ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE TEZE K

ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE
TEZE K DISERTAČNÍ PRÁCI
České vysoké učení technické v Praze
Fakulta jaderná a fyzikálně inženýrská
Katedra materiálů
Ing. Štěpán VÁLEK
SPECIÁLNÍ METODY STUDIA
MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ
OCELÍ PRO JADERNÉ APLIKACE
Doktorský studijní program: Aplikace přírodních věd
Studijní obor: Fyzikální inženýrství
Teze disertace k získání akademického titulu "doktor", ve zkratce "Ph.D."
Praha, září 2014
Jiří Kunz, CSc
-3-
1.Úvod
Mnoho komponent jaderných elektráren je vystaveno kritickým
prostředím, ve kterých materiály degradují v závislosti na čase. Tato degradace
vede k iniciaci a šíření trhlin a může vést až ke katastrofickému selhání, pokud
trhlina dosáhne kritické velikosti. K zajištění strukturní integrity se provádějí
pravidelné inspekce. Nejsledovanější komponentou jaderné elektrárny je tlaková
nádoba reaktoru (TNR).
Životnost reaktorové nádoby je prakticky určena radiačním zkřehnutím
materiálu. Proto musí být prováděno hodnocení radiačního poškození s nejvyšší
možnou přesností, spolehlivostí a reprezentativností pro danou TNR. Vývoj
radiačního poškození je sledován např. pomocí ozařovacích programů v
experimentálních reaktorech. Plně reprezentativní podmínky pro danou TNR
jsou však dosaženy jedině v mateřském reaktoru, a proto je prováděn program
svědečných vzorků.
Vzhledem k tomu, že na východě (reaktory VVER) a západě (reaktory
PWR) Evropy šel vývoj a s ním i hodnocení bezpečnosti jaderných elektráren
svou cestou, byla v letech 2001 až 2003 vytvořena pro reaktory VVER jednotná
procedura VERLIFE (Unified procedure for lifetime assessment of components
and piping in VVER NPPS), která zahrnuje i některé přístupy použité k
hodnocení západních reaktorů PWR.
S ohledem na plánované prodlužování životnosti reaktorů JE Dukovany,
je aktuální zabývat se studiem degradace materiálových vlastností tlakových
nádob těchto reaktorů.
-4-
2. Cíle disertační práce
Cílem disertační práce je získat informace o vlivu ozáření na aktivační objem
pomocí rozboru výsledků instrumentovaných Charpyho zkoušek rázem v ohybu.
Práce přispívá k hlubšímu porozumění mechanismů zkřehnutí po ozáření
rychlými neutrony u oceli 15Ch2MFA, která je použita jako materiál tlakové
nádoby reaktoru VVER-440.
Z důvodu
limitovaného počtu mechanických zkoušek prováděných na
tělesech z ozářeného materiálu, kterého je omezené množství, se doposud
hledají efektivnější metody využití obdržených výsledků. Pro hlubší porozumění
výsledkům zkoušek je často nezbytné provádět numerické výpočty pole napětí a
deformace ve zkušebních tělesech např. metodou konečných prvků. Zadání
správné závislosti napětí-deformace (flow stress) do modelu je zcela zásadní pro
získání správných výsledků.
Přínosem práce je metodika umožňující získat doplňkové informace k
výsledkům zkoušek ozářených zkušebních těles.
Jedním z témat, kterému je v literatuře dopusud věnována poměrně malá
pozornost, je vliv ozáření rychlými neutrony na závislost meze kluzu na
rychlosti deformace.
Text disertace se skládá ze dvou hlavních částí: rešeršní a teoretická
(kapitola 2) a experimentální (kapitoly 3 a 4). Rešeršní a teoretická část práce
navazuje na dříve publikované nezávislé články [1] a [2], stručně shrnuje
současný stav problematiky radiačního poškozování materiálu s důrazem na
materiál oceli 15Ch2MFA. V experimentální části (kap. 3) jsou popsány
provedené mechanické zkoušky, které byly prováděny v různých laboratořích
(katedra materiálů FJFI ČVUT, ÚJV Řež a.s., ÚFM AVČR).
V kapitole 4 je popsán numerický model a metodika identifikace. V kapitole
5 jsou následně shrnuty získané výsledky a jejich rozbor.
