CN102157211A

CN102157211A - Ap1000核反应堆压力容器接管安全端焊缝区缺陷高级评定方法

Info

Publication number: CN102157211A
Application number: CN2010105816959A
Authority: CN
Inventors: 王国珍; 刘志伟; 轩福贞; 涂善东
Original assignee: East China University of Science and Technology
Current assignee: East China University of Science and Technology
Priority date: 2010-12-09
Filing date: 2010-12-09
Publication date: 2011-08-17
Anticipated expiration: 2030-12-09
Also published as: CN102157211B

Abstract

本发明涉及AP1000核反应堆压力容器接管安全端焊缝区缺陷高级评定方法，包括对检测到的未穿透周向内表面缺陷尺寸表征；建立失效评定图包括基于三维有限元计算得到不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的失效评定曲线族；根据缺陷尺寸选择失效评定曲线；基于三维有限元计算得到不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的最深点处应力强度因子随外加总弯矩变化曲线族；根据总弯矩和缺陷尺寸确定应力强度因子；计算断裂比参数Kr；基于三维有限元计算得到不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的极限载荷弯矩曲线族；根据缺陷尺寸确定极限载荷弯矩；计算载荷比参数Lr；将计算得到的坐标(Lr，Kr)标在失效评定图上，判断是否落在所选失效评定曲线、垂直截止线和坐标轴围成区域内。

Description

AP1000核反应堆压力容器接管安全端焊缝区缺陷高级评定方法

技术领域

本发明属于结构完整性评定技术领域，具体涉及AP1000第三代核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊缝区的周向内表面缺陷的高级评定方法。是一种用于评价和判别安全端焊缝区周向超标缺陷在规定的使用工况条件下的安全性的高级评定方法，适用于缺陷的高精度准确评定，及简化评定未通过的缺陷的高级评定。为核电设备的安全管理与控制提供准确的技术依据。

背景技术

核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊接接头区是一回路可能发生失效的薄弱环节，其内表面主要由腐蚀、疲劳裂纹的起裂和扩展所产生的缺陷对设备安全运行产生很大影响。因此，需要对含缺陷的接管安全端的可靠性做出准确的评定。

与均匀单一材料制造的直管相比，接管安全端具有复杂的几何结构和焊接坡口；由包括两种母材、两种焊缝及其热影响区和界面的复杂材料所构成。即在低合金高强钢焊接坡口面上先预堆焊一层镍基合金后，再用镍基合金焊材将之与奥氏体不锈钢焊接在一起而得到焊接接头。整个接头由四种材料构成，即铁素体钢，镍基合金堆焊层，镍基合金焊缝和奥氏体不锈钢。并工作在一回路的高温高压含氧水介质中，承受包括内压、弯曲、自重、热应力、残余应力、温度和压力波动引起的交变应力、地震动载等复杂载荷。这些复杂性使其结构完整性评定的难度增大，目前国内外还没有用于这种特定复杂结构和材料的缺陷安全评价的技术方法。在已发展的针对核电设备缺陷评定的方法中，如美国的ASME B&PV Code第XI卷[ASME Boiler and Pressure Vessel Code，SectionXI，Rules for Construction of nuclear power plant components，2007]，英国的R6[R6 Assessment of the integrity of structures containing defects，ProcedureR6-Revision 4.Gloucester：Nuclear Electric Ltd，2001]，法国的RCC-MR A16[Kayser Y，Marie S，Poussard C，Delaval C.Leak Before Break procedure：Recentmodification of RCC-MR A16 appendix and proposed improvements.InternationalJournal of Pressure Vessels and Piping.2008，85：681-693]等，一般将具有复杂几何结构的核反应堆压力容器接管安全端简化为直管处理[Huh Nam-Su，KimYun-Jae，Yu Young-Joon，Pyo Chang-Ryul.Effect of nozzle geometry onleak-before-break analysis of pressurized piping.Engineering Fracture Mechanics.2001，68：1709-1722]，其较高级别的准确评定方法一般是用通用的失效评定图(FAD)技术评价缺陷的安全性。在先进的R6规范中其最高级别的选择3评定方法是基于J积分断裂力学理论构建与结构和材料相关的失效评定曲线，通过评定点落在失效评定曲线与坐标轴围成的区域之内(安全)或之外(不安全)来评价缺陷的安全性。其不足之处在于用于构建失效评定曲线的J积分是用工程近似的参考应力法计算，评定时的结构极限载荷是用近似的力学解析的方法计算，这些方法仅适用于简单的几何结构和加载方式，不能准确用于接管安全端的复杂几何结构和复杂载荷。另一方面，在R6中，对焊接接头一般也简化为母材和焊缝两种材料，根据缺陷位于母材和焊缝不同的位置，仅取相应材料的力学性能参数来分析，对由四种材料(两种焊缝和两种母材)构成的接管安全端异种金属接头无法准确处理。且现有的较高级的失效评定图方法主要是针对在役的第二代核电设备缺陷的安全评定所建立，不一定适用于目前在建的先进的第三代AP1000核电设备的结构和材料。经文献和专利检索，目前国内外还没有针对核电异种金属焊接接头缺陷评定的高级专用方法。

