VVER-1000型反应堆压力容器热老化分析评估

佟振峰，崔贞北，赵继松，张长义，杨兴旺，王克江，刘维平，杨 文

（1.中国原子能科学研 究院反应堆工程研究设计所，北京 102413；2.中国核工业集团公司，北京 100822；3.江苏核电有限公司，江苏 连云港 222000）

VVER-1000型反应堆压力容器热老化分析评估

佟振峰1，崔贞北2，赵继松3，张长义1，杨兴旺3，王克江1，刘维平3，杨 文1

（1.中国原子能科学研 究院反应堆工程研究设计所，北京 102413；2.中国核工业集团公司，北京 100822；3.江苏核电有限公司，江苏 连云港 222000）

本文系统介绍了VVER-1000型反应堆压力容器（RPV）的温度监督情况，针对田湾核电站1＃机组RPV的温度监督测试结果进行分析，评价运行3年后RPV力学性能（包括拉伸、冲击、断裂韧性）变化行为及热老化脆化机理，评估了当前田湾RPV服役运行后的热老化脆化状态和温度监督的时间安排。结果表明，温度监督样品经过堆内高温环境考验后，焊缝材料表现出一定程度的脆化特征，但母材、热影响区脆化不明显。与康采恩模型的结果和俄罗斯数据相比较后，认为田湾核电站1＃机组RPV热老化脆化情况在合理范围内。

VVER-1000；反应堆压力容器；热老化脆化；温度监督

反应堆压力容器（RPV）是压水堆核电站中最重要的核心设备，也是核电站中不可更换的关键设备。其使用寿命决定了核电站的服役寿期，直接影响核电站的经济性和安全性。由于压力容器服役环境十分恶劣，受到高温、高压和快中子辐照的共同作用，其老化行为比较复杂，主要表现为辐照脆化和热老化［1］。为了监测压力容器材料在运行过程中性能的变化情况，防止压力容器发生脆断，保证反应堆安全运行，在反应堆压力容器内安装一定数量的装有监督样品的监督管，定期抽出检验获得相关数据。另一方面，监督试验也为压力容器以及核电站的寿命评估和延寿积累数据，提供依据［2］。

与西方PWR有所不同，VVER-1000型反应堆压力容器的监督程序包括温度监督和辐照监督两方面，分别监督由于热老化和中子辐照引起的RPV抗脆断能力下降的情况。田湾核电站1＃机组是从俄罗斯引进的VVER-1000型反应堆，RPV均由俄罗斯设计建造。本文主要针对田湾核电站1＃机组RPV第1次温度监督样品的监督检验结果进行分析，评价RPV服役运行3年后的热老化脆化状态。

1 热老化监督试验

热老化监督试验测试内容包括拉伸性能、冲击性能、断裂韧性以及样品化学成分分析，通过对温度组件中力学性能样品的测试，获得服役后RPV材料的各项力学性能数据，对比服役前后性能指标的变化，评价RPV热老化脆化情况。

1.1 温度监督组件位置

图1示出温度监督组件在压力容器内的具体位置。从图1a可看出，温度监督组件置于压力容器接近顶部的侧面，该处的温度基本与出水温度一致。从图1b可看出，温度监督组件共有6套，本次试验将针对1M温度监督组件中的样品进行测试分析。

1.2 监督材料与试样

根据田湾核电站监督大纲，温度监督母材取自压力容器管嘴上部区域，切取坯料后，对坯料进行热处理，热处理工艺与管嘴上部区域的热处理工艺相同。

温度监督焊缝及热影响区坯料取材过程如下：在压力容器管嘴上部区域切取厚度相同的坯料进行焊接，坯料、焊接工艺分别与实际的压力容器管嘴上部区域和容器法兰焊接工艺一致，然后进行与实际制造工艺相同的焊后热处理。

