi automatického manipulátoru, který je tvořen stojanem, u Jehož základny se nachází rotující talíř, na který se ustavuje svorník nebo matice. Ultrazvukové sondy jsou umístěny v držácích, unášených ve svislém směru z&vitea svorníku. Toto w ř i s m í )• mobilní a jeho použiti
- 209 -| se předpokládá stejné, jako n zaŕísení TRCJS. 3. Ultrazvukové Zfcxti«bnl zařízeni RBACTOKTEST TRC J* vyba.v*no ultrazvukovým prístroje* TBC 8000, Přistroj mé. Štyri kanály, které pracují samostatně T nomfinn< posloupnosti. Každý kanál j * vybaven dvSw*. analogovými bránovými obrody (jeden pro nastaveni poSátku Steni hloubky Tady, drahý pro nastaveni sledovaného useku) a obvode* pro kompenxaei vlivu vzdálenosti. Boha od 5tyř sond, která jsou íobrazena na ôtyíech obrasovkách, ss sono&snS zapisuji na videomagentofonu spolu se souŕadnioeai polohy sond. Analogový signál z ultrazvukového pristroja Je přen&ien do soustavy ad.kropooitaoů, kde je digitalizován a sspx*aeovávan» Výsledkea zpraoováni Je záznaai naaSřeaých výsledků na tfeoh přístrojích: souřadanioovéa zapisovali, rychlotiakér^ě a liniovesi zapisovačio Na souŕadnioovén zapisovaSi se vykresluje průmět nalezene vady na zkuSebnl povrch (C zobrazení). Rychlotiskárna tiskne tabulka s udáním souřadnic začátku, konce a Raxiata indlkaoe a —••••*»*i«•* velikosti porachového echa. Liniový zapisovač kreslí průběh výšky echa a hloubky vady v závislosti na dráze sondy. Zpracovávat lze stejným způsobea 1 záznaa videomagnetofonu. Celý přistroj lze dále připojit k minipočítači a na něn provádět další zpracování údajů, jejich archivaci, srovnání nálezu a pod. Zkušební zařízení z vnějšího povrchu pracují s ultrasvukovýas přistrojen TJDAH 16. K přístroji lze současně připojit 10 raSřicich ultazvukových sond a 6 sond pro kontrolu akustické vazby sledováním výšky koncového echa. Programy činnosti ultrazvukových sond jsou pevně nastavené pro jednotlivá seskupení ultrazvukových sond v hlavicích. Sondy pracuji buď aanostataó nebo spřaženě (tandemová aetoda). Přistroj má dvě obrazovky, na kterých lze pozorovat zvolené kanály. Záznaa naměřených údajů se provádí registracnia přistrojen FAK-P. Poloha sond je zaznamenávána číslicově, výska poruohového echa a hloubka vady analogově. Poslední dvě veličiny jsou zaznamenávány Jako Sára, která je přerušená v místech s nevyhovující akustickou vazbou astupňovítě zesilována v závislosti na hodnotě dané veličiny. Ultrazvukový přístroj UDAR X6 má rovně£ výstup na počítač, který umožňuje získat podrobněji zpracované výsledky. Předpokládá se použití poSltace, kterým je štandartne vybavena elektrárna.
- 210 Pro zkuSební zařízeni vlka je určen ultrazvukový přístroj DIUS PP, vyvinutý ve SVÚSS Běchovice a Škoda Plzeň, Přístroj DIUS PP má 12 kanálů měřicích a 11 kanálů pro kontrolu akustická vazby. Posloupnost činností sond jo pevně naprogramovaná, desky s programátory jsou však výměnné. Sondy pracuji buď jednotlivě, nebo v tandemu. Konstrukčně je přístroj DIUS-PP rozdělen do dvou částí. První část, blok generátorů a předzesilovadů, se nachází u ultrazvukových sond. Druhá část, všechny ostatní obvody, je s první částí spojena kabelem délky 100 m a nachází se na měřícím stanovišti. Toto uspořádáni umožňuje jednak zcela vyloučit ztráty UZ signálu na dlouhých kabelech a jednak podstatně snížit počet dlouhých kabelů od sond k přístroji. Přistroj je vybaven jednou obrazovkou, na které se zobrazuje zvolený kanál. Velikost echa (v dB) zvoleného kanálu se zobrazuje na číslicovém ukazateli, rovněž tak vzdálenost vady v H B . Tyto údaje jsou vyvedeny také na výstup, odkud je lze snímat až s opakovací frekvenci. Záznam a zpracováni dat se provádí pomocí minipočítače, který musí pracovat on line. Předpokládá se použiti vlastního mobilního počítače. Zkušební zařízeni Šroubů a matic používá dva' štandartní ultrazvukové přístroje USM 2MT, které jsou vSak navzájem synchronizovány a mají vyvedenou atuomatickou signalizaci ech, přesahujících nastavenou úroveň. Registrace výsledků se provádí snímáním obrazovek televizní kamerou a záznamem obrazu videomagnetofonem.
Zařízeni TRC umožňuje prozvučovat obvodové svary, návar válcové části a dna a svary hrdel libovolnou koiabinací z následujících ultrazvukových sond: - úhlová sonda příčných vln 45°, 1,5 MH«, rozměr 40 x 40 x 34 mm - totéž 55° - dvojitá úhlová sonda podélných vln 70°, 2 MHz, rozměr 40 x 40 x 3<* mm - přímá imerzni donda 0 20 mm, 2 MHz - přímá dvojitá sonda 2 x 1/2 0 20, 2 MHz, rozměr 40 x 40 x 45 Rádiusové přechody hrdel se zkouší dvojitými úhlovými sondami
- 211 - \ podélných Tin ?0°, 2 MHs, r o n é r 25 * 25 x 25 •». Akustická vaztoa Je kontaktníc Jako v*.x»bní prostředek aloaži voda, kterou Je při zkouice teleso nádoby zatopeno. Sondy Jsou v držáku rozmístěny ve vrcholech otveroe o straní 110 O B , přičemž úhlové sondy musí proxvnóovat vidy stejným směrem. Držák sond Je otočný o 360°, oož umožňuje prozvneova.ť zvolené místo ze vSech smšrů. TJ svarů se prakticky -roli. Styři smery, natáčení držáku lze využít při raSn-fm vyietření nalézané vady. Progran pro zpracováni výsledků mařeni Je vytvořen tak, že sondy K U S Í vždy vykonávat plynulý pohyb ve směru prosvuScváni. Úhlové sondy **5 a 55 Jsou určeny ke z j i ěí ováni vad v celera obJenu svaru (materiálu), rovněž tak i přímá sonda. Úhlovými sondami 70° se ijišíují podnávarové trhliny. Tyto vady Jsou orientovány vždy kolmo na aaér autosatového navarováni, takže Je dostatečná Jimi prozvtičovat Jen ze dvou saerů. Sondami 70 se také prozřučují austenitioké svary hrdel, u kterých lze s přijatelnou citlivostí poSítat do hloubky asi 20 an. Přímými dvojsondami se zjiátují vady spojení návar - základní materiál. Zkušební zařízení TRC (hrdla) Je osazeno úhlovými dvojsondami podélnýoh Tin 70°, S MHz. Akustická vazba se vytváří podléváním vodou. Sondaai lze prozvuSovat auatenitické svary hrdel do hloubky 20 mm, což znanená, že svar nástavec - potrubí bude prozvuSen celý, ale svar nástavec - hrdlo jen částečně. Zkušební zařízeni pro zkouiení z vnějSího povrchu je osazeno následujícími sondami: -
přímá dvojsonda 1,2 MHz kombinovaná sonda 0°, 38°, 52° a 59°, 1,2 MHz tandem vertikální 1,2 MHz tandem horizontální 1,2 MHz
V hlavici je jedna dvojsonda, dvě kombinované sondy (v navzájem kolmých směrech) a oba tandemy. Akustická vazba je kontaktní, dondy Jsou podlévaná vodou s přísadou inhibitoru. Kombinovaná sonda a tandemy jsou -vybaveny pomocným měničem pro kontrolu akuatioké vazby s čidlem pro indikaoi přítomnosti vody. Přímá dvojsonda a jednotlivé měnič© kombinované dondy prozvucujl materiál aaaostatnš metodou přímého odrazu. Tandemy mají jeden aônio vysílací a otyři prijímací /obr. l/.
