用RTT0取代RTNDT分析國產(chǎn)某核壓力容器壓力-溫度限值曲線的效益

曹昱澎 賀寅彪 惠 虎 李 輝 軒福貞

1（華東理工大學(xué)承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室 上海 200237）

2（上海核工程研究設(shè)計院工程設(shè)備所 上海 200233）

用RTT0取代RTNDT分析國產(chǎn)某核壓力容器壓力-溫度限值曲線的效益

曹昱澎1,2賀寅彪2惠 虎1李 輝2軒福貞1

1（華東理工大學(xué)承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室 上海 200237）

2（上海核工程研究設(shè)計院工程設(shè)備所 上海 200233）

ASME規(guī)范和美國聯(lián)邦法規(guī)規(guī)定了核反應(yīng)堆壓力容器(Reactor pressure vessel, RPV)在正常啟、停堆過程中及水壓試驗時的壓力和溫度限值，2013年版ASME規(guī)范直接納入了Code Case N-629，即同時接受了RTT0和RTNDT兩種參考溫度表征的材料斷裂韌性KIc下包絡(luò)線。本文對比分析采用KIR-RTNDT、KIc-RTNDT和KIc-RTT0三種斷裂韌性取值方法所確定的壓力-溫度限值曲線(P-T曲線)，以國產(chǎn)某臺RPV為研究對象，計算了在40年設(shè)計壽期末和延壽期的P-T曲線。結(jié)果表明三者差別很大，基于KIc-RTT0下包絡(luò)線拓寬了P-T運行窗口，甚至無需擔(dān)心該容器在啟停堆過程中會發(fā)生脆斷，KIc-RTNDT曲線的計算結(jié)果偏保守，而由KIR-RTNDT給出的結(jié)果過于保守。研究結(jié)果為該電站的運行和延壽的可能性提供了支持。

反應(yīng)堆壓力容器，壓力-溫度限值曲線，主曲線法，ASTM E1921

反應(yīng)堆壓力容器(Reactor pressure vessel, RPV)采用低合金鐵素體鋼制造，為核安全一級設(shè)備，是壓水堆核電站壽命期內(nèi)的不可更換部件。在服役期間受中子輻照的影響，RPV材料的韌脆轉(zhuǎn)變溫度會升高，即在規(guī)定的工作溫度下的斷裂韌性會下降。在啟、停堆過程中，如果RPV存在裂紋，在內(nèi)壓產(chǎn)生的一次應(yīng)力和溫差應(yīng)力作用下，可能會起裂擴展，甚至穿透容器，導(dǎo)致災(zāi)難性的事故。為防止此類事故發(fā)生，美國聯(lián)邦法規(guī)10CFR50附錄G[1]和美國ASME鍋爐與壓力容器規(guī)范(ASME B&PV code)第III卷[2]及第XI卷[3]給出了RPV在A級、B級工況下壓力-溫度限值曲線的制定準(zhǔn)則。20世紀90年代，中國核工業(yè)總公司也發(fā)布了相應(yīng)的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)E/JT918-94[4]：壓水堆核電廠反應(yīng)堆壓力容器壓力-溫度限值曲線制定準(zhǔn)則。

目前，在ASME規(guī)范第XI卷附錄G“防止失效的斷裂韌性準(zhǔn)則”中，按線彈性斷裂力學(xué)的防脆斷評定方法，假想容器帶區(qū)內(nèi)壁或外壁存在一個表面裂紋，對于壁厚t為100-300 mm的容器，假想裂紋的尺寸深度a為壁厚的1/4，裂紋長度2b為壁厚的1.5倍，為防止發(fā)生脆斷事故，要求在啟、停堆過程中，容器裂紋在薄膜應(yīng)力與熱應(yīng)力共同作用下的裂尖應(yīng)力強度因子小于材料的斷裂韌性：

式中，KIm為壓力產(chǎn)生的總體一次薄膜應(yīng)力所引起的應(yīng)力強度因子；k為安全系數(shù)，取2；KIt是熱應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)力強度因子；KIc為材料平面應(yīng)變斷裂韌性。KIm與KIt的計算式見ASME規(guī)范第XI卷的附錄G-2214。由于KIm是容器內(nèi)壓力P的函數(shù)，KIc與溫度有關(guān)，基于式(1)，給定某一冷卻劑溫度T后，即可確定由斷裂準(zhǔn)則控制的一個對應(yīng)許用壓力P，由此獲得一條P-T限值關(guān)系曲線。