-5-
V závěru práce jsou na základě získaných poznatků naznačeny směry
dalšího vývoje. Součástí práce je také příloha, ve které jsou uvedeny tabulky a
grafy s dílčími výsledky
3. Experimentální část
Materiál
Chemické složení je uvedeno v následující tabulce. Studovaný materiál
v podobě kované desky o tloušťce 190mm podstoupil následující tepelné
zpracování: Normalizační žíhání 1010°C/12h, poté ochlazení na vzduchu.
Popouštění při 730°C/14h poté ochlazení v peci.
Výsledná mikrostruktura odpovídá hornímu bainitu. (Obr. 1) Průměrná
velikost bainitických paketů byla 30mm nezávisle na orientaci řezu.
Obr. 1 Mikrostruktura oceli 15Ch2MFA.
Zkušební tělesa pro tahové a Charpyho zkoušky byla odebrána z ¼ tloušťky
od povrchu s orientací T a T-S. Zkušební tělesa byla ozářena v reaktoru VVER
440 spolu se vzorky svědečného programu reaktoru. Řetěz kapslí obsahoval
-6-
aktivační monitory (zahrnující rychlé i tepelné neutrony), štěpné monitory.
Každá kapsle obsahovala dva prstence měděného drátu k vyhodnocení
azimutální fluence. Průměrná teplota během ozařování byla na zkladě údajů
z teplotních monitorů 275°C.
Tab. 1 Chemické složení oceli 15Ch2MFA (hm.%).
C
Mn
Si
P
S
Cu
Cr
0.18
0.50
0.31
0.014
0.016
0.10
2.80
Ni
Mo
Co
V
As
0.07
0.65
0.009
0.009
0.009
Charpyho zkoušky
Charpyho zkoušky rázem v ohybu byly provedeny v Ústavu jaderného
výzkumu v Řeži na ozářeném i neozářeném materiálu. Experimenty byly
provedeny pomocí instrumentovaného Charpyho kladiva Roell Amsler 450.
Záznam dat ze zkoušky je uveden na Obr. 2. Jednotlivé záznamy jsou uvedeny
v příloze. Na vzorcích byla provedena též fraktografická analýza, výsledky byly
prezentovány na konferenci ECF (viz. [1]).
25
T = 24°C
neozářeno
20
ozářeno
F (kN)
23
Fn = 9.7 x 10 n.m
(E > 1 MeV)
Fgy
15
-2
10
FA
5
0
0
1
2
3
4
d (mm)
5
6
7
Obr. 2 Vliv ozáření neutrony na záznam z
instrumentované Charpyho zkoušky. Fgy –
síla na mezi kluzu, FA – síla při zastavení
trhliny.
-7-
Instrumentované záznamy Charpyho zkoušky, ze kterých je možné určit sílu
na mezi kluzu (Fgy) a následné zpevňování jsou typu C,D,E, které se u
studovaného materiálu vyskytují na vzorcích porušených při pokojové teplotě.
(viz. Obr. 2). Ze záznamů zkoušek použitých pro tvorbu přechodové křivky
reaktorové oceli pro jednotlivé fluence byly pro identifikaci MKP modelu
vybrány ty při pokojové teplotě.
Tahové zkoušky
Byly provedeny tahové zkoušky při různých rychlostech zatěžování. Tahové
zkoušky pro pomalé rychlosti zatěžování (rychlost posuvu příčníku 0,02 až 1000
mm/min) byly provedeny na KMAT FJFI ČVUT v Praze (Univerzální zkušební
stroj Inspekt 100 kN). Pro vysoké rychlosti zatěžování (rychlost příčníku 100 a
1000 mm/s) v Ústavu fyziky materiálů AV ČR. Diagramy jsou uvedeny
v následujícím grafu na Obr. 3. Tahové zkoušky ozářených vzorků byly
provedeny na hydraulickém zkušebním stroji INSTRON 1342/8500+ při
konstantní rychlosti 0.5 mm min-1.
Tahové křivky pro jednotlivé rychlosti zatěžování jsou znázorněny na Obr. 3.
Z výsledků byla odečtena elastická deformace, síla přepočtena na napětí a byly
tak získány závislosti skutečného napětí na plastické deformaci pro jednotlivé
rychlosti.