;- 212 Úhel lomu vysílací sondy Je zvolen tak t aby při odrazu příčných vln od vady kolmé k povrchu došlo ke vzniku dvou svazku, z kterých na přijimaoí měniče dopadají podélní vlny. Sadry prozvufiování, kolmo a podél a varu, jsou neměnné. Zkušební zařízení víka je vybaveno dvěma výměnnými hlavicemi - jednou pro prozvučování v podélném směru a druhou pro kolny směr. Schéma prozvuSováni první z hlavio je na obr. 3« Hlavice je osazena deseti sondami *»5°, 1>5 MHz, Jednou sondou přímou a jednou dvojitou úhlovou sondou podélných vln 60°, obě 2 MHz. Sondy přivá a 60° pracuji samostatně, přičemž každý z oznaSených hloubkových úseků (Cl, Q2, U až U a L • AY) je prozvueován ve zvláštním taktu. Sondy k5° pracuji jednak v tandemovém provozu a jednak metodou přísaho odrazu. V tandemovém provozu sondy 3 až 10 postupné vysílají, sonda 2 vždy přijímá. Metodou přímého odrazu Jsou hloubkové úseky 1 až 9 postupně prozvuÉovény zleva sondami 2 až 10 a zprava sondou 11. Každá úhlová sonda v hlavici je vybavena vedle mořicího Ještě pomocným přímým měničem, kterým se kontroluje akustická vazba sledováním •trýsky koncového echa. Drahá hlavice zařízení MATIK seatává ze Styř uhlových sond 45°, 1,5 MHz a dvou dvojitých úhlových sond podélných vln 60°, 2 MHz. Dondy prozvučují svar z Jedné strany (z druhé není místo) přímým odrazem buž Jednosondově, nebo dvottsondově (obr.2). Svorníky, se prozvučuji z povrchu osového vývrtu dvěma sondami ^5°, k Hz ve dvou smírech podél osy. Matice se prozvueuje z Cela přímou sondou 2 MHz. 5. 2áv«r Popsané způsoby provzuoováni svaru, návarů a základního materiálu těles tlaJcovýoh nádob reaktorů V 213 umožňuji kvalitní a spolehlivou objemovou kontrolu všech míst, ve kterých by bylo možné ooekávat vznik nebo aryetíovani vad. Plné uplatnění uvedených systému Je však podmíněno jejioh včasným dodania (• výjimkou TRC a AMAŠ, které jsou již k disposici), uvedenia do provozu a osvojením.
- 213 -
Obr. 1 ProzvučOTání svaru tandemem s využitia transformace příčných Tin na podélné
T
i Obr» 2 ProzvufiovAní svaru pfiaýn odrážam jednoisondovi c dvouaondove
js.
Obr.3
>
„ľw» z 7 vně Prozvučování obvodového *varu víka vnt hlavicí zkušebního zuří;-.onf MAVIK
t ro
8
iwvrchu mnohogondovou
- 215 - '
NÄROKY NA KONŠTRUKCIU VYBRANÝCH JADROVÝCH ENERGETICKÝCH ZARIADENÍ Z HĽADISKA REALIZOVATELNOSTI PREVÍDZKOVÍCH KONTROL MATERIÁLU Ing. Miroslav
Herman
V r e f e r á t e sú d i s k u t o v a n é j e d n o t l i v é požiadavky na k o n š t r u k c i u vybraných Jadrových energetických zariadení z hladiska realizovatelnosti prevádzkových kontrol materiálu. Je spracovaný rozbor podmienok pre Jednotlivé metódy nedeštruktívnej kontroly, problematika izolácií, prístupnosti a dekontaminácie miest kontroly. Na základe stanovených zásad pre konštrukciu Je poukázané na niektoré typické nedostatky konštrukcií JEZ.
1.
0 v od
Prevádzkové kontroly materiálu a zvarových spojov Jadrových energetických zariadení /JEZ/ sa stali Jednoznačnou súčastou systému zabezpečujúceho vysoké nároky na spoíahlivosl a maximálne dosiahnutelnú Jadrovú bezpečnost prevádzkovaných blokov jadrových elektrární. Ich opodstatnenosť je okrem iného podložená i skúsenosťami získanými prevádzkovaním blokov s reaktormi typu W E R v zemiach RVHP popr. s reaktormi typov PWR v KS. 2. Prevádzkové
kontroly
materiálu
Prevádzkové kontroly materiálu JEZ sú neoddělitelnou súCasiou systému zabezpečovania kvality vybraných zariadení v jadrovej energetlkee Cieíom prevádzkových kontrol materiálu je zabezpečenie integrity materiálu zariadení dôležitých pre spoíahlivú .. prevádzku,popr. dôležitých pre zvládnutie mimoriadnych prevádzkových stavov tak, aby neboli v priebehu prevádzkového využívania blokov JE ohrozené zásady jadrovej bezpečnosti. Sú vykonávané periodicky v určených časových odstupoch stanovených počtom prevádzkových hodín zariadení, obvykle v období odstávok blokov pre výmenu paliva.
!- 216 -
V zásade je na základe súčasne platných doporučení kontrola materiálu určených miest Jadrových energetických zariadení opakovaná cca 6-8 krát v priebehu projektovaného prevádzkového využívania blokov JE. Tejto etape predchádza etapa kontrol vo výrobe a pri montáži, čím celkový počet kontrolných operácií vybraných miest zariadení môže dosiahnul až počtu 13. Pre kontrolu kvalitymateriálu sú využívané nedeštruktívne defektoskopické postupy, ktoré tak z vyššieuvedených dôvodov tvoria jeťiu z dôležitých častí hodnotenia stavu jadrovej bezpečnosti celkov JE. Na aplikované metódy kontroly sú preto kladené stále sa zvyšujúce nároky z hladiska ich spolahlivosti, presnosti a kvality získaných výsledkov. Každá neistota a z nej vyplývajúce diskusie v interpretácii výsledkov kontrol, hlavne z dSvodov geometrického a konštrukčného riešenia kontrolovaného zariadenia, prináša so sebou vyššie časové, personálnea tým i finančné nároky. Táto nár'očnosl sa äalej znásobuje i pomerne vysokou opakovatelnostou kontrolných úkonov. V konštrukcii jadrových, energetických zariadení by preto mali byt zchladněné skutočnosti,' umožmjúce racionálne a pritom spolahlivé vykonanie predpísaných )ro2sahov nedeštruktívnych kontrol ich materiálu. ; I
I 3. Nároky na konštrukciu JEZ V priebehu prevádzkových kontrol materiálu JEZ sú v prevažnej miere aplikované popri vizuálnych prehliadkach nasledujúce defektoskopické metódys . -
ultrazvuková /manuálna i mechanizovaná/ magnetická prášková kapilárna a pomerne v malom rozsahu radiografická.
Na základe rozdielneho fyzikálneho pôsobenia vyžadujú tieto metódy určité, čiastočne však rozdielne, predpoklady z nladiska nárokov na priestorové usporiadanie, kvalitu povrchu, štruktúru materiálu a přístupnost ku kontrolovaným povrchnom zariadení. Táto rozdielnosť je dokunentované nasledujúcimi požiadavkami na prevedenie zvarových spojov z hladiska ich kontroly prežarovaníta /RJ/,
- 217 -
povrchovými metódam'
/kapilárnou KP a magnetopráškovou
MP/ a
ultrazvukom /UZ/.