按照美國聯(lián)邦法規(guī)10CFR50的附錄G“斷裂韌性要求”中的“反應(yīng)堆壓力容器壓力和溫度的要求”規(guī)定[1]，在A、B級工況和水壓試驗時必須執(zhí)行按ASME規(guī)范第XI卷附錄G的規(guī)定，用斷裂力學(xué)分析方法取得P-T限值曲線以外，還規(guī)定了附加的安全裕度，并給出了僅考慮材料性能，要求比韌脆轉(zhuǎn)變溫度高若干溫度的一系列最低使用溫度。以上這些規(guī)定共同構(gòu)成了RPV的P-T限值曲線，RPV在正常啟、停堆過程中及水壓試驗時的壓力和溫度必須限制在P-T限值曲線所規(guī)定的范圍內(nèi)工作。

當(dāng)斷裂力學(xué)評定的三要素（裂紋尺寸、載荷和斷裂韌性）中的裂紋尺寸已知時，安全載荷的大小（即P-T限值）就僅取決于材料的斷裂韌性。鐵素體鋼在韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的斷裂韌性隨溫度下降，且在同一溫度下，所測得的斷裂韌性值是隨機分布的，為安全起見，ASME附錄G的斷裂韌性值均指其下限值。且在20世紀時，附錄G均采用KIR值（止裂韌性KIa、動態(tài)斷裂韌性KId及準(zhǔn)靜態(tài)斷裂韌性KIc的下限值）表征材料斷裂韌性，以RTNDT參考溫度的下包絡(luò)線KIR-(T-RTNDT)表示，極為保守，如式(2)所示，因而往往出現(xiàn)極不合理的評定結(jié)果。這條曲線也被EJ/T918-94標(biāo)準(zhǔn)所采納。1998年，ASME頒布了核規(guī)范案例Code Case N-640，允許采用KIc取代KIR。ASME第III卷及XI卷附錄G的2004年修訂版規(guī)定已采用KIc-(T-RTNDT)曲線取代KIR-(T-RTNDT)曲線，如式(3)所示：

式中，RTNDT為材料的參考無延性轉(zhuǎn)變溫度，輻照前及輻照后材料的斷裂韌性均可用式(2)、(3)表示，但輻照后的RTNDT會上升；Tcrack為啟停堆過程中裂紋前緣材料的瞬時溫度。

眾所周知，以RTNDT為參考溫度的斷裂韌性下包絡(luò)曲線是半經(jīng)驗性的，表征裂紋體斷裂韌性的RTNDT卻是用非裂紋體的落錘試驗和夏比缺口沖擊試驗按ASME NB2331推測出來，盡管安全，但十分保守。20世紀90年代初，芬蘭科學(xué)家Wallin提出了斷裂韌性主曲線法(Master Curve方法)。斷裂韌性主曲線法[5]直接測試材料的彈塑性斷裂韌性，通過6-8個有效斷裂韌性數(shù)據(jù)，采用三參數(shù)Weibull統(tǒng)計的方法進行分析，就可得到一個稱為T0的參考溫度新參量，一旦確定 T0就可得到在韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)不同失效概率Pf下斷裂韌性KJc隨溫度T的分布。國際上許多著名的研究機構(gòu)大量的研究表明：主曲線法比ASME規(guī)范KIc下包絡(luò)曲線法更為科學(xué)，用T0取代RTNDT已成為了必然趨勢[6-8]。ASME規(guī)范在1999年又頒布了Code Case N-631及N-629[9-10]，提出采用RTT0(T0+19 °C)取代原有的RTNDT，直接代入原來以RTNDT為參量的KIc下包絡(luò)線公式，構(gòu)成如式(4)所示的新的KIc-(T-RTT0)下包絡(luò)線表達式。最新的2013年版ASME規(guī)范第XI卷又進一步將Code Case N-629的內(nèi)容直接納入了附錄G。