-8-
Tahové křivky pro různé rychlosti posuvu příčníku (ocel 15Ch2MFA )
25
F (kN)
20
0.02mm/min
15
0,5mm/min
10mm/min
10
1000mm/min
100mm/s
100mm/s
5
840mm/s
880mm/s
0
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0
Dl (mm)
Obr. 3 Tahové křivky oceli 15Ch2MFA pro různé rychlosti posuvu
příčníku.
Detail tahového diagramu pro různé rychlosti deformace (ocel 15Ch2MFA)
750
700
e&
s (Mpa)
650
0.00001s-1
0.0003s-1
0.005s-1
0.4s-1
3s-1 a
3s-1 b
28s-1
29s-1
600
550
500
0.000
0.005
0.010
0.015
0.020
epl ()
0.025
0.030
0.035
0.040
Obr. 4 Detail tahových křivek oceli 15Ch2MFA pro různé rychlosti
plastické deformace.
-9-
Na Obr. 5 je znázorněn rozdíl tahových křivek (s-s0) pro různé rychlosti
plastické deformace. Jak je patrné z Obr. 4 a Obr. 5 pro rychlost plastické
deformace 29s-1 již nedochází k takovému zpevňování materiálu, ale dochází i
k měknutí, což je způsobeno prudkým zahřátím zkušebního tělesa v důsledku
rychlé plastické deformace a tím poklesu okamžité meze kluzu. Tento jev je
v souladu s literaturou např. [3].
Rozdíl napětí pro různé rychlosti deformace (ocel 15Ch2MFA)
120
29s-1
3s-1 a
0.4s-1
0.005s-1
0.0003s-1
100
ÿÿ (MPa)
80
60
40
20
0
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
0.09
pl
ÿ ()
Obr. 5 Rozdíl tahových křivek (s-s0) pro různé rychlosti plastické
deformace.
Z naměřených tahových křivek na Obr. 5 je zřejmé, že závislost s (e pl , e& pl ) lze
vyjádřit jako součin s = s (e& pl = e& pl0 )* s (e pl ) v našem případě:
s (e pl , e& pl ) = K (e pl )
n
Kde V* = V / kT a
e&0 = e&0 exp( -
DF .
)
kT
ln (e& pl e&0 )
V*
(3.1 )
- 10 -
Závislost meze kluzu na rychlosti deformace pro neozářený stav oceli
15Ch2MFA je znázorněna na Obr. 6. Z experimentálně naměřených hodnot
vyplývá, že hodnota e& 0 (tj. hodnota stále ještě „kvazistatické“ rychlosti
deformace) se nachází v intervalu mezi 10-4 a 10-5 s-1 .
Závislost meze kluzu na rychlosti deformace
620
610
600
s (MPa)
590
580
570
s = 588,2e∙ pl0,0114
R2 = 0,9847
560
550
e∙0
540
530
520
1,E-06
1,E-05
1,E-04
1,E-03 1,E-02
e∙pl (s-1)
1,E-01 1,E+00 1,E+01 1,E+02
Obr. 6 Experimetnálně určená závislost meze kluzu s na rychlosti
deformace e& pl pro neozářený stav oceli 15Ch2MFA.
4. Numerický model
Numerický model použitý v této práci staví na základech, které byly získány
v pracích A. Rossolla [3] a [4]:
· Lze použít statický výpočet, neboť vliv dynamických oscilací je
v přechodové oblasti (T=24°C) utlumen již pro čas odpovídající dvěma
periodám kmitu.
- 11 -
· Vzhledem k tomu, že pole napětí a deformace během zkoušky rázem
v ohybu vykazuje velké deformace, je nutné použít výpočet na základě teorie
velkých deformací.
· Pro postihnutí pole napětí a deformace je nezbytný 3D model.
· Ohřev způsobený rychlou deformací je omezen pouze na kořen vrubu a
neovlivňuje celkový stav napětí a deformace.
Model mechanických vlastností
Okamžitá mez kluzu byla v modelu materiálu definována po částech lineárně
křivkami napětí – plastická deformace pro jednotlivé rychlosti deformace. Pro
materiálový vstup byly použity experimentální křivky skutečné napětí-plastická
deformace v rozsahu εpl = 2-5 % (tj. v oblasti předcházející tvorbě krčku). Pro εpl
> 5 % byla provedena extrapolace hodnot pomocí Hollomonovy formulace
(4.1). Pro první 2% deformace byla použita lineární extrapolace. Tento model
mechanického zpevňování byl použit v pracích A. Rossola [4], ze kterých je
v této práci vycházeno Obr. 7. Parametry mechanického zpevňování pro
jednotlivé fluence jsou uvedeny v Tab. 2.
s = K (e eqpl )
n
n parametr deformačního zpevňování
(4.2 )
- 12 -
Obr. 7 Statická tahová zkouška. Extrapolace tahové křivky [4].