I ^ i a d s v k y r.n = v a r
j - T ^
^ o:.^ic.~r;:ná hoi.."i^énr.u Struktura
-:
i
j
minimálně presadenie hrán j vhocnt fnrna prilahlej :;varu
•::
!
zcr.y
; vhodný tvar koreňa zveru napr. i; obvcc.ivvch svarov r ú r •:áctránonie k'-.renovyel; i:"\'epl."iv i r.ie zápalov
1
.-.dstránenie prevýšenia tupých
! I
zvarov špecifikovaná drsnoet povrchu
j
r.ir.iríálne povrchové nc-rovr.-sti 1
;
obojstranná přístupnost
í
dekontaminovatfelncGt
j j
x
| j
rc
Í:
: :í !
Z prehladu vyplýva, že popri nutnosti zabezpečenia jednozna;ných podmienok vazby a šírenia ultrazvukového signálu sú v prevažnej miere ostatné opatrenia zamerané na odstránenie tzv. falošných indikácií vád. Tieto indikácie sa síce dajú definoval prostredníctvom dodatočných kontrol, avšak tieto vždypredstavujú äalšie nekalkulované časové a finančné náklady. Z predchádzajúceho vyplýva náročnosí prípravy zvarových spojov pre potreby nedeštruktívneho skúšania. Je zrejmé, že najschodnejšou cttstou v tomto prípade Je minimalizácia počtu zvarových spojov použi tých v konštrukcii zariadenia. 2e tento postup Je možný,dosvedčujú prípady minimalizácie počtu zvarových spojov napr.tlakových
- 218 nádob reaktorov, dokumentované na obr.l / I / , Ďalším príkladom može byt napr. aplikácia "indukčného" ohýbania rúr, ktoré môže znížil až o 30% počet zyarových spojov potrubných systémov primárného systému JE, alebo integrácia svorníkových prírub do jedného celku s potrubím / 2 / . Vzhladom k skutočnosti, že pravažnú väčšinu kontrolovaných miest tvoria zvarové spoje, z äalších prípadov pre menšiu četnost kontrolných operácií sú stručne spomenuté iba nároky na detaily JEZ vyrábané kovaním. U volne kovaných detailov JEZ by sa z hladiska realizovatelnosti ultrazvukových kontrol mali navrhovat pokial možno jednoduché tvary povrchu s kolmými odstupmi, luto zásadu je však tažké dodržal u zápustkových výkovkov napr. častí telies armatúr. Preto by sa u týchto mala objemová kontrola obmedzil iba na východzí stav materiálu a v priebehu prevádzkového využitia aplikovat iba povrchové metSdy kontroly na povrchoch kvalitou odpovedajúcich normám, V äalšej časti referátu sú diskutované nároky spoločné pre kontrolu zvarových spojov i základného materiálu. Projekt blokov J E by mal pre účely prevádzkových inšpekcií v maximálnej miere sprístupňoval kontrolované miesta JEZ systémemo stabilných lávok a plošín s dostatočnými úložnými priestormi pre snímané tepelné izolácie a kontrolné meracie zariadenia. Tejto požiadavke musí na druhej strane odpovedal konštrukcia zariadenia tým, že zabezpečí súlad potencionálnych miest kontroly s možnosťami stavebnej konštrukcie boxov JE, v ktorých sú zariadenia umiestnené. Systém stabilných láviek a plošín znižuje časové a finančné nároky na dodatočné sprístupňovanie kontrolovaných miest napr. systémom montovaných lešení. Zohíadnenie stavebnej časti pri projekte a konštrukcii by zase malo zabránil vzájomným kolíziám napr. typu uniestnenia náročné namáhaného zvarového spoja potrubia do priechodky boxu bloku JE tak, že je v podstate po ukončení montáže pre obdobie prevádzky neprístupný. Väčšina JEZ podliehajúcich prevádzkovým kontrolám materiálu je tepelne izolovaná.. Preto äalším problémom, ktorý do značnej miery može ovplyvňoval přístupnost kontrolovaných miest JEZ je otázka konštrukcie tepelných izolácií a hlavne ich nosných konštrukcií.
p
i '••
- 219 -
Nevhodnost konštrukcie i z o l á c i í níože v značnej miere znehodnotil prednosti vhodnej konštrukcie zariadenia obvykle tým, že do kontrolovaných zón zasahujú nosné prvky teploizolačného systému, popr.,že plošný rozsah snímateLnej izolácie nevyhovuje priestorovým nárokom aplikovanej metódy kontroly. Zásadnou požiadavkou v t e j t o oblasti je nutnost, aby : -
rozmery rýchlosnímatelných sekcií tepelných i z o l á c i í koreäpondovali s rozmermi kontrolovaných oblasti materiálu /pritom mimo iné zohladnil tiež oblasti pohybu sond pri kontrole zvarových spojov uhlovými sondami, alebo rozmery magnetizačného Jarma pri kontrole zvarových, spojov magnetionduktívnou práškovou metódou/,
-
prvky nosnej konštrukcie nezasahovali do kontrolovaných o b l a s t í .
Vyžšieuvedené požiadavky j e obtiažne s p l n i l obzvláší u veikorozmerových t e l i e s tlakových nádob situovaných v horizontálnom smere. Prevažná väčšina prevádzkových kontrol je realizovaná na JEZ umiestnených v radiačné-zatažených priestoroch popr. obsahujúce v období prevádzkovania rádioaktívne média. Dôsledkom tejto skutočnosti sú viac-alebo menej rádioaktívne kontaminované povrchy určené pre kontrolu,, V prípade kontaktnej, mechanizovanej kontroly ma-. t e r i á l u sa v tomto prípade obvykle nedá využíval ochrany tienenie, ani ochrany vzdialenostou. Do úvahy tak prichádza ochrana časová, tzn. skrátenie dlžky expozície p r i kontrolných operáciách alebo zníženie aktivity kontaminovaných povrchov a pracovných priestorov. Minimalizácia časových nárokov na vykonanie kontrolných oper á c i í j e podložená splnením uvedených požiadaviek na kvalitnú p r í pravu kontrolovaných povrchov už vo výrobnej afére, požiadaviek na zabezpečenie jednoznačnosti výsledkov kontrol a vyhovujúcim sprístupnením miest kontroly. Z ííadiska dekontaminovatelnosti j e potrebné, aby konštrukcia JEZ napr.:
I?
- 220 -
a/ nevytvárala tzv. hluché miesta, kde Je možnost zhromažďovania zostatkov aktívnych pracovných médií v pracovnej polohe zariadenia, b/ vytvárala pokial nožné hladké povrchy s postupnými prechodmi, c/ zabezpečila utesnenie popr. zakrytovanie všetkých svorníkových spojov /kde Je možnost vniknutia dekontaminačných roztokov bez možnosti ich odstránenia/, d/ používala vhodné typy povrchových úprav materiálu, atä. Vytvorenie tzv. hluchých miest môže byt následne vlak spôsobené i nesprávnym montážnym postupom pri vcelku vyhovujúcej konštrukcii zariadenia. Typickým príkladom sú napr. nevyspádované potrubné trasy,, ktoré zaemožnujú ich úplnú drenáž. Je zrejmé, že splnenie všetkých predpokladov kladených na konštrukciu JEZ z hladiska nedeštruktívnych kontrol materiálu prináša so sebou vyššie finančné náklady v etape prípravy a výroby zariadení. Tieto náklady sú na druhej strane zase vykompenzované jednoznačnosťou a efektívnym vykonaním vlastných kontrolných operácií. Pre ilustráciu sú v nasledujúcom uvedené niektoré typické príklady nevhodnej konštrukcie vybraných zariadení JE s WER 440 z hladiska realizovatelnosti kontrol materiálu : a/
Nevyhovujúce priestorové pomery v oblasti nátrubkov tlakových nádob reaktorov typu V 230, zapríčinené umiestnením tepelných izolácií spôsobujú, že nie je prístupné cca 5096 zvarových spojov nátrubkov s nádobou. Všetky äalšie operácie sa vykonávajú vo velmi stiesnených pomeroch vyvolávajúcich 5alej nepriaznivé mikroklimatické a radiačné pomery. Tieto nedostatky sú už odstránené pri zabudovaní reaktorov typu V 213.
b/
Nevhodné uniestnenie zvarového spoja primárneho kolektora, parogenerátorov do oblasti rozhrania para-voda vyžaduje Jeho ochranu pomocou celoobvodového púadra z vonkajšej strany kolektora. Komplikuje sa geometria prilahlej zóny svaru a pre aplikáciu nedeštruktívnych kontrol materiálu sa znemožňuje Jednoduchý
- 221 prístup ku koreňovej strane zvaru. c/
4.