也就是說新ASME規(guī)范XI卷附錄G同時接受了RTNDT和RTT0兩種不同的參考溫度，這必然會得到不同的斷裂韌性值和不同的P-T限值曲線，因此用RTT0取代RTNDT分析RPV的P-T限值曲線后會引起怎樣的變化和收益，非常值得關(guān)注。

本文采用某臺在役國產(chǎn)壓水堆壓力容器堆芯區(qū)508-III鋼鍛件延長段材料，按ASTM E1921標(biāo)準(zhǔn)[11]測得了其未經(jīng)輻照時的參考溫度T0值[12-13]。因此，本文將分別基于該材料原有的參考溫度RTNDT和新的RTT0參考溫度，分析采用KIR-RTNDT、KIc-RTNDT及KIc-RTT0計算該容器在設(shè)計壽期末的P-T限值曲線，研究獲得的P-T曲線的差異和技術(shù)進步所取得的效益，為該電站的運行和延壽的可能性提供支持。

1 計算P-T限值曲線的輸入?yún)?shù)值

1.1 RPV及假想裂紋缺陷的幾何尺寸

該臺在役國產(chǎn)RPV的筒身壁厚 t=170 mm，帶區(qū)的內(nèi)半徑 Ri=1691 mm。按附錄G的規(guī)定假想容器內(nèi)表面或外表面存在一個軸向的半橢圓表面裂紋，如圖1所示，裂紋的深度a為42.5 mm（1/4壁厚），長度2b為255 mm（1.5倍壁厚）。

圖1 分析模型示意圖Fig.1 Schematic drawing of the model analyzed.

1.2 RPV的運行工況

該容器的運行壓力Po=15.2 MPa，設(shè)計壓力Pd=17.16 MPa。40年設(shè)計壽期末（有效滿功率年32EFPY）容器內(nèi)表面的最大中子注量(E＞1 MeV) f=4.97×1019n·cm-2。為了簡單方便起見，本文在后續(xù)的P-T分析中對于1/4T和3/4T處的表面裂紋均保守地取容器內(nèi)表面的中子注量值，不考慮中子注量沿壁厚的衰減。啟、停堆時，升降溫速率選取ASME規(guī)定的溫度變化率最大值，即56 °C·h-1[3]。

1.3 材料性能

容器筒體帶區(qū)母材的化學(xué)成分列于表1。

表1 508-III鍛件各元素所占的重量百分比(wt.%)Table 1 Chemical compositions of 508-III steel (wt.%).

實測帶區(qū)母材的初始RTNDT(u)為-20 °C，上封頭過渡區(qū)的RTNDT(u)取-10 °C。采用15個0.5T-C(T)試樣測得了初始T0(u)為-60 °C[12-13]，如圖2所示。按2013年版ASME規(guī)范第 XI卷附錄G的規(guī)定[3]，RTT0=(-60+19) °C =-41 °C。

圖2 508-III鍛件的主曲線及95%、5%累積失效概率上下邊界曲線Fig.2 Master curve of 508-III steel with upper and lower tolerance bounds.

1.4 確定設(shè)計壽期末的材料斷裂韌性調(diào)整參考溫度ART

輻照后材料的RTNDT及RTT0需要通過ΔRTNDT來計算，盡管采用主曲線法可以直接測試輻照監(jiān)督試樣的斷裂韌性獲得輻照后材料的參考溫度T0，也就得到了輻照后的RTT0值。但由于該容器尚未抽取輻照監(jiān)督管，所以本文統(tǒng)一按照美國核管會管理導(dǎo)則NRC RG1.99-2[14]的式(5)估算輻照脆化引起的RTNDT和RTT0的升高量。

式中，CF為化學(xué)系數(shù)，根據(jù)表1中該材料的Cu、 Ni元素含量，從RG1.99-2查得CF=14.4 °C；f為中子注量，單位為1019n·cm-2。算得ΔRTNDT=ΔRTT0=(14.4×1.401) °C =20.2 °C。

鑒于本文中輻照脆化引起轉(zhuǎn)變溫度升高量均按R.G 1.99-2計算，故而設(shè)計壽期末(End of Life, EOL)考慮了裕度的材料RTNDT(EOL)、RTT0(EOL)均用調(diào)整參考溫度ART表示，即ARTNDT、ARTT0：