发明内容

本发明所要解决的技术问题包括提供一种适用于AP1000核反应堆压力容器接管安全端焊缝区的未穿透的周向内表面缺陷的高级评定方法。

本发明的AP1000核反应堆压力容器接管安全端焊缝区的未穿透的周向内表面缺陷的高级评定方法，包括：

(1)对检测到的未穿透的周向内表面缺陷进行尺寸表征，其中用所述缺陷从周向内表面径向向外延伸的最远距离表示缺陷深度a；缺陷相对深度表示为a/t，t为安全端管壁厚；用所述缺陷沿周向内表面周向延伸的最大距离表示缺陷长度2c；缺陷形状参数表示为a/c；

(2)建立失效评定图，其包括基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸的未穿透的周向内表面缺陷的失效评定曲线族，所述失效评定曲线族的横坐标为载荷比参数Lr，纵坐标为断裂比参数Kr；

根据所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度a/t和缺陷形状参数a/c选择相应的失效评定曲线；

(3)基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸的未穿透的周向内表面缺陷的最深点处的应力强度因子K₁随外加总弯矩M变化的曲线族，所述外加总弯矩M＝M₁+M₂，其中M₁为一次载荷弯矩，M₂为二次载荷弯矩，K₁的量纲为MPa/m^1/2，M的量纲为KN.m；

根据所述外加总弯矩M和所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度a/t和缺陷形状参数a/c确定应力强度因子K₁；

计算断裂比参数Kr＝K₁/Kc，其中Kc为评定工况下的材料断裂韧性，K_c的量纲为MPa/m^1/2；

(4)基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸的未穿透的周向内表面缺陷的极限载荷弯矩M_L的曲线族；

根据所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度a/t和缺陷形状参数a/c确定极限载荷弯矩M_L；

计算载荷比参数Lr＝M₁/M_L，其中M₁和M_L的量纲均为KN.m；

(5)将计算得到的坐标(Lr，Kr)标在所述失效评定图上，当坐标点落在所选择的失效评定曲线、垂直截止线和坐标轴围成的区域内时，判定所述缺陷是安全的。

采用本发明评价和判别安全端焊缝区周向超标缺陷在规定的使用工况条件下的安全性，适用于缺陷的高精度准确评定，及简化评定未通过的缺陷的高级评定。为核电设备的安全管理与控制提供准确的技术依据。

附图说明

图1是根据本发明的AP1000核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊缝区周向内表面缺陷的尺寸表征示意图。

图2是本发明的AP1000安全端异种金属焊缝区不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的失效评定曲线族。

图3是本发明的AP1000安全端异种金属焊缝区不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的应力强度因子K₁随外加总弯矩M变化的曲线族。

图4是本发明的AP1000安全端异种金属焊缝区不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的极限载荷弯矩M_L曲线族。