Nevhodná konštrukcia elektrických prívodov k systému ohrievačov kômpenzátoraobjemu znemožňuje zabudovanie rýchlo snímatelnych i z o l á c i í v oblasti zvarového spoja dna s valcovou Saslou nádoby kompenzátora. Tým sa vylučuje přístup k cca 3O5t dlžky zvarového spoja,ktorý v tomto prípade nemôže byt kontrolovaný z vonkajšej strany tlakovej nádoby kompenzátora objemu. Z á v e r
Prax získaná pri opakovaných prevádzkových kontrolách vybraných JEZ 1. a 2.bloku JE V-l Bohunice jednoznačne preukázala prednosti kontrolných operácií na miestach, ktoré vyhovujú nárokom vytipovaným v predchádzajúcom znení referátu. Taktiež sa preukázalo, že dodatočné úpravy povrchov zariadení pre účely nedeštruktívnych kontrol materiálu, realizované v priebehu prevádzkového využívania sú velai náročné z hladiska pracnosti a radiačného zaťaženia. Z uvedených dôvodov je teda potrebné, aby pokiaí možno v čo najvačžoa rozsahu bola prevádzkovým kontrolám materiálu prispôsobená už konštrukcia zariadení a všetky požiadavky boli naplnené už v procese realizácie JE2. LITERATURA /I/
S.G.Drúce, B.C.Edwards: Development of PVIR pressure vessel s t e e l s . Nuclear Energy 19, 198C, 6,5 ,s.347-360
HI
Steraischa M., Fischdick H.,Wallheinke H,D.,Kraftwerk Union AGjBRBs Prufgerechte Konstruktion und Pertigung von Kernkraftwerks Xcmponenten. II.európska konferencia pre nedeštruktívne skúšanie. Viedeň 1981
.;
- 222 Prevedenie z dosák alebo malých výkovkov
Prevedenie z velkých výkovkov
Zostava horného veka
Príruba nádoby '."ítrubková sekcia eo veadenýml nátrubkami
Sekcie valcovej časti nádoby
Integrovaná sekcia e prírubou a nátrubkami a privarenými kcnccvkami
Jediná sekcia valcovej časti nádoby
Prechodová sekcia Dno Pozn. : Okres naznačených obvodových zvarov obsahuje každá dosková sekcia ešte 3-6 pozdĺžnych zvarov Obr. S.1 t Tlaková nádoba tlakovoAsého reaktora 1200 läVíe v doBkovoa a kovanom prevedení
- 223 -
SKÚŠKY TESNOSTI HEftMETICKÍCH PHIESTQROV JE W S R kkO
|
Ing. Pavel Baláž Anotácia Referát popisuje stručne obsah skúšok tesnosti hermetických priestorov JE • W E R kkO (lokálnych a integrálnych) v období spúšťania a prevádzky. t. Úvod Na základe rozhodnutia ČgKAE je nutné u všetkých do prevádzky uvádzaných bXokov JE W E R kkO s reaktorom V 213, (toda počinajúc 1.blokom V-2 Jaslovské Bohunice) vykonať skúšky tesnoat.i a na základe nich stanoviť skutočnú hodnotu veľkosti úniku z hermetických priestorov. Táto hodnota bude poton slúžiť ako podklad pre povolenie k prevádzke JE. V ďalšom je uvedené zásadné rozdelenie skúšky tesnosti hermetických priestorov do jednotlivých etáp. 2. Lokálne_skúšky teanosti Ide o zisťovanie tesnosti jednotlivých uzlov, tvoriacich hranicu hernetickosti. Skúškam sa tu podrobujú: - uzatváracie ventily potrubných systémov, ktoré sú do hermetických priestorov otvorené (napr. sprchový systém, ventilácia, ápec,kanalizácia, imp,rúrky a pod.)} - mechanizmus pohonu ionizačných komôr; - hermetické dvere s prielezom a bez prielezu; - montážne poklopy; - potrubná prieohodky} - elektropriechodky silové i kontrolné; - zvary výstelky; Metódy kontroly, ktoré sa pri týchto skuákacb aplikujú možno stručne charakterizovať nasledovne: - vizuálna kontrola celistvosti hermetického spoja;
f
! - 224 — - kontrola mydlovým roztokom pari súčasnom vytvorení tisícového spádu na očakávanej netesnosti (napr. vákuovou komorou, Integrálnym vákuom alebo pretlakom v celom hernu priestors, pretlakom v kontrolnom priestore); - meranie výtoku vzduchu z kontrolného priestoru (napr. jeho doplňovaním cez systém merania prietoku, alebo merania poklesu tlaku po natlakovaní kontr.priestoru); - kontrola prítlačnej plochy gumového tesnenia (napr. metódou priľnavej farby j, papierovými mierkami a pod.); - niektoré iné metódy (napr. snímanie zvukových, resp. ultrazvukových signálov, halogénové a héliové hľadače); Uvedené metódy slúžia jednak k vyhľadaniu netesnos ti za účelom ich následnej opravy a jednak k zisteniu veľkosti lokálneho úniku (napr. na 1 bm tesnenia či zvaru, na 1 ks prlechodky a pod.), pre ktorú existujú tiež určité obmedzenia. Lokálne skúäky sa robia priebežne počas montáže, teda bez vplyvu na harmonogram opúšťania. 3• Integrálna ^akúžka tesnosti Je to skúška tesnosti hermetických priestorov počas spúšťania JE za účelom stanovenia veľkosti uniku. Táto skúška je zakotvená v harmonograme spúšťania (komplexného vyskúšania) JE, a to obvykle v etape taane pred fyzikaInyg spúšťania. Princíp skúšky je nasledovný: Všetky hermetické priestory JE (t.J. priestory, do ktorých sa v prípade mejcinálnsj projektovej havárie môže dostať parovzdušná zmes) «a pospájajú navzájom tak, aby sa mohli natlakovať vzduchom (napr* z kompresorovej stanice JE) na príslušnú tlakovú úroveň. Zároveň je nutné urobiť potrebné opatrenia k tomu, aby vSetky časti, ktoré tieto priestory oddeľujú od.vonkajÄej- atmosféry boli uzavreté (ventily, dvere a pod.). S ohľadom na uožnosť poSkodenia. niektorých časti vnútri harm, priestorov je nutné ioh buä demontovať, alebo deheraetizovať (pri dodržaní určitej max. rýchlosti zvyšovania tlaku). Po natlakovaní sa atmosféra v herra. priestorooh ponecháva určitú dobu stabilizovať (vyrovnávanie teplôt, vnikanie vzduchu do pórov betónu). Potom aa heraetlcké pri*«tory oddelia od zdroja
- 225 -