具体的取样方法在监督大纲的附录中给出。田湾核电站RPV的母材和焊缝的化学成分分别列于表1、2。

图1 温度监督组件的位置Fig.1 Position of temperature surveillance component

表1 RPV母材的化学成分Table 1 Chemical composition of RPV’s base metal%

表2 RPV焊缝的化学成分Table 2 Chemical composition of RPV’s weld%

热老化监督试验主要包括拉伸、冲击、断裂韧性等力学性能样品的测试以及化学成分分析。拉伸样品为φ3mm、标距25mm、总长45mm的骨棒状样品；冲击样品为10mm×10mm× 55mm的标准Charpy冲击样品；断裂韧性样品为0.5CT的标准样品。化学成分样品利用冲击、断裂韧性试样测试后的断头进行分析。

1.3 监督试验方法

在303热室内将温度监督组件进行切割解体，取出样品，并对样品的外观进行观察和分类。在半热室内进行监督样品的拉伸、冲击、断裂韧性等力学性能测试。

拉伸样品测试在精度为0.5级的5吨电子万能试验机上进行，测试温度范围为－196～350℃；拉伸速率为屈服前拉伸速度控制在0.05～0.1mm／min之间，屈服后拉伸速度为1mm／min。

冲击试验在美国Tinius Olsen试验机公司生产的T-84型示波冲击机上进行，摆锤能量为41.5kg·m（407J），锤头为R2锤头，摆锤速度为5.45m／s，测试温度范围为－196～350℃。

断裂韧性试验在美特斯CMT5504电子万能试验机上进行，试验机精度为0.5级，测试温度范围为－120～－50℃，控温精度为±2℃，裂纹测量精度为0.02mm。

2 热老化监督试验结果

2.1 热老化对拉伸性能的影响

图2示出冷态参比与温度监督样品屈服强度RP0.2测试结果对比。从图2可看出：对于母材，参比样品与温度监督样品的屈服强度没有明显差异［3］，因此认为高温运行至第1次温度监督组件提取时，热老化未对RPV母材的拉伸性能造成影响；对于焊缝，在－196℃和室温下测试的两种样品屈服强度相差较小，而－100℃和350℃下测试的结果相差较大，但这一结果难以断定是热老化对材料的性能产生影响，结合母材数据的热老化情况，认为焊缝样品本身的组织结构不均性以及样品取样位置的差异是造成数据分散的主要原因。因此认为从本次温度监督拉伸性能测试结果中难以看出热老化效应的特征。

图2 冷态参比与温度监督样品的屈服强度对比Fig.2 Comparison of yield stress between reference specimen and temperature specimen

2.2 热老化对冲击性能的影响

冲击性能测试结果列于表3。表3中，TK为转变温度，ΔUSE为上平台能量的变化。

表3 冲击性能测试结果Table 3 Impact test results

对比两者的测试结果表明：经过堆内高温环境考验后，焊缝材料均表现出一定程度的脆化特征，ΔTK为17℃；母材、热影响区脆化不明显，ΔTK仅分别为4℃和7℃，且增量在标准偏差之内。上平台能量的变化ΔUSE均在标准偏差之内。

2.3 热老化对断裂性能的影响

对比参比试样与温度监督试样试验结果表明，母材冷态试样参考温度T0为－118℃，母材第1次温度监督试样参考温度为－120℃；焊缝金属冷态参比试样的参考温度为－41℃，焊缝金属第1次温度监督试样的参考温度为－28℃。由测试结果可看出，经过高温环境考验后，母材试样热老化脆化效应不明显，焊缝试样存在一定量的脆化效应，参考温度上升13℃。

3 RPV热老化分析与评估

3.1 RPV热老化脆化模型与机理

对于RPV热老化脆化的评估一般是比较困难的，尤其是针对辐照条件下的材料，很难从韧脆转变温度增量中区分出辐照脆化和热老化脆化部分，因此田湾核电站设置了专门用于监督RPV热老化脆化的温度监督组件。通过对温度监督组件中的样品进行测试分析，获得热老化脆化的相关数据，以此来评估田湾核电站RPV的热老化脆化状态。