图5是按本发明方法进行安全端焊缝区周向内表面缺陷评定的示例图。

具体实施方式

针对现有技术方法的不足，及核电安全端专用高级缺陷评定方法的缺乏，本方法基于AP1000第三代核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊接接头结构和材料的三维有限元模型，对安全端焊缝区中不同尺寸的缺陷进行了详细的三维有限元断裂力学计算分析，建立了与安全端结构、复杂接头材料、缺陷几何及服役载荷相关的准确的高级专用失效评定图，并给出了缺陷安全性的高级评定方法。

本方法依据“合于使用”原则，用所建立的专用失效评定图准确判别AP1000第三代核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊缝区缺陷的安全性，是一种适合于特定核电设备结构和材料的高级缺陷安全评定方法。可用于役前和在役超标缺陷的准确高级评定及初级简化方法评定未通过的缺陷的高级评定。评定的基本方法是：依据检测到的表征缺陷尺寸或通过裂纹扩展分析计算得到的评定周期末的表征缺陷尺寸，选择适用的失效评定曲线；根据外加载荷，缺陷尺寸及材料性能，通过给出的曲线族获得准确的断裂力学参数和极限载荷参数，并计算出评定点坐标(Lr，Kr)；将评定点描在失效评定图上，当评定点落在失效评定曲线、垂直截止线和坐标轴围成的区域内时，缺陷是安全的；当评定点落在该区域外时，则缺陷是不安全的。其具体评定步骤包括：

(1)缺陷表征：

按中国国家标准GB/T 19624-2004将安全端焊缝区周向内表面未穿透缺陷表征为图1所示尺寸，用a表示缺陷深度(即从周向内表面径向向外延伸的最远距离)，a/t表示缺陷相对深度(其中t为管壁厚)，2c表示缺陷长度(即沿周向内表面周向延伸的最大距离)，a/c表示缺陷形状参数。

(2)失效评定曲线的选择：

图2为基于大量有限元计算结果的用于安全端异种金属焊缝区不同尺寸(a/t，a/c)未穿透周向内表面缺陷的失效评定曲线族。这些失效评定曲线依据断裂力学原理构建，具体构建方法是：建立含缺陷安全端结构的三维有限元分析模型。由理想弹塑性材料模型用有限元法(FEM)计算含缺陷结构的载荷-位移曲线，确定出极限载荷弯矩M_L；并用FEM计算得到缺陷体的弹性J积分Je和弹塑性J积分Jep随外加一次组合载荷弯矩M₁的变化；由Kr＝(Je/Jep)^1/2和Lr＝M₁/M_L分别计算坐标点(Lr，Kr)，连接不同载荷弯矩M₁下的一系列(Lr，Kr)点，即可得到失效评定曲线。图2中垂直截止线Lr_max一般由材料流变应力与屈服应力的比值确定，对于本方法中的焊缝区材料，由材料流变应力与屈服应力的比值计算确定的垂直截止线Lr_max＝1.37。

图2(a)中4条失效评定曲线的数学表达式为下面(1)-(4)式：FAC1：Kr＝0.98+0.82Lr-8.0Lr²+25.35Lr³-33.75Lr⁴+19.39Lr⁵-4.03Lr⁶(1)FAC2：Kr＝0.99+0.48Lr-6.18Lr²+22.05Lr³-31.95Lr⁴+19.54Lr⁵-4.26Lr⁶(2)FAC3：Kr＝1.0-0.21Lr-0.64Lr²+8.31Lr³-17.59Lr⁴+12.77Lr⁵-3.07Lr⁶(3)FAC4：Kr＝1.0-0.87Lr+4.82Lr²-8.35Lr³+3.51Lr⁴+1.0Lr⁵-0.66Lr⁶(4)