vzduchu a vlastné meranie začne zaznamenaním hodnôt tlaku, strednej teploty a stredného parciálneho tlaku vodnej pary v ataiosfére hermetických priestorov* Hodnoty teploty a pare,tlaku vodnej pary sa určujú priemerovaním z viacerých snímačov. Merania sa opakujú v určitých časových intervaloch, pričom úbytok vzduohu z hermetických priestorov sa urči. dosadenia horesposnenutých hodnôt do stavovej rovnice. Úbytok vzduchu za 2k hod. vyjadrený v > hmotnosti vzduchu v hermetických priestoroch na začiatku nkúšky sa nazýva velikost' úniku L. Piati k
kde
h o d
index 1 ... začiatok akúíky index 2 ... koniec »^í.gvy H ... doba trvania tňrASiry bod p ... abs.tlak atmosféry v hena.priestoroch Pa p ... pare.tlak vodnej pary v atmosfére herm.priestorov Pa T ... teplota atmosféry v hena.priestoroch K
Po ukončení akúáky sa môže tlakováť cíalej pre účely meraní na vyššej tlakovej úrovni, poprípade sa tlak z herm.priestorov uvoľňuje do vonkajšej atmosféry; opäť však -s dodržaním určitej max.rýchlosti znižovania tlaku. V prípade, že zistená velkost' úniku bude vyššia než povolená, je nutné po odtlakovaní vyhľadať netesnosti a opraviť ich. Pri vyhľadávaní sa môžu primerane použiť kontrolné metódy popísané v bode 2. pri zohľadnení možnosti ich rýchlej aplikácie (všetky tieto práce predlžujú dobu skúšok). Po opraV6 je nutné skúšku tesnosti zopakovať. *** PrfYéjdzkovéskúšky tesnosti V prevádzke počas revízii, opráv, resp. pri výmene paliva sa vykonávajú jak lokálne tak integrálne skúšky tesnosti. Všeobecne piati, že lokálne skúšky uzlov Metódami v zmysle bodu Z, sa vykonávajú pri každej revízii (oj>t-ave) uzla, minimálne raz
Jť •; :
- 226 ročne v prípade, že uzol bol na určitý 5aa odheroetizovaný. Integrálna ftkvjňka sa obvykle vykoná v rámci výmeny paliva, avšak na nižšom tlaku, než skúška pôvodná-pri spúšťaní. Výsledok meraní (t.j. veľkosť úniku) sa prepočíta na potrebnú tlakovú úroveň korekčným faktorom, ktorý zistime pri pôvodnej skúške. Opäť platí, že v prípade vyššej hodnoty Je nutné netesnosti vyhľadať, opraviť ich a skúšku zopakovať. 5• Záver V najbližšom období bude nutné realizovať na 1.bloku JE V-2 po prvý krát v ČSSR celý rozsah skúšok v zmysle bodov 2. a ] tohoto referátu. Joh úspešné zvládnutie a hlavne uspokojujúci výsledok nám dajú záruky pre splnenie náročných požiadaviek na jadrovú bezpečnosť a pre získanie skúseností s vykonávaním týchto skúšok na hermetických priestoroch JE W B R kkO resp. na cohrannej obálke JE W E R 1000.
- 227 P E R I O D I C K É P R O V O Z N Í K O N T R O L Y J A K O S O n í í S I I B H V I D II í 1 ľ í K O P R O G R A M U Z A J Š T Ě N Í J A K O S T I P R C P A R O G E H E R Í T O R Y O B J E M U J A D' E R N é V ¥ E R - 4 4 O .
A K O K P E E Z / T O R Y E L E K T R Á R N Y
Prom. fyzik KAWALEC Miroslav, k.p. Vítkovice - ŽSKG Ostrave Anotace: Prednáška se zabývá problematikou požadavků na periodická provozní kontroly v rámci Individuálních programů zajištění jakosti pro parogenerátory a kompenzátory objemu. V přednášce jsou formulovány hlavní problémy, které je nezbytné urychlecě řešit, V další kapitole jsou pak uvedeny konkrétní návrhy řešení, včetně ránětů pro další zdokonalení systému provozních kontrol e prohlídek parogenerátorů 3 kompenzátorů objemu na jaderných elektrárnách. 1, Požadavky na periodické provozní kontroly v rámci Individuilníř.c
Výnos č. 5 ČSKAE ze 14.11.1979 o zajištění jakosti vybraných zařízení v jaderné energetice z hlediska jaderné bezpečnosti (viz /I/) ukládá výrobcům vybraných zařízení povinnost zpracovat pro tato zařízení Individuální programy zajištění jakosti (dále jen IPSJ), jejichž součástí má být vedle požadavků na provozní kontroly (návrh programu provozních kontrol) také posouzení konstrukčních řešení jednotlivých zařízení z hlediska realizsce provozních kontrol. Při zpracováni IPZJ pro parogenerátor (dále jen PG) / 2 - e I FZ J pro kompenzátor objemu (dále fjen KO) / 3 / jsme v této obleati r.arezili na celou řadu problémů, .jejichž řešení bude v mnoha případech obtížné a vyžádá si Bpolupráci řady partnerů. S ohledem na tyto skutečnosti a na stanovený termín zpracování IPZJ byla místa, rozsah, metody a periodita provozních kontrol PG a KO převzaty ze sovětského technického projektu, na jehož základě byly v našem podniku zpracovány Instrukce pro provoz parního kompnezátoru objemu WER-440. 2. Formulace hlavních problémů Optimalizovaný návrh rozsahu provozních kontrol zařízeni pri-
L * .;
- 228 márního okruhu jaderné elektrárny musí vycházet: - z vlivu uvedeného zařízení na jadernou bezpečnost elektrárny (tato skutečnost je klasifikována zařazením do příslušné třídy dle výnosu č. 5 ČSKAE z r. 1979 1 které provádí generální projektent jederné elektrárny) - z důkladné snalýzy konstrukčního řešení jednotlivých uzlů daného zařízení Be zaměřením na tzv. "slabá místa konstrukce" - z vlivu jednotlivých uzlíi zařízení (dílu základ, materiálu, sv&rů) na provozuschopnost zařízení event, provozuschopnost celého bloku - ze znalosti spolehlivosti jednotlivých uzlů zařízení. Při zpracování optimalizovaného návrhu ro^eenu provozních ke:.trol nutno dále vycházet: - z posouzení konstrukčního řešení jednotlivých zařízení z hledis'« realizace provozních kontrol (prostorová přístupnost pro jedrr tlivé" kontrolní metody a postupj, snímetelné izolace aj.) - ze znalosti dosažitelného stupně dekontaminace jednotlivých zzEíztní a s tím související dávkové zátěže obsluhy; na základě t;r.r re.pak nutno volit bud" ruSní kontrolu, nebo nasazení prostředků délkové kontroly - manipulátoru event, robotů.