F
Obr. 8 Extrapolace křivky napětí – plastická
deformace pro neozářený a ozářený (F = 33, 71
a 95x1022n.m-2) material 15Ch2MFA.
- 13 -
Tab. 2 Konstitutivní parametry pro extrapolaci tahových
křivek.
n
mez kluzu
F [x1023 n.m- K [mPa]
2
[MPa]
]
0
870
0.086
565
0.9
833
0.046
670
3.3
843
0.043
680
7.1
859
0.040
700
9.5
880
0.042
720
Tab. 3 Naměřené meze kluzu pro jednotlivé rychlosti plastické deformace.
-1
e& pl [s ] Rp0.2 [MPa]
0,000003
532
0,00001
528
0,0003
540
0,005
551
0,4
580
3
591
3
597
28
29
615
614
Geometrie modelu
Optimalizovaný MKP model vytvořený pro identifikaci materiálových
parametrů v MSC Marc měl 17 510 elementů. Díky symetrii Charpyho tělesa
byla modelována pouze ¼ tělesa. Síť prvků je znázorněna na Obr. 9. Na Obr. 10
je detail sítě v místě kontaktu tělesa s břitem kladiva a na Obr. 11 je znázorněn
detail sítě v místě kontaktu tělesa s podporou. Břit kladiva i podpora byly
modelovány pomocí kontaktního tuhého tělesa. Koeficient tření kontaktních
povrchů byl 0,1. Obr. 12 zachycuje boční pohled na rozložení 10-ti vrstev v
průběhu objemu ¼ tělesa. Zahuštění sítě bylo ve směru vnějšího povrchu tělesa
- 14 -
z důvodu gradientu napětí a deformací. Detail sítě v místě vrubu je zachycen na
Obr. 13. Velikost sítě v místě vrubu je 10mm. Zatěžování vzorku bylo provedeno
nastavením fixního posuvu břitu kladiva.
Výpočet byl proveden statickou formulací (bez uvažování inerciální složky
sil). Vliv rychlosti deformace byl uvažován ve vstupu materiálových vlastností.
Tímto výpočtem se podařilo získat jednak globální odezvu tělesa (F-d), jednak
pole napětí a deformace v celém objemu zkušebního tělesa (v oblastech
s rozdílnou „historií“ zatěžování, zejména e& ). Rozložení von Misesova napětí
pro neozářený stav a posuv břitu kladiva 1mm je uvedeno na Obr. 14.
Obr. 9 Konečně prvková 3D síť optimalizovaného modelu 1/4 Charpyho
tělesa.
- 15 -
Obr. 10 Detail 3D sítě v místě kontaktu vzorku s břitem Charpyho kladiva.
Obr. 11 Detail 3D sítě v místě kontaktu vzorku s podporou.
- 16 -
Obr. 12 Boční pohled na 3D síť ¼ Charpyho tělesa s 10-ti vrstvami.
Obr. 13 Detail 3D sítě v místě vrubu Charpyho tělesa.
- 17 -
Obr. 14 Průběh eqvivalentního Von Misesova napětí v
Charpyho tělese pro neozářený stav a posuv břitu
kladiva = 1mm.
Identifikace aktivačního objemu
Identifikace aktivačního objemu byla provedena pomocí MKP modelu
Charpyho zkoušky, kdy se porovnávala modelovaná křivka síla-posunutí
s experimentálním záznamem. Ve vztahu (2.23) byly zavedeny parametry
e&0 = e&0 exp( -
DF
)
kT
a V* = V / kT :
- 18 -
s (e pl , e& pl ) = K (e pl )
n
ln (e& pl e&0 )
V*
(4.3 )
Pro každý stav ozáření a pro e& 0 10-4, 10-5 a 5.10-5 byla provedena identifikace
modelu s experimentem pomocí změny parametru aktivačního objemu V*.