图2(b)中4条失效评定曲线的数学表达式为下面(5)-(8)式：FAC5：Kr＝1.0-0.82Lr+5.57Lr²-13.58Lr³+12.71Lr⁴-5.21Lr⁵+0.79Lr⁶(5)FAC6：Kr＝0.99-0.17Lr+2.23Lr²-9.24Lr³+11.54Lr⁴-6.16Lr⁵+1.22Lr⁶(6)FAC7：Kr＝0.99+0.08Lr-2.76Lr²+14.15Lr³-25.93Lr⁴+18.5Lr⁵+4.54Lr⁶(7)FAC8：Kr＝0.99+0.39Lr-6.26Lr²+20.40Lr³-34.28Lr⁴+21.15Lr⁵-4.67Lr⁶(8)

上面(1)-(8)式中，Lr的取值范围为：0＜Lr≤1.37

失效评定图横坐标为载荷比参数Lr＝M₁/M_L(其中M₁为一次组合载荷弯矩，M_L为极限载荷弯矩)，纵坐标为断裂比参数Kr＝K₁/K_c(其中K₁为I型缺陷尖端的应力强度因子，K_c为材料断裂韧性)。评定时根据检测到的缺陷表征尺寸或通过缺陷扩展分析计算得到的评定周期末的缺陷表征尺寸(a/t，a/c)，按以下既准确又相对保守的原则从图2或上面(1)-(8)式中选择合适的失效评定曲线：

(1)a/t≤0.2，0.25≤a/c≤1，用FAC1曲线评定。

(2)a/t≤0.2，0.027≤a/c＜0.25，用FAC2曲线评定。

(3)0.20＜a/t≤0.35，0.047≤a/c＜0.5，用FAC3曲线评定。

(4)0.35＜a/t≤0.5，0.067≤a/c＜0.5，用FAC4曲线评定。

(5)0.5＜a/t≤0.65，0.087≤a/c＜0.25，用FAC5曲线评定。

(6)0.65＜a/t≤0.8，0.1≤a/c＜0.25，用FAC6曲线评定。

(7)0.65≤a/t≤0.8，0.4≤a/c＜1，用FAC7曲线评定。

(8)0.35≤a/t≤0.5，0.6≤a/c＜1，用FAC8曲线评定。

上面(1)-(8)中包括了实际中可能出现的缺陷尺寸范围，a/t的范围基本已全部包括，对未包括的a/c，因a/c的变化对FAC的影响较小，按保守的原则取a/c小(即长裂纹)的曲线评定。

(3)断裂比Kr的计算：

断裂比由下式(9)计算：

Kr＝K₁/K_c (9)

图3(a)-3(f)给出了不同尺寸缺陷最深点处的应力强度因子K₁随总弯矩M变化的曲线族。这些曲线由三维有限元计算得到，在计算中保持安全端17MPa设计内压一定，并考虑了安全端自重及焊接残余应力，在缺陷表面施加了17MPa内压。图3(a)-3(f)中K₁随总弯矩M变化的数学表达式如下：

1.图3(a)，a/t＝0.2

(1)a/c＝1，K₁＝23.92+0.0028M (10)

(2)a/c＝0.6，K₁＝38.43+0.0036M (11)

(3)a/c＝0.25，K₁＝46.21+0.0045M (12)

(4)a/c＝0.1，K₁＝52.80+0.0047M (13)

(5)a/c＝0.0445，K₁＝56.45+0.0049M (14)

(6)a/c＝0.0267，K₁＝59.42+0.0051M (15)

2.图3(b)，a/t＝0.35

(1)a/c＝1，K₁＝11.21+0.0037M (16)

(2)a/c＝0.5，K₁＝19.49+0.0056M (17)

(3)a/c＝0.234，K₁＝23.26+0.0066M (18)

(4)a/c＝0.078，K₁＝26.16+0.007M (19)

(5)a/c＝0.047，K₁＝28.03+0.0075M (20)

3.图3(c)，a/t＝0.5

(1)a/c＝1，K₁＝-1.69+0.0043M (21)

(2)a/c＝0.6，K₁＝3.63+0.0065M (22)

(3)a/c＝0.25，K₁＝28.79+0.0086M (23)