'': , 1 /'*
*' / ; í
Podklady ze sovětského technického projektu, jež mace v scučssné době k dispozici, stav znalostí o provozu námi vyráběných zeří-ení i stávající vztahy a vazby mezi jednotlivými partnery (výrocce, Gľ~, investor, projektant, provozovatel) nedávají však prozatím rce2r.eet takovýto optimalizovaný rozsah provozních kontrol zpracovat. V dalším se pokusíme zformulovat hlavní problémy, které j-sou r.e překážku snaze výrobce o vytvoření uvedeného optimalizovaného návrhu rozsahu provozních kontrol jednotlivých zařízení. Jsou to: a) Sovětský technický projekt parogenerátoru a kompenzátoru objer.u neobsahuje klasifikaci těchto komponent podle bezpečnostnícr. tříd. V ČSSR generální projektant JE (Energoprojekt Praha) provedl tutc klasifikaci teprve v projektu jaderné elektrárny Mochovce. b) V sovětském technickém projektu FG a KO není obsažena (8 není e'.i dostupná) dokumentace, která by umožnila ověřit, že rozsah periodických provozních kontrol v tomto projektu obsažený byl zpracován na základě důkladné analýzy konstrukčního řešení jednotlivých azlů PG a KO se zaměřením na tzv. "slabá místa". c) Technický projekt neobsahuje analýzu vlivu jednotlivých uzlu r.e . provozuschopnost KO a FG event* celého bloku z hlediska provozních zkušeností, neobsahuje rovněž statisticky podložené údaje o provozní spolehlivosti konkrétních uzlu PG a KO. Výrobce září-
• %.;
- 229 -j zení má k dispozici pouze údaje o provozuschopnosti a spolehlivosti jednotlivých zařízení JE V-l, vyhodnocované v rámci "Jednotného informačního systému sledování spolehlivosti zařízení JE" v rámci resortů FMPE a FMHTS. (Vzhledem k délce provozu jednotlivých bloki V-l nelzs tyto údaje považovat za směrodatné) a neoficiální údaje a sdělmí získané od provozovatele. d) Výrobce zařízení nemá úplné podklndy k tomu, aby mohl zodpovědně posoudit konstrukční řešení těchto zařízení z hlediska realizace provozních kontrol uvedených v sovětském technickém projektu a ve vlastním návrhu těchto provozních kontrol v IPZJ, zpracovaném na základě projektu (jde zejména o posuození prostorové přístupnosti pro jednotlivé kontrolní metody a postupy, o snímatelné řešení izolací a j . ) . e) Výrobce má k dispozici pouze neoficiální informace od provozovatele JE V-l a od VÚJE o dosažitelném stupni dekontaminace jednotlivých zařízení a z toho plynoucí radiační zátěže při provádění provozních kontrol. Sovětský technický projekt podobné udej e neobsshuje a při provozních kontrolách uvažuje ruční provádění jednotlivých kontrolních operací (bez prostředků dálkové kontroly). Ctázkv automatizace provozních kontrol jednotlivých zařízení (manipulátory) jsou sice v rámci výzkumného úkolu řešeny ve VÚJE v Jeslovskyci. Bohunicích, realizace výroby manipulátorů a jejich dodávka ne jednotlivé bloky JE není však dosud řešena. 3. V dalším uvádíme naše návrhy na řešení shora uvedených problérr.ú. Tyto návrhy si nečiní nárok na úplnost řešení, cílem je v ředě případů dosažení aleBpoň částečného řešení. s) Bez ohledu že sovětský technický projekt komponent primárního okruhu jaderné elektrárny WER-440 neobsahuje klasifikaci komponent podle bezpečnostních tříd, měl by generální projektant jaderných elektráren v ČSSR tuto klasifikaci provést zpětně již od JE V-2, a to podle zásad uplatňovaných v projektu JE lúochovce. Provedenou klasifikaci je nutno oficiální cestou sdělit výrobcům zářízaní, a to buä prostřednictvím GDT nebo přímo. b) Vzhledem k tomu, co bylo řečeno v předchozí kapitole, považujeme za nezbytné, aby si výrobci jednotlivých komponent vyžádali od sovětské strany podrobnější informace o tom, jakým způsobem byl stanoven rozsah provozních kontrol, obsažený v sovětském technickém projektu. Nezávisle na tom je však nezbytné, aby tito výrobci provodíi vlastní důkladnou analýzu konstrukčního řešení jednotli-
: ;
-í
'
i - 230 vých uzlů komponent a stanovili "slabá místa" konstrukce. Ha základě uvedené analýzy "slabých míst" nutno posoudit stávající návrh rozsahu provozních kontrol a rozhodnout o jeho případném doplnění o nové kontrolní metody event* o rozšíření rozsahu stávajících kontrol například u PG nutno zvážit rozšíření rozsahu kontrol a doplnění některých dalších kontrolních metod u příruby kolektorů I. okruhu, zavedení kontroly tloušíky stěny, výskytu korozních vad teplosměnných trubek a kontroly těsnosti vazeb teplosměnných trubek ve stěnách vnitřní vestavby PG zařízením s multispektrálními sondami, pracujícími na principu vířivých proudů, aplikaci mnohem citlivější a spolehlivější vakuové metody heliových zkoušek těsnosti systému kontroly těsnosti ochranných výklenků kolektorů I.okruhu, e j ) . V našem podniku se vlastní analýza "slabých míst" konstrukce PG a K0 již v současné době provádí. Některé její výsledky byly promítnuty do revidovaného návrhu kapitoly 26 "Provozní kontrola základního materiálu e svarových spojů". Instrukce pro provoz a údržbu PG W E R - 4 4 0 a kapitoly 10 Instrukce pro provoz KO WER-44C, jež byl zaslán k připomínkování provozovateli (EBO) a VTÍJS. Promítnutí dalších konkrétních závěrů z prováděné enalýzy do návrhu programu provozních kontrol předpokládáme v rámci revize Instrukce pro provoz a údržbu PG a Instrukce pro provoz KO (tato revize v součesné době probíhá). c) Vedle řádné funkce "Jednotného informačního systému sledování spolehlivosti zařízení JE" v rámci resortů FMHTS a FMPE (Opatření PI.THTS č, 18/1981) považujeme za nezbytné navázání co nejužší neformální spolupráce mezi výrobcem, provozovatelem, investorem, GI?r a generálním projektantem JE (např. formou KRBu), umožní tak těsnou zpětnou vazbu od provozovatele JE na výrobce (využití poznatků o provozní spolehlivosti a poruchách zařízení pro další zlepšení konstrukce či provozních vybavení těchto zařízení), tak následnou rychlou aplikaci úprav a nových konstrukčních řešení u delších výrobků (např. náhrada nedokonalého stavějícího systému kontroly těsnosti ochranných výklenků kolektorů I. okruhu systémem vakuovým). S politováním musíme konstatovat, že takováto úzká Bpolupráce doposud neexistuje. Považujeme za vhodné navázat spolupráci nejen v rámci ČSSR, ale i s provozovateli JE W E R - 4 4 0 v NDR, BLR a ľ.ľLR. d) Navrhujeme řešit analogicky jako c ) , t j . vybudováním co nejužší vazby mezi výrobcem, investorem, GDT a generálním projektantem JS, neboí stávající vazby 8 kontakty jsou nepružné a nedostatečné (naprostý nesoulad mezi termíny výroby zařízení pro jednotlivé bloky
\
- 231 a termíny řešení shora uvedených problémů). e) Informační kanál mezi výrobcem zařízení B provozovetelerc JI , nutný k tomu, aby vy-obce získal dostatečně spolehlivé informsce c dosažitelném stupni dekontaminace 8 radiscní zátěži při realizaci jednotlivých provozních kontrol navrhujeme řešit analogicky jeko ad c) e d ) . »a základě spolehlivých informací od provozovatele r.utr.r upravit stávající návrhy rozsahu provozních kontrol ve smyslu a_plikace dálkových metod kontroly pomocí manipulátorů tam, kde je to nezbytné. Využití některých manipulátorů bude vyžadovat určité konstrukční změny zsřízení, jež musí být projednány e odsoiiiiiašeny sovětským projektantem (např. použití manipulátoru TILEcK.rT vyvinutého ve VĎJE pro kontrolu vnitřního povrchu KC vyžaduje odstranění pevného žebříku, který brání montáži centrálního sloupu manipulátoru). Neprodleně nutno řešit otázku řádného vyprojektování, ověření, výroby a dodáve'i potřebných manipulátorů, řídícím pracovištěm e garantem dodávky manipulátorů by měl být Cľľľ •• analogicky jako je tomu u souboru přístrojů pro provozní diagnostiku a přístrojů pro defektoskopickou laboratoř provozních kontrol. 4. Závěr Cílem tohoto referátu bylo upozornit na 2ákladní problérr.y spojené s otázkou optimalizovaného návrhu rozsahu provozních kontrol zařízení primárního okruhu jaderné elektrárny W E R - 4 4 0 jmenovitě perogenerátoru a kompenzátoru objemu. Doufám, že návrhy řešení v referátu uvedené, se setkají s pozitivním ohlasem všech partnerů čs. jaderného programu a stanou se základem pro konstruktivní diskuzi s cílem co nejrychlejšího vyřešení uvedených problémů.