Rozmezí hodnoty rychlosti plastické deformace e& 0 , při kterých se již nemění
mez kluzu v závislosti na této rychlosti deformace, bylo určeno experimentálně
pro neozářený stav materiálu, jak je znázorněno na Obr. 6. Jak bude patrné níže,
rozdíl mezi těmito třemi hodnotami parametru e& 0 není téměř patrný, nicméně
pro potřeby identifikace aktivačního objemu bylo nutné tento parametr e& 0 pevně
stanovit.
Nejprve byla provedena série výpočtů v rozsahu předpokládaných hodnot
aktivačního objemu V* pro neozářený stav materiálu a dva stavy ozáření. Poté
byly numericky získané křivky síla – posunutí porovnány s experimentálními
záznamy Charpyho zkoušek (Obr. 30 až 32): V rozsahu hodnot posunutí 0,7 až
1,2 mm (tj. v rozsahu, kdy již křivka nebyla ovlivněna dyn. efekty a ještě nebyla
ovlivněna šířením tvárné trhliny) byla experimentálním záznamem proložena
regresní mocninná funkce. Míra těsnosti regresních funkcí byla určena pomocí
hodnoty spolehlivosti (koeficient determinace) R2, která se spočítá podle vzorce:
(4.4 )
Hodnota spolehlivosti nabývá hodnot od 0 do 1, kdy pro hodnoty blízké 1 je
proložení nejspolehlivější.
V tomto rozsahu byla poté spočtena odchylka této regresní funkce a křivky
síly posunutí získané z MKP modelu. Suma čtverců rozdílu přes celý intervall
posunutí 0,7 až 1,2mm je označena jako reziduum RU. Odchylky modelových
křivek od experimentálně získané byly pro jednotlivé hodnoty V* vyneseny do
grafů a proloženy regresními polynomickými funkcemi. V minimu těchto
- 19 -
regresních polynomických funkcí byl poté určen identifikovaný parametr V*,
pro který byl následně proveden kontrolní výpočet, který ukázal správnost takto
identifikovaného aktivačního objemu.
Metodika identifikace modelu s experimentem:
1. Série MKP výpočtů s minimálně pěti očekávanými hodnotami
aktivačního objemu. Výpočtem získané Charpyho křivky síla-posunutí
leží pod i nad experimentální křivkou.
2. Vypočítání rezidua RU pro každý z předchozích výpočtů – odchylky
křivek získaných pomocí MKP od experimentální Charpyho křivky.
3. Hodnoty reziduí proloženy polynomickou funkcí v jejímž minimu leží
identifikovaný aktivační objem.
4. Kontrolní MKP výpočet s hodnotou aktivačního objemu identifikovaného
s experimentem.
- 20 -
4. Výsledky
Ozáření má vliv nejen na růst meze kluzu, ale i na závislost růstu meze kluzu
se zvyšující se rychlostí plastické deformace. S rostoucí dávkou ozáření se mění
i vliv rychlosti plastické deformace na nárůst okamžité meze kluzu. Vliv
rychlosti plastické deformace na růst meze kluzu po ozáření je patrný z Obr. 15Obr. 16.
Obr. 15 Nárůst okamžité meze kluzu oproti prahové hodnotě s0
v závislosti na rychlosti plastické deformace pro neozářený a dvě
různé dávky ozářeného materiálu 15Ch2MFA.
Závislost napětí na rychlosti plastické deformace po znormalizování výchozí
hodnotou meze kluzu s0 pro daný stav (tj. mezí kluzu pro neozářený materiál a
pro jednotlivé dávky ozáření) je znázorněna na Obr. 16. Patrný je vliv rostoucí
dávky ozáření, kdy s rostoucí dávkou ozáření klesá vliv rychlosti deformace na
okamžitou mez kluzu. Největší nárůst normalizované meze kluzu v závislosti na
zvyšující se rychlosti deformace je u neozářeného materiálu, s rostoucí dávkou
ozáření je normalizovaný nárůst meze kluzu již menší.
- 21 -
Identifikované aktivační objemy pro jednotlivé dávky ozáření jsou shrnuty v
Tab. 4. Je patrné, že s rostoucí dávkou ozáření parametr aktivačního objemu
nejprve klesá a poté se zvyšuje. (Kromě hodnoty V* pro F = 20 x 1022 n.m-2 a
-1
e& 0 = 0,00005s , kdy bylo reziduum získané kontrolním výpočtem vyšší než
předpokládaná hodnota získaná proložením polynomem.)