(4)a/c＝0.1，K₁＝27.63+0.0093M (24)

(5)a/c＝0.0667，K₁＝28.60+0.01M (25)

4.图3(d)，a/t＝0.65

(1)a/c＝1，K₁＝17.71+0.0048M (26)

(2)a/c＝0.6，K₁＝33.41+0.008M (27)

(3)a/c＝0.434，K₁＝39.45+0.0092M (28)

(4)a/c＝0.145，K₁＝72.96+0.0124M (29)

(5)a/c＝0.087，K₁＝86.40+0.013M (30)

5.图3(e)，a/t＝0.75

(1)a/c＝1，K₁＝20.41+0.0026M (31)

(2)a/c＝0.501，K₁＝44.72+0.0099M (32)

(3)a/c＝0.25，K₁＝69.54+0.0134M (33)

(4)a/c＝0.167，K₁＝76.84+0.0146M (34)

(5)a/c＝0.067，K₁＝91.34+0.016M (35)

6.图3(f)，a/t＝0.8

(1)a/c＝1，K₁＝27.41+0.0062M (36)

(2)a/c＝0.6，K₁＝42.21+0.0093M (37)

(3)a/c＝0.25，K₁＝58.52+0.0129M (38)

(4)a/c＝0.18，K₁＝78.29+0.015M (39)

(5)a/c＝0.1，K₁＝99.50+0.0178M (40)

上面式(10)-(40)中，K₁的量纲为MPa/m^1/2，M的量纲为KN.m，M的取值范围为：0-25000KN.m.

评定者可根据被评定的缺陷尺寸(a/t，a/c)和各种载荷引起的综合总弯矩M由图3或式(10)～(40)插值计算确定K₁。图3和式(10)～(40)覆盖了实际中可能出现的很宽的缺陷尺寸范围，显示的一般规律是随缺陷深度的增加(a/t增大)和缺陷长度的增加(a/c减小)，K₁值增大。不同工况下安全端承受的一次外加载荷弯矩M₁和二次载荷弯矩M₂，由评定者从AP1000核电设备设计报告中的参数计算获得；二次载荷弯矩M₂包括由热应力，地震铆固应力等引起的弯矩；不同工况下的综合总弯矩M＝M₁+M₂。

评定工况下材料的断裂韧性K_c由评定者通过实验或材料数据库获得；也可由测得的工作温度下的焊缝区材料的断裂韧性J_1c、弹性模量E以及泊松比v由下式(41)计算求得，其中J_1c的量纲为KJ/m²，K_c的量纲为MPa/m^1/2，E的量纲为MPa。

K_{c} = \sqrt{{EJ}_{1 c} / 1000 (1 - v^{2})} - - - (41)

(4)载荷比Lr的计算：

载荷比Lr由下式(42)计算：

Lr＝M₁/M_L (42)

其中不同工况下安全端承受的一次外加载荷弯矩M₁可从设计报告中的参数计算获得。图4为设计参数(350℃，17MPa)下用安全端材料屈服应力的理想弹塑性材料模型，通过三维有限元分析计算得到的安全端不同尺寸(a/t，a/c)缺陷的极限载荷弯矩M_L。下面表1为通过图4中曲线作出的不同尺寸(a/t，a/c)缺陷的极限载荷弯矩M_L的数据列表。

表1：安全端焊缝区不同尺寸缺陷的极限载荷弯矩M_L(×10³KN.m)

图4和表1中覆盖了实际中可能出现的很宽的缺陷尺寸范围，显示的一般规律是随缺陷深度的增加(a/t增大)和缺陷长度的增加(a/c减小)，M_L值减小。评定时，根据被评定的缺陷尺寸(a/t，a/c)，由图4或表1插值确定M_L的值。