大量试验数据［4－6］表明，热老化脆化转变温度增量ΔTT（t）与时间t呈非线性的关系。文献［7］中给出在300℃下ΔTT（t）与t存在下面的关系（康采恩模型）：

其中：ΔTinft是t→∞时的临界温度变化；bT、tOT、tT均是与热老化温度相关的材料系数，具体数值列于表4。

表4 bT、tOT、tT的取值［7］Table 4 Values of bT，tOTand tT

另外，在田湾核电站RPV的设计中，针对高温热老化造成的温度增量作如下假设：

1）对于辐照区域外的母材金属，在前7 000h，ΔTT从0增加到30℃，在之后的运行期间，直到50 000h，保持ΔTT＝5℃；

2）辐照区域内的母材及焊缝金属ΔTT＝0℃。

图3示出田湾核电站RPV母材热老化设计曲线与康采恩模型曲线的比较。从图3可看出，两者的变化趋势一致。田湾核电站设计曲线是在康采恩模型基础上做了简化处理后的工程应用。

图3 母材热老化分析设计曲线与康采恩模型的比较Fig.3 Comparison of thermal aging design curve and Konzern model

研究表明［5－6，8］：对于母材和低Ni含量焊缝（w（Ni）＜1.3%），热老化脆化主要是由于碳化物的形成所引发。材料的热老化脆化是由碳化物的析出与聚合长大导致的硬化引发脆化。碳化物的析出使ΔTT（t）增加；而析出碳化物的凝聚长大使ΔTT（t）减小。当老化时间t→∞时，ΔTT（t）的值约为0；对于高Ni含量焊缝，当老化时间t→∞时，ΔTT（t）的值略低于其最大值。这说明高含量Ni的存在会促进热老化脆化的发生，且Ni的偏析机制优于碳化物的析出和聚合长大［7］。

在RPV长期约300℃的运行过程中，钢中部分固溶的碳持续析出形成碳化物，形成的纳米尺度的碳化物会阻碍位错运动，增加Orowan应力τorov［9］；而同时当碳化物达到一定浓度后开始聚合长大，这样又会降低碳化物的密度，从而使阻碍位错运动的摩擦力降低，使τorov减小。图3中ΔTT（t）的峰值就对应着τorov的最大值。随着运行时间的增加，微小尺度的析出碳化物会逐渐长大，τorov减小到初始状态，这样ΔTT（t）的值就趋近于0。

3.2 RPV热老化脆化评估

依据文献［7，9］，认为Hollomon参数P为恒量，因此可通过下式对不同老化温度的数据进行归一化处理。

其中：H为热老化过程激活能的材料常数，一般取值为4；T为热老化温度，℃；t为热老化时间，h。

因此，不同温度和时间的数据可通过下式进行数据转换，即：

田湾核电站1＃机组RPV第1根温度监督组件运行温度的历史情况列于表5。依据式（2）将第1根温度组件样品的热老化温度归一化到T＝300℃时，热老化时间约为58 547h。

表5 田湾核电站1＃机组RPV第1根温度监督组件运行温度历史统计表Table 5 Running temperature of the first temperature surveillance component from Tianwan unit 1RPV

将田湾核电站1＃机组RPV第1次温度监督热老化时间数据代入式（1），可计算出模型预测的ΔTT（t），与田湾核电站实际监督数据的对比列于表6。

表6 田湾核电站实际监督数据与康采恩模型预测计算结果对比Table 6 Comparison between calculation data by Konzern model and measured value from Tianwan

由田湾核电站第1次温度监督试验获得的韧脆转变温度增量（母材：ΔTK＝4℃、ΔT0＝－2℃；焊缝：ΔTK＝17℃、ΔT0＝13℃；热影响区：ΔTK＝7℃）可看出，对于母材，热老化脆化效应并不十分明显，焊缝存在一定的脆化。结合监督测试结果，从表6可看出，田湾核电站1＃机组RPV焊缝的热老化脆化基本与康采恩模型预测值一致，母材脆化情况低于预测结果。因此，认为田湾核电站1＃机组RPV热老化脆化情况基本正常。进一步评估了田湾核电站1＃机组RPV的热老化状态，将田湾核电站母材热老化数据与康采恩模型及俄罗斯数据进行比较，结果示于图4。从图4可看出，田湾核电站RPV母材热老化数据与康采恩模型预测趋势符合较好，无异常变化。

图4 母材热老化数据与康采恩模型及俄罗斯数据比较Fig.4 Comparison of thermal aging data，Konzern model and Russian data