/I/ Výnos č. 5 ČSKAE ze dne 14.11.1979 o zajištění jakosti vybraných zařízení v jaderné energetice z hlediska jaderné bezpečnosti. Bezpečnost Jaderných zařízení č. 1/1960 (publikace ČSKAE) / 2 / KAWALBC, M.s Individuální program zajištění jekosti a provozní kontroly pro parogenerátory PGV-213 jaderné elektrárny W E R - 4 4 0 , k.p. Vítkovice," 5«rven 1981 / 3 / KAWALEC, li.: Individuální program zajištění jakoati a provozní kontroly pro parní kompenzátory objemu jaderné elektrárny -440, Ic.p. Vítkovice, červen 1981
- 232 -
V F a D
í P O Č B T P E TI O S T I A Ž I V O T H O S T J R I 1 Í B I Í H O P O T R U B Í JE V - 2 S L O T S K Í B O I U I C J 1 J! T-3 U K O V A H Y
Ing. Antonín Malý Referát předkládá výsledky rozsáhlého souboru výpočtových prací prováděných ve Vťf Signa k.ú.o., pracovišti Praha, za účelem prokázání pevnostní způsobilosti hlavního cirkulačního potrubí jaderných elektráren typu VTBR 440 Ml. Konkrétni byly posuzovány dva komplety potrubí - dodávky Sigmy Modřany k.p. pro 1. blok JE 7-2 Jaslovské Bohunice a 1. blok JE V-3 Dukovany. Byl proveden výpočet napjatosti hlavních cirkulačních smyček parogenerátorů při uvažování všech provozních zatížení a stanoveno únavové poškození v kritických oístech potrubní soustavy. Životnost a pevnostní způsobilost zkousaných potrubních systémů byla prokázána.
,
*
1. tfvod Budeme se zabývat výsledky výpočtů pevnosti a životnosti dvou kompletů primárního potrubí jaderných elektráren typu W E E 440 MW v ČSSR, které jsou dodávkami k.p. Sigma Modřany. Jedná se o hlavní cirkulační potrubí jaderné elektrárny V-2 Jaslovské Bohunice - I. blok a hlavní cirkulační potrubí jaderné elektrárny V-3 Dukovany. Uvedené výpočtové práce byly provedeny ve Vtf Signa k.ů.o., pracovišti Praha. Výpočet je nedílnou součástí obou dodávek k.p. Sigma Modřany. Samotný výpočet byl proveden pro potrubí Js 500 se všemi připojenými potrubími včetni tich, jei jsou umístěna uvnitř reaktorové haly.
\, (,
- 233 -|
2. Posouzení_pevnosti potrnbí Jaderných elektráren dle sovitaký;ch norem Proti potrubí klasických elektráren je normativními předpisy u potrubí jaderných elektrásn požadován vyšší stupeň provozní bezpečnosti. To se odráží Již jak při dimenzování potrubních komponent, tak při prokázání pevnosti a životnosti kontrolními výpočty. Husí být uvažována všechna provozní zatížení a provozní režimy* jež se bShem předpokládaná životnosti potrubí vyskytují, lapiti cd jednotlivých zatížení jsou posuzována diferencováni, kriteria pevnostní způsobilosti jsou uvedena v sovitakých normách /!/ a /2/. loraa /2/ definuje etapy upínáno kontrolního pevnostního výpočtu potrubí jaderná elektrárny: Itapa I. Uvažuje se zatížení vnitřním přetlakem a vlastní vahou (potrubí, media a isolaoe). Provádí se hodnocení statická pevnosti* Stapa II* Uvažuje se souSasná působení vnitřního přetlaku, vlastní váhy, samokompenžace teplotních dilataeí, avlastních posuvů" vetknutých konců a montážního předpití* Určují se síly, jimiž potrubí působí na připojená zatížení• Itapa lila. Uvažují se prominná zatížení (vnitřní přetlak, samokompenzaee teplotních dilataeí a «vlastní posuvy* vetknutých konců). Uvažuje se ohřev z montážního do pracovního «tavu potrubí, provádí se hodnooení pevnosti podle podmínky přizpůsobení* Etapa III. Uvažují se zatížení jako v I H a , ale táž s uvážením koncentrátorů napití a napití od nepravidelnosti pří&náho průřezu potrubí* Provádí se hodnooení na maloeykliekou ťbwvu. Itapa IT* Uvažuje se zatížení v chladném stavu (váha + + montážní předpití).
. - 234 -
Pevnost potrubí je prokázána, jestliže jsou splněny 11mity pro redukovaná napětí vzhledem k dovoleným napětím etapa I v^/s ^ 0 ^/ýJ (1) etapa lila C<5yg2 ^ X;S €%,"] (2)
etapa ni
(^W^^
íCT
(3)
3. BaTOOstní Týpogtyjgrl«árníhoi potrubír.I« _bloka .-jaderná elektrárny T-2_Jaalovké Bohunice Primární potrubí je trořeno 6ti radiálními amgrSkaai hlarídch cirkulačních potrubí parogenerátorů (PO). Eaidá eaySka PG má horkou vgter Je 500 a studenou rětev Je 500 a hlavním cirkulačním čerpadlem HC5. 7 půdorysu jsou smyčky číslovány zprará do lera re směru hodinorých ručiček* Při úplném petnostním výpočtu primárního potrubí bylo nutno uvažovat působení připojeného potrubí sekundárního okruhu a dále vliv parogenerátora, který se bShem provozu odklání od své montážní polohy. Byla uvažována potrubí připojená k Js 500 a k P& až do Js 80 včetně, jež jsou umíftěna uvnitř reaktorové haly až k průchodkám, Jež byly považovány za kotvící body. Výpočet byl prováděn s uvažováním postupu při montáži potrubí, tzn. na začátku je parogenerátor zavěšen á čerpadlo postaveno na fundament - tudíž uvažuje se pouze zatížení vahou vody, jíž je PO naplněn. PG a HCff jsou Imitovány fiktivními úseky tak, aby byly vystiženy poddajnosti vůči deformacím a vlastnosti jejich podpor. Sále byly uvažovány „vlastní posuvy" konců potrubí Js 300 připojených k reaktorové nádobě, které jsou dány radiální deformací nádoby při ohřevu na pracovní teplota; Samotný výpočet Täjl proveden na počítači ODRA. 1305 programem 1A7B. Tento program provádí výpočty v etapách dle /2/,
M4' 1
- 235 - ,
jak je to uvedeno v kapitola 2. Pro každou etapu nejprve řeší staticky neurčitou prostorovou soustavu - v jednotlivých řezech určuje dle 'speciálního algoritmu posuvy síly a mementy. 7 dalším kroku pro etapy I» Ilia, III a tlakovou zkoušku určuje dle fonaulí /2/ redukovaná napětí a kontroluje pevnostní podmínky dle /2/. Výsledky úplného kontrolního pevnostního výpočtu primárního potrubí a potrubí k nSmu připojených, jež jsou k disposici ve formě výstupu z počítače, prokázaly pevnostní způsobilost vyšetřovaného potrubí. Výjimku tvořila odbočnice v systému havarijního ochlazování zóny, kde musela být navržena změna konstrukce, 4. Pevnoatníi výpočty^grlmárnňio^potrubíl.jbloku jaderné elektrárnyaV-3 Dukovany Vycházelo se z výsledků výpočtů primárního potrubí elektrárny V-2, neboí disposiční uspořádání potrubních tras u V-3 je shodné. Změny nastaly pouze v rozměrech a tolerancích komponent a byly sníženy jejich materiálové hodnoty. Z těchto důvodů byly provedeny výpočty pouze pro smyčky P G č . 1 a 4 f jež jsou nejvíc namáhány. Dále byla výpočtově posouzena varianta smyčky se sníženou tloušíkoa stěny o 2 mm. Též v tomto případě potrubí pevnostně vyhovělo, což ukazuje na možnost materiálových úspor při požadované provozní bezpečnosti. 5* únavová životnost primárního _ potrubí JE 7r2 a V-3 Vzhledem k cyklickému provozu, který je dán provozními režimy jaderné elektrárny, dochází k malocyklovému únavovému poškozování primárního potrubí. Pro hodnocení poškození se uvažuje napětí z etapy III a nestacionární teplotní napětí* Sestacionámí teplotní napětí byla určena programy TP12, TP2H a TEBA, vycházejících z metody elementárních tepelných bilancí a analytických vztahů pro teplotní napětí v dutém válci.