(5)缺陷安全性的评价：

将评定点坐标(Lr，Kr)描在失效评定图上，当评定点落在所选择的失效评定曲线、垂直截止线和坐标轴围成的区域内时，缺陷是安全的；当评定点落在该区域外时，则缺陷是不安全的。评定中安全裕度的大小可通过评定点离失效评定曲线的距离判断。评定中所采用的安全系数由评定者根据实际情况自行分析确定。可参照国标GB/T 19624-2004，对缺陷表征尺寸，材料断裂韧性及载荷取合适的分安全系数。

实施例1

对于外径D＝952.5mm，管壁厚t＝82.6mm的AP1000核反应堆压力容器接管安全端，如果在异种金属焊缝区检测到了周向内表面超标缺陷，或对于简化评定未通过的缺陷，按以下方法进行高级评定。

(1)缺陷表征：

按图1表征缺陷尺寸，如得到缺陷深度a＝38mm，缺陷长度2c＝190mm；则缺陷相对深度a/t＝0.46，缺陷形状参数a/c＝0.4。

(2)失效评定曲线的选择：

根据表征缺陷尺寸a/t＝0.46，a/c＝0.4，按上述保守的原则，选取FAC4失效评定曲线，即图2(a)中和式(4)的曲线。

(3)断裂比Kr的计算：

如从设计报告中计算得到某工况下的一次载荷弯矩M₁＝8700KN.m，二次载荷弯矩M₂＝2300KN.m，则最大总弯矩M＝M₁+M₂＝11000KN.m，由图3(c)中曲线或式(23)可保守地计算得到应力强度因子K₁＝123MPa/m^1/2。

如实验测得的340℃下奥氏体镍基合金焊缝的断裂韧性J_1c＝550KJ/m²，弹性模量E＝180000MPa，泊松比v＝0.3，则由式(41)可计算得到材料的Kc＝330MPa/m^1/2。

则由式(9)可计算得到断裂比参数：Kr＝K₁/Kc＝0.373.

(4)载荷比Lr的计算：

由图4中a/t＝0.5，a/c＝0.25的曲线点或表1插值，可保守地得到极限载荷弯矩M_L＝14356KN.m。一次载荷弯矩M₁＝8700KN.m。则由式(42)可计算得到载荷比：

Lr＝M₁/M_L＝0.606

(5)缺陷安全性的评价：

将计算的评定点坐标Lr＝0.606，Kr＝0.373描在由(2)中所选择的失效评定曲线FAC4构成的失效评定图上，如图5所示。评定点A落在所选择的失效评定曲线、垂直截止线和坐标轴围成的区域内，因此缺陷是安全的。由于在Lr，Kr的计算中，已引入了一定的保守性，因此这一评定应是偏于安全的。安全裕度的大小可通过评定点离失效评定曲线的距离判断。由图5可见，评定点离失效评定曲线的距离AB较大，表明该缺陷的安全裕度较大。

以上实施例仅用于说明但不限制本发明。在权利要求的范围内本发明还有多种变形和改进。凡是依据本发明的权利要求书及说明书内容所作的简单、等效变化与修饰，皆落入本发明专利的权利要求保护范围。

Claims

1.一种AP1000核反应堆压力容器接管安全端焊缝区的未穿透的周向内表面缺陷的高级评定方法，包括：

计算载荷比参数Lr＝M₁/M_L，其中M₁和M_L的量纲均为KN.m；

2.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述垂直截止线由安全端焊缝区的材料流变应力与屈服应力的比值确定。

3.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述一次载荷弯矩M₁和二次载荷弯矩M₂从AP1000核反应堆设备的设计报告中的参数计算获得。

4.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述断裂韧性K_c通过实验或材料数据库获得。

5.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述断裂韧性K_c通过以下公式确定：

式中：E为弹性模量，量纲为MPa，

J_1c为测得的工作温度下的焊缝区材料的断裂韧性，量纲为KJ/m²，

v为泊松比。

6.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述不同尺寸的未穿透的周向内表面缺陷的极限载荷弯矩M_L通过以下表格获得：

7.如权利要求1所述的方法，其特征在于，还包括通过所述坐标点离所选择的失效评定曲线的距离判断缺陷安全裕度的大小。