設(shè)計壽期末的兩種調(diào)整參考溫度ARTT0與ARTNDT，相差高達26 °C，這大部分是由于未輻照的初始參考溫度就相差20 °C，但也是由于用非裂紋體的落錘試驗和夏比沖擊試驗確定參考溫度帶來了更大的不確定度，進一步加大了ARTT0與ARTNDT之間的差異。

2 按ASME規(guī)范防脆斷準(zhǔn)則的P-T限值曲線計算

2.1 ASME規(guī)范防脆斷準(zhǔn)則的計算方法

將ASME規(guī)范第XI卷附錄G中G-2110的KIc表達式，即式(3)和(4)，代入G-2215的防脆斷準(zhǔn)則表達式(式(1))，稍作整理即得到如式(8)、式(9)所示的許用壓力P和裂紋前緣溫度Tcrack的函數(shù)關(guān)系。基于1998年前ASME規(guī)范版本和國內(nèi)EJ/T918標(biāo)準(zhǔn)采用的KIR斷裂韌性下包絡(luò)線(式(2))整理可得到式(10)。

因容器壁厚t、半徑Ri已知，缺陷位置確定后，上式中系數(shù)Mm也已知；對于任一給定的升降溫速率，KIt也為已知量。ARTNDT與ARTT0也均為已知常數(shù)。故式(8)-(10)就只剩P和Tcrack兩個變量。

在建立有限元模型計算升降溫的整個瞬態(tài)過程后，可獲得在冷卻劑溫度T為任意溫度時，啟、停堆工況下各時刻容器壁厚1/4T或3/4T位置處的裂紋前緣溫度Tcrack，即已知T-Tcrack關(guān)系曲線，代入式(8)-(10)即可確定RPV的P-T限值曲線。

2.2 基于ASME規(guī)范的P-T限值曲線計算結(jié)果

采用ARTT0和ARTNDT值，按上節(jié)所述方法計算了該容器在40年設(shè)計壽期末升、降溫時的P-T曲線，如圖3(a)、(b)所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，三條曲線差距相當(dāng)明顯，過去采用KIR-(T-ARTNDT)的斷裂韌性曲線確實是太過于保守。采用KIc-ARTNDT拓寬了該RPV的許用P-T范圍，但與采用ARTT0計算的P-T曲線相比，由ARTNDT確定的P-T限值曲線顯得相對較保守。如果采用ARTT0可進一步放寬可操作區(qū)域。例如，當(dāng)容器內(nèi)溫度升高至70 °C時，如圖3(a)所示，由KIc-ARTNDT計算容器內(nèi)壓力必須限制在13.5MPa以下，而根據(jù)KIc-ARTT0計算的許用壓力大大放寬至28.7 MPa。許用壓力出現(xiàn)如此巨大差異的根本原因就是材料斷裂韌性估算值之間的差異，在

圖3 40年設(shè)計壽期末基于ASME規(guī)范防脆斷準(zhǔn)則的P-T曲線(a) 升溫，(b) 降溫Fig.3 P-T limit curves at the design life of 40 years based on ASME criteria for protection against failure. (a) Heatup, (b) Cooldown

在停堆工況下，三種方法的計算結(jié)果差異更加明顯。這是由于在相同的冷卻劑溫度下，停堆時許用壓力取自1/4T位置處裂紋前緣，這里的溫度高于啟堆時所取的3/4T位置。溫度越高，KIc-ARTT0與ARTNDT表征的KIc、KIR下包絡(luò)線之間的差異更大，所獲得的P-T曲線差異更加明顯。

3 按10CFR50附錄G的P-T限值曲線和最低許用溫度線計算

10CFR50附錄G的表1[1]給出了堆芯臨界后工況的P-T限值要求（最嚴格的P-T曲線）。按其中的要求，圖4(a)、(b)給出了分別基于上文所述三種斷裂韌性曲線計算的P-T曲線。由于本文未獲得法蘭區(qū)材料的RTT0實測值，所以基于ARTT0確定P-T曲線時，壓力大于20%役前系統(tǒng)水壓試驗壓力時的最低許用溫度仍采用RTNDT計算。圖4中的P-T曲線是§2.2的結(jié)果右移22 °C得到的，所以三條P-T曲線的相對位置均未變化，與§2.2的規(guī)律一致。