Obr. 16 Závislost normalizovaného napětí na rychlosti deformace
pro e& 0 = 0,00005s-1.
Tab. 4 Aktivační objemy V materiálu 15Ch2MFA pro jednotlivé dávky
ozáření a pro různé e& 0 .
23
F [x10
n.m-2]
0
2
9.7
e& 0 = 0,00005s
e& 0 =
e& 0 =
0,0001s-1
0,00001s-1 .
V [mm3]
V [mm3]
V [mm3]
0.198
0.150
0.300
0.182
0.154
0.291
0.194
(0.194)
0.279
1
.
- 22 -
Obr. 17 Závislost volné energie na
poloze dislokace během překonávání
lokální překážky. a) s růstem napětí
roste V, b) s přibývajícími překážkami
klesá V.
Závislost parametru aktivačního objemu na dávce ozáření souvisí s velikostí
energetické bariéry, kterou musí dislokace překonat. S dávkou ozáření se mění
jak průběh volné entalpie, tak velikost lokálních překážek. Přestože změna
aktivačního objemu po ozáření není výrazná, lze usuzovat na tři různé jevy,
které vzájemně spolupůsobí.
Vlivy ozáření měnící aktivační objem jsou:
- „velikost“ překážek – tj. výška energetické bariéry
- vzdálenost mezi překážkami (hustota defektů)
- působící napětí
S rostoucí dávkou ozáření se zvyšuje působící napětí a tím dochází k
„odstranění“ menších bariér, vzdálenost mezi překážkami se tudíž zvětšuje a tím
- 23 -
roste aktivační objem, jak je znázorněno na Obr. 17a. Zároveň také díky ozáření
přibývají nové překážky, čímž roste hustota defektů a zkracuje se vzdálenost
mezi barierami (viz. Obr. 17b), díky čemuž klesá aktivační objem.
Vliv ozáření na volnou energii, vzdálenost mezi překážkami a působící
napětí je pro různé dávky ozáření znázorněn na Obr. 18.
Uvažujeme-li pohyb dislokace skrz bariery, dochází vlivem nízké dávky
ozáření (případ 1) nejprve k tvorbě nových lokálních překážek – tj. ke snížení
aktivačního objemu (V = Lbd z rovnice 2.21). S dalším zvýšením dávky ozáření
(případ 2) dochází k nárůstu působícího napětí a tím ke snížení výšky
energetické bariery a překonání menších překážek, což vede ke zvýšení
aktivačního objemu.
- 24 -
Obr. 18 Vliv ozáření na závislost volné
energie na poloze dislokace během
překonávání lokální překážky.
- 25 -
5. Závěr
Předložená disertační práce se zabývá vlivem ozáření na aktivační objem
pomocí rozboru výsledků instrumentovaných Charpyho zkoušek rázem v ohybu
s použitím inverzních metod a porovnáním s MKP. Výzkum probíhal z části na
pracovišti ÚJV Řež, KMAT FJFI ČVUT v Praze a část zkoušek byla provedena
i na ÚFM AVČR v Brně.
Během hodnocení mechanických vlastností materiálů používaných v jaderné
energetice je stálé zlepšování a možnost poskytnout veškeré údaje o jejich
chování v různých podmínkách zatížení a po různé dávce ozáření na takové
úrovni, aby se v co nejvyšší možné míře předešlo poruchám zařízení
způsobeným selháním materiálu.
Základem experimentální části práce bylo provedení tahových a Charpyho
zkoušek na oceli 15Ch2MFA používané pro výrobu tlakových nádob reaktorů
typu VVER 440. Vzorky byly ozářeny na dvě různé dávky ozáření (F = 20 x
1022 n.m-2 a F = 97 x 1022 n.m-2). Mechanické zkoušky byly modelovány
nejprve 2D modelem a v konečné fázi 3D modelem metodou konečných prvků.
Výpočet byl proveden na základě teorie velkých deformací. Vzhledem k vysoké
rychlosti deformace během Charpyho zkoušky byl použit materiálový model
beroucí v úvahu viskózní efekty.
S ohledem na cíle práce formulované v kapitole 1.1 lze hlavní dosažené
výsledky shrnout následovně:
Hlavním přínosem práce je metodika získání informací z ozářených
zkušebních těles.