- 236 -
Rozborem výsledků výpočtu byla zjištěna kritická mítta, kde je dosaženo maximálních amplitud místních redukovaných napětí. Jda o nísta na myčce PG č. 1: ohyb 568 x 36, koleno 578 x 45 » odbočku 289 x 50. Pro tato místa bylo stanoveno sumární únavové poškození, přičemž byly uvažovány koeficienty bezpečnosti vzhledem k poStu cyklů n^> 10 a vzhledem k napětím n • 2. Podmínka pro poškození a < l je v případě potrubí elektráren V-2 a 7-3 splněna. Literatóra '/I/ Formy rasceta na prožnoeí elementov reaktorov, parogeneratorov, aosudov i truboprovodov atomnych elektrostancij, opytnych i issledovatělaklch jaderných reaktorov i ustanovok Moskva, Hetalurgiía 1973 /2/
Rasčet truboprovodov atomnych elektrostancij na pročnosí HukovodJasSij tšchničeskij material a m 108.020.01-75 Leningrad, CETI, 1975
- 237 -| HODNOCENÍ SPODNÍ MEZNÍ LOláOVá HOUŽEVNATOSTI OCSLI lOSÍnNiiio(V) Václav Koula + , Ííiro3lav Tvrdý** +SVt?M Praha, ++VIÍ Vítkovice, Ostrava V rámci norem pro výpočet bezpečnosti provozu tlakových zařízeni se vychází z refenčních hodnot lomové houževnatosti KJJJ i stanovených původně jako obálka experimentálně zjištěných s t a t i c kých i dynamických hodnot lomové houževnatosti ocelí pro jadernou energetiku v z á v i s l o s t i na teplotním rozdílu mezi teplotou zkoušení a referenční teplotou nulové houževnatosti RTJJTJ /3/, resp. kritickou teplotou křehkosti T £ o / 4 / . Kvantitativní vyjádření spolehlivosti uzlů JE do o b l a s t i < 1 0 " na základě např. interferenčního modelu, umožňujícího syntézu informací poskytovaných lomovou mechanikou a matematickou t e o r i í s p o l e h l i v o s t i , vyžaduje znalost typu a parametrů distribučních funkcí lomové houževnatosti. Cílem práca je z j i s t i t u oceli typu 10iInNiMo{V), používané ke stavbě komponent I . okruhu jaderných elektráren typu VVER 1000, soubory statických a dynamických hodnot lomové houževnatosti v z á v i s l o s t i na t e p l o t ě zkoušení, stanovit typy distribučních funkcí, spodní mezní lomovou houževnatost a z í s kané výsledky porovnat 3 příslušnými teplotními závislostmi X~>. T
Ke studiu bylo použito modelového výkovku komerční tavby oceli 09IínO,8Nil,8UoO,5VO,02 ve formě de3ky o t l o u i t c e 200 mm v zušlechtěném stavu, u kterého byly ve střední t ř e t i n ě tlouštíky zjištěny následující mechanické v l a s t n o s t i : R Q -=435 MPa, Hm=55O MPa, J^=23%, Z=66*. Z výkovku byly odebrány přas celý průřez v podélném směru vzorky pro zkoušení tříbodovým ohybem o t l o u šíce 20, resp. 25 mm. Hodnocení s t a t i c k é lomové houževnatosti K J J bylo prováděno v souhlasu s příslušnými normami / I , 2 , 4 / , a hodnocení dynamické lomové houževnatosti K~ proběhlo p ř i rychlostech zatěžování K« (6-9) WTIPa-iir^s í : Výsledky měření K J J a K^ jsou pro různé teploty zkoušení shrnuty na o b r . l , kde jsou rovněž vyznačeny t e p l o t n í z á v i s l o s t i K ^ podle /3,4/, úměrné zjištěným t e p lotám R T J J J J J — S O ^ a T Ko =-40°C. Z obrázku je patrno, že všechny experimentálně zjištěné hodnoty s velkou bezpečností převyšují mezní křiviy refenčních hodnot Kj R . Z fyzikálně metalurgického hlediska je třeba očekávat u vzorků odebraných z povrchu výkovku vyšší hodnoty KJJ> KJJ». Statistickým testováním p ř i dacém rozsahu
- 238 souboru vzorků však nebylo možné prokázat rozdílnost hodnot a Kntnaměřených na povrchových, resp. středových vzorcích % - r , -' — rimentální výsledky byly proto hodnoceny Jako jediný soubor. Bylo zjiStěno, ža eoubory hodnot K-^ vyhovují dvouparainetrickércu Víeibullovu rozložení, stejně jako hodnoty KJJ při teplotách -100 a -70°C. Jak vyplývé z dalšího obr.2, na němž jsou ve ¥eibullově pravděpodobnostním papíru vyneseny empirické distribuční funkce KTJ» při vyššícn teplotách zkoušení hodnoty Kj T vyhovují j i ž spíSe třípsrametrickému modelu, což lze pravděpodobně spojovat s rozsáhlejším elastoplastickým charakterem losu. Odhad parametru prahové hodnoty K^j v tříparametrickém modelu, i když j° normován / 5 / , působí zejména u malých souborů určité problén^/. Proto bylo pro vyšší teploty použito cenzurovaných odhaJů pro dvouparametrický model. Spodní mezní hodnoty ss_ a _ad (definovsnpravděpodobností, že naměřená hodnota ^ bude větši než as, .ai je 0,999) jsou rovněž vyznačeny pro jednotlivé teploty na obr. Jak je zřejmé z tohoto obrázku, soubory statických i dynamických hodnot lomové houževnatosti dávají přibližně shodné mezní hoinov as a _ad, l e ž í c í s výjimkou _as při teplotě -50°C nad teplotní záv i s l o s t i KJJJ podle ref./4/« Tyto hodnoty jsou však zejcéna za vyšších teplot zkoušení nižší než hodnoty Kp^ dle /3/Z předložené práce vyplývé, že při aplikaci moderních statistických metod lze i při použití poněrně omezeného souboru vzorků posoudit míru bezpečnosti křivek Kj R . Mezní spcdní hoánoty lomová houževnatosti definované pravděpodobností PlKjj»re3p. K D >£3,rs3p. _ad)= 0,999 ae velmi dobře shodují a leží v pásmu křivek KIK dle / 3 / a A / . Pro potřeby kvantifikace spolehlivosti komponent JE v oblasti <\Q> ae jeví optimální využití tříparametrického Weibullova modelu s volbou prahového 'parametru rovnému hodnotě Kjo podle /4/. Literatura: 1/ CSN 42 034?, Zkougka lomové houževnatosti K IC kovů při rovinné deformaci 2/ Metodika iapytanij dlja opredelenija statičeskoj vjazkosti razruäenija, normativní doporuConí HVHP, téma 1.13-12 a 1.35-3, 1981 3/ ASUS Boiler and Pressure Vessel Code, Section I I I , 1974 4/ Normy rasčotov po pročnosti oborudovanija i truboprovodov ASC, terna 34.434.55-80, 1982 •• 5/ Í5N 01 0224, ST SEV 877-78, Pravidla stanovení odhadu a konfidenčních mezí pro parametry Weibullova rozdělení
- 239 -
o
O) CO
a
o o 0>
a o*
r^
O>
o- o o o
1-1
— —
I
I
I
I
C"
c
8
O
Výrocíj c provoz komponent primárního okruhu jederr.ýc: elektráren typu VVEH Kolektiv eutorú Vydal: Dum techniky ČSVTS Gstrsve Počet výtisků: 150 počet střen: 239 formát: A5 Tisk: DT ČSVT3 Ostrava, K.Marxe 5,Ostráva/í.:sr.Hory Číslo sborníku: 320132 Číslo edičního plánu: 489C Publikační čxslo: 57 / 429/82 Terciín vydání: říjen 1982 Jazyková úprava sborníku nabyla provedena. Sborník je prodejný pouze B O C * organizacím.