考慮到該容器的正常運行壓力不能大于設(shè)計壓力Pd，此外為建立反應(yīng)堆冷卻劑泵軸封密封并防止泵發(fā)生汽蝕，容器的壓力-溫度也不允許低于核主泵限定的P-T曲線，因而有效的P-T曲線應(yīng)如圖4(c)、(d)、(e)所示。采用KIR-ARTNDT下包絡(luò)線獲得的許用P-T范圍最窄，有可能對啟停堆的操作帶來困難，KIc-ARTT0的最寬。以啟堆為例，當(dāng)壓力為14 MPa時，采用KIc-ARTT0的許用溫度范圍比采用KIR-ARTNDT增大了61 °C。比采用KIc-ARTNDT增大了15 °C，看似有限，主要是由于在此壓力下最低許用溫度遵照聯(lián)邦法規(guī)的規(guī)定取上封頭法蘭區(qū)參考溫度+89 °C，若獲得法蘭區(qū)材料的RTT0實測值，可降低基于ARTT0的最低許用溫度，則采用KIc-ARTT0獲得的許用溫度范圍將被明顯拓寬。

需要注意的是，從圖4(e)可見，采用ARTT0確定升、降溫工況下的P-T曲線，防脆斷準(zhǔn)則控制的壓力邊界已不起決定作用，而是由設(shè)計壓力Pd、10CFR50附錄G中的最低許用溫度和主泵曲線共同構(gòu)成了該容器的P-T限值。也就是說預(yù)測該容器堆芯區(qū)材料在40年設(shè)計壽期末的斷裂韌性還足夠好，在啟、停堆過程中無需擔(dān)心該容器會發(fā)生脆斷事故。

按ARTNDT獲得的P-T曲線的保守性主要是由于用缺口試件的落錘試驗和夏比沖擊試驗去確定裂紋體斷裂韌性的參考溫度的可靠性較差，ASME規(guī)范III卷NB2331[2]要求最終確定的RTNDT值趨近于材料的一系列可能的RTNDT值的上限，這導(dǎo)致了KIc曲線描述斷裂韌性數(shù)據(jù)下邊界的保守程度是變化的，有時極其保守。

假使可以抽取輻照監(jiān)督試樣，輻照后材料的RTNDT只能通過夏比沖擊試驗的偏移量ΔT41J關(guān)聯(lián)，而直接通過輻照后材料斷裂韌性試驗獲得的參考溫度RTT0可更準(zhǔn)確地預(yù)測材料斷裂韌性的分布。在這種情況下，用KIc-RTT0下包絡(luò)線計算的P-T曲線將比用KIc-RTNDT下包絡(luò)線得到的P-T曲線更加合理。

圖4 40年設(shè)計壽期末考慮10CFR50附錄G的P-T曲線（堆芯臨界）(a) 未考慮設(shè)計壓力和主泵曲線的升溫工況，(b) 未考慮設(shè)計壓力和主泵曲線的降溫工況，(c) 考慮設(shè)計壓力和主泵曲線的升溫工況(用RTNDT)，(d) 考慮設(shè)計壓力和主泵曲線的降溫工況(用RTNDT)，(e) 考慮設(shè)計壓力和主泵曲線的升降溫工況(用RTT0)Fig.4 P-T limit curves at the design life of 40 years considering appendix G to 10CFR50 (core critical). (a) Heatup without considering design pressure and pump curve, (b) Cooldown without considering design pressure and pump curve, (c) Heatup considering design pressure and pump curve (using RTNDT), (d) Cooldown considering design pressure and pump curve (using RTNDT), (e) Heatup and cooldown considering design pressure and pump curve (using RTT0)

4 比較延壽期的P-T限值曲線

若該容器在40年設(shè)計壽期末將延壽運行，假設(shè)容器帶區(qū)內(nèi)表面的最大中子注量(E＞1 MeV)達到40年壽期末的1.5倍f = 7.46×1019n·cm-2時，即在裝換料穩(wěn)定的情況下，相當(dāng)于延壽到60年。按§1.4的方法，算得此時的ARTNDT=29.2 °C、ARTT0=3.2 °C。由于隨著中子注量的增加，ART的上升速率明顯減緩，僅升高1 °C，如圖5所示，按13版ASME規(guī)范中的兩種方法確定的P-T曲線之間的差異基本與40年壽期末時一致，采用KIc-ARTT0下包絡(luò)線所允許的運行窗口甚至大于40年設(shè)計壽期末用KIc-ARTNDT下包絡(luò)線給出的P-T限值范圍。根據(jù)ARTT0給出的結(jié)果，仍然無需擔(dān)心該容器在啟、停堆過程中會發(fā)生脆斷事故。