Práce přispěla k hlubšímu porozumění mechanismů zkřehnutí oceli
15Ch2MFA po ozáření rychlými neutrony. Dále pomohla při hledání
efektivnějších metod využití obdržených výsledků z limitovaného počtu
mechanických zkoušek získaných na ozářeném materiálu.
Pozornost byla věnována poli napětí - deformace vytvořenému ve zkušebním
tělese během Charpyho zkoušky a účinkům neutronového záření na mechanické
- 26 -
vlastnosti oceli pro tlakové nádoby reaktoru. Ozáření neutrony ovlivňuje
rozložení napětí v kořeni vrubu. Maximální hodnota velikosti napětí před čelem
vrubu významě vzrůstá s rostoucí dávkou ozáření a zároveň se poloha maxima
mírně posunuje ve směru od kořene vrubu. Zadání správné závislosti napětídeformace do MKP modelu se ukázalo jako zcela zásadní pro získání přesných
výsledků. S rostoucí dávkou ozáření velikost napětí před čelem vrubu roste a
posunuje se dále od kořene vrubu.
Ze získaných výsledků je patrné, že ozáření rychlými neutrony má vliv na
závislost meze kluzu na rychlosti deformace. Celá tahová křivka materiálu
15Ch2MFA se po ozáření posouvá k vyšším hodnotám, tj. roste jak okamžitá
mez kluzu tak i mez pevnosti.
Dále byl určen aktivační objem pro neozářený a dva ozářené stavy materiálu
15Ch2MFA a byla charakterizována jeho změna po ozáření a s rostoucí dávkou
ozáření.
Kromě výše uvedených nejdůležitějších výsledků byly získány i poznatky
všeobecnějšího charakteru, které je možné využít při plánování následujících
výzkumných projektů v uvedené oblasti. Metoda identifikace materiálových
parametrů pomocí MKP se jeví jako slibná, zejména v oblastech, kde je
nedostatek materiálu pro zkušební vzorky.
Další v současnosti se rozvíjející metodou je metodika small punch testů, kdy
je materiál pro zkušební tělesa odebrán přímo z provozované tlakové nádoby.
Pomocí námi vyvinuté metodiky by bylo možné s použitím inverzních metod
identifikovat z této zkoušky další materiálové parametry.
- 27 -
Literatura
[1] Válek, Š. – Haušild, P. – Kytka, M.: Effect of irradiation on mechanical
properties of 15Ch2MFA reactor pressure vessel steel. In: 17th European
Conference on Fracture, Brno, VUT, 2008, pp. 1500-1505.
[2]
Válek, Š.: Physical mechanism of brittle fracture in low alloy steels, Master
thesis – Czech Technical University in Prague, 2006, pp. 1-75.
[3]
Rossoll, A.: Détermination de la ténacité d’un acier faiblement allié a partir
de l’essai Charpy instrumenté. Thése Grade de Docteur, Ecole Centrale Paris
1998.
[4]
Rossoll, A. - Berdin, C. - Forget, P. - Prioul, C. – Marini, B.: Mechanical
aspects of the Charpy impact test. Nuclear Engineering and Design 188,
1999, pp. 217 – 229.
[5]
Brumovský, M. – Kytka, M: Current issue in operated WWER type RPVs.
In: 16th International Conference on Nuclear Engineering. Orlando, Florida,
2008.
[6]
Timofeev, B. – Brumovský, M. – Estorff, U.: The Certification of
15Kh2MFA/15Cr2MoVA Steel and its welds form WWER Reactor Pressure
Vessels, European Commission, 2010, 150 p., ISBN 978-92-79-17531-2
[7]
Böhmert, J. – Müller, G.: Thermally activated deformation of irradiated
reaktor pressure vesel steel. Journal of Nuclear Materials, 301, 2002, pp. 227
– 232.
- 28 -
Seznam disertantových publikací
Publikace vztahující se k tématu disertační práce:
[1] Š. Válek – P. Haušild
Influence of Microstructure on Fracture Energy of Low-Alloy Steels
In: WORKSHOP 2006. Prague: CTU, 2006, Vol. 1, pp. 360-361. ISBN 8001-03439-9.
[2] Š. Válek - P. Haušild - M. Kytka
Mechanisms of Fracture in Neutron-Irradiated 15Ch2MFA Steel
In: Fifth International Conference on MATERIALS STRUCTURE &