4 结论

1）温度监督样品经过堆内高温环境考验后，拉伸性能指标变化规律不明显，难以看出热老化效应特征；冲击测试表明焊缝材料表现出一定程度的脆化特征，参考温度增量ΔTK为17℃，母材、热影响区脆化不明显，ΔTK仅分别为4℃和7℃，且增量在标准偏差范围之内；断裂韧性测试表明焊缝样品存在一定量的脆化效应，参考温度T0上升13℃，母材样品热老化脆化效应不明显。

2）田湾核电站1＃机组RPV焊缝的热老化脆化与康采恩模型的结果和俄罗斯数据基本一致，母材和热影响区则低于预测结果。可以认为田湾核电站1＃机组RPV热老化脆化情况在合理范围内。

［1］ Integrity of reactor pressure vessels in nuclear power plants：Assessment of irradiation embrittlement effects in reactor pressure vessel steels［R］.Vienna：International Atomic Energy Agency，2009.

［2］ ASTM E185 Standard practice for design of surveillance programs for light-water moderated nuclear power reactor vessels［S］.USA：ASTM International，2002.

［3］ 王克江，彭顺米.田湾核电站反应堆压力容器监督试样运输及试验项目1号机组第一批温度监督试样拉伸试验报告，ZYY·JF·DG· TWJD014-FJ［R］.北京：中国原子能科学研究院，2012.

［4］ NIKOLAEV Y.Radiation embrittlement of Cr-Ni-Mo and Cr-Mo RPV steels［J］.Journal of ASTM International，2007，4（8）：100 695-100 711.

［5］ TEPLOVA E D，TEPLOV N S，MIRONENKO E A.Nickel and copper influence on the thermal brittleness of structural chrome-molybdenum steel［R］.［S.l.］：［s.n.］，1990.

［6］ GREKOVA I I，YUHANOV V A，FILIMONOV G Y，et al.Thermal aging of materials for VVER［C］∥Proceedings of the 3rd International Conference on Material Issues in Design，Manufacturing and Operation of Nuclear Power Plants Equipment.［S.l.］：［s.n.］，1994.

［7］ MARGOLIN B Z.Analysis of embrittlement of WWER-1000RPV materials［J］.International Journal of Pressure Vessels and Piping，2012，89：178-186.

［8］ SHUR A D.Develop methods for evaluating and improving the stability of the structure and properties of the RPV pearlitic steels in conditions of aging［D］.Moscow：［s.n.］，1987.

［9］ AHSBY M F.About the Orovan stress［M］∥ARGON A.Physics of strength and plasticity.Cambridge（MA）：MIT Press，1970.

Thermal Aging Assessment of RPV in VVER-1000 Reactor

TONG Zhen-feng1，CUI Zhen-bei2，ZHAO Ji-song3，ZHANG Chang－yi1，YANG Xing-wang3，WANG Ke-jiang1，LIU Wei-ping3，YANG Wen1
（1.China Institute of Atomic Energy，P.O.Box275-51，Beijing102413，China；2.China National Nuclear Corporation，Beijing100822，China；3.Jiangsu Nuclear Power Corporation，Lianyungang222000，China）

VVER-1000reactor pressure vessel temperature surveillance is introduced systematically.The mechanical behaviors and thermal aging embrittlement mechanism of Tianwan unit 1RPV after 3years operation were analyzed and evaluated according to the results of temperature surveillance.The time scheme of next temperature surveillance was determined.The results show that after high temperature testing in reactor，the sample weld for the temperature surveillance exhibits a certain degree of embrittlement，but the embrittlement in the base metal and heat-affected zone is not obvious.Comparing with Konzern model predicted value and the data from Russia，it is considered that thermal aging embrittlement of RPV from Tianwan unit 1is within a reasonable range.

VVER-1000；RPV；thermal aging embrittlement；temperature surveillance

TL341

：A

：1000-6931（2015）05-0903-06

10.7538／yzk.2015.49.05.0903

2014-01-21；

2014-12-09

国家重点基础研究发展计划资助项目（2011CB610503）；国家大型先进压水堆重大专项资助项目（2011ZX06004-002）

佟振峰（1977—），男，辽宁鞍山人，副研究员，博士，核燃料循环与材料专业