圖5 注量為40年設(shè)計壽期末1.5倍時的P-T曲線（堆芯臨界）(a) 考慮設(shè)計壓力和主泵曲線的升溫工況(用RTNDT)，(b) 考慮設(shè)計壓力和主泵曲線的降溫工況(用RTNDT)，(c) 考慮設(shè)計壓力和主泵曲線的升降溫工況(用RTT0)Fig.5 P-T limit curves for the neutron fluence that is 1.5 times at the design life of 40 years (core critical). (a) Heatup considering design pressure and pump curve (using RTNDT), (b) Cooldown considering design pressure and pump curve (using RTNDT), (c) Heatup and cooldown considering design pressure and pump curve (using RTT0)

5 結(jié)語

依照ASME規(guī)范第XI卷附錄G斷裂韌性下包絡(luò)線的發(fā)展歷史，本文采用KIR-RTNDT、KIc-RTNDT和KIc-RTT0三種不同的斷裂韌性取值方法計算了國產(chǎn)某臺在役RPV在40年設(shè)計壽期末和延壽期的P-T限值曲線。結(jié)論如下：

(1) 在國內(nèi)已公開的資料中，首次對基于國產(chǎn)某RPV帶區(qū)材料的實測RTNDT、RTT0參考溫度值所獲得的三組P-T曲線進行了對比分析。計算結(jié)果表明，KIR-RTNDT曲線確定的P-T運行窗口顯得過于保守。采用KIc-RTNDT曲線獲得的P-T曲線往往偏保守，在本案例中，與KIc-RTT0確定的P-T曲線相比差異較大?；赗TT0所獲得的啟停堆操作窗口最大，預(yù)測帶區(qū)材料甚至在設(shè)計壽期末和延壽期仍具有足夠的斷裂韌性保證正常啟停堆過程中不會發(fā)生脆斷。以主曲線法為基礎(chǔ)的新的RTT0參量估算材料斷裂韌性下限的科學(xué)性與準(zhǔn)確度遠優(yōu)于RTNDT，基于RTT0參量拓寬P-T運行窗口安全可靠，為該RPV的延壽可能性提供了支持。

(2) 準(zhǔn)確地預(yù)測RPV材料在韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的斷裂韌性對于提高P-T限值曲線十分關(guān)鍵。國內(nèi)EJ/T918-94標(biāo)準(zhǔn)至今十幾年未做更新，建議在修訂該標(biāo)準(zhǔn)時應(yīng)考慮接受KIc-RTT0斷裂韌性下包絡(luò)線。

在條件允許的情況下，應(yīng)盡量采取主曲線法的測試手段，獲得輻照前、后RPV材料的RTT0值，可為RPV的結(jié)構(gòu)完整性評定帶來明顯效益。

1 Rules and Regulations Title 10 Code of Federal Regulations Part 50 Appendix G. Fracture toughness requirements[S]. Washington DC, 1986

2 ASME. ASME boiler and pressure vessel code, section III[S]. American Society of Mechanical Engineers, 2013

3 ASME. ASME boiler and pressure vessel code, section XI, inservice inspection of nuclear power plant[S]. American Society for Mechanical Engineers, 2013

4 EJ/T 918-94, 壓水堆核電廠反應(yīng)堆壓力容器壓力溫度限值曲線制定準(zhǔn)則[S]. 北京: 中國核工業(yè)總公司, 1994 EJ/T 918-94, Rules for pressure and temperature limit for pressurized water reactor[S]. Beijing: China National Nuclear Corporation, 1994

5 Merkle J G, Wallin K, McCabe D E. Technical basis for an ASTM standard on determining the reference temperature, to, for ferritic steels in the transition range[R]. Oak Ridge National Laboratory, 1998

6 WRC. Fracture Toughness master curve development: fracture toughness of ferritic steels and ASTM reference temperature (TA)[R]. WRC Bulletin 457, 2000

7 WRC. Fracture toughness master curve development: application of mastercurve fracture toughness methodology for ferritic steels[R]. WRC Bulletin 458, 2001

8 WRC. Fracture toughness master curve development: master curve strategies for RPV assessment[R]. WRC Bulletin 459, 2001

9 Code Case N-629, Use of fracture toughness test data to establish reference temperature for pressure retaining materials for Section XI[S]. American Society of Mechanical Engineers, 1999

10 Code Case N-631, Use of fracture toughness test data to establish reference temperature for pressure retaining materials other than bolting for class 1 vessels section III[S]. American Society of Mechanical Engineers, 1999

11 ASTM E1921-11, Standard test method for determination of reference temperature, to, for ferritic steels in the transition range[S]. Annual Book of ASTM Standards, 2011

12 方穎, 李輝, 惠虎, 等. 基于Master Curve方法的A508-III鋼斷裂韌性研究[J]. 核動力工程, 2011, 32(S1): 31-34

FANG Ying, LI Hui, HUI Hu, et al. Study on fracture toughness prediction for A508-Ⅲ steel based on master curve approach[J]. Nuclear Power Engineering, 2011, 32(S1): 31-34

13 曹昱澎, 惠虎, 軒福貞, 等. 某臺國產(chǎn)壓水堆壓力容器鍛件材料斷裂韌性韌脆轉(zhuǎn)變的參考溫度[J]. 壓力容器, 2013, 30(11): 8-13

CAO Yupeng, HUI Hu, XUAN Fuzhen, et al. The fracture toughness reference temperature for the forging of a homemade reactor pressure vessel[J]. Journal of Pressure Equipment and Systems, 2013, 30(11): 8-13

14 Regulatory Guide 1.99-Rev 2, Radiation embrittlement to reactor pressure vessel materials[S]. Washington DC: US Government Printing Office, US, Nuclear Regulatory Commission, 1988

15 IAEA. Guidelines for application of the master curve approach to reactor pressure vessel integrity in nuclear power plants[R]. Vienna, 2005

CLC TL351

Benefit for the analysis of P-T limit curve of a home-made RPV using RTT0instead of RTNDT

CAO Yupeng1,2HE Yinbiao2HUI Hu1LI Hui2XUAN Fuzhen1
1(Key Laboratory of Pressure System and Safety, Ministry of Education, East China University of Science and Technology, Shanghai 200237, China)
2(Department of Component Research and Design, Shanghai Nuclear Engineering Research and Design Institute, Shanghai 200233, China)

Background: The leak test temperature and startup and shutdown pressure-temperatue (P-T) limits for reactor pressure vessel are specified in the ASME code and in the U.S. Part 50 to Title 10 of the Code of Federal Regulations. The ASME Code Case N-629 has been integrated into the 2013 ASME code. The KIccurves indexed by RTNDTand RTT0are both accepted by the ASME code. Purpose: The application of KIc-RTT0curve to the determination of the P-T curve needs to be compared against the results using KIc-RTNDTand KIR-RTNDTcurves. Methods: The P-T limit curves at the design life of 40 years and in the extended period are made for a home-made Reactor pressure vessel (RPV) which is taken as an example. Results: It is indicated that there exists great difference among results using the three methods. The P-T operating window based on KIc-RTT0is widened. The brittle facture can not occur during the normal start-up and cool-down transients. The P-T limit curves from KIc-RTNDTcurve are relatively conservative while the results based on KIR-RTNDTcurve are too conservative. Conclusion: The analysis in this paper provides the technical support to the operation and the potentional of life extension for this RPV.

Reactor pressure vessel, P-T limit curve, Master curve, ASTM E1921

TL351

10.11889/j.0253-3219.2014.hjs.37.070601

上海市博士后科研資助計劃(No.12R21420600)、國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃(863計劃)(No.2012AA040105)、大型先進壓水堆核電站重大專項

(No.2010ZX06002)資助

曹昱澎，男，1983年出生，2012年于華東理工大學(xué)獲博士學(xué)位，研究領(lǐng)域反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)力學(xué)

2014-01-28，

2014-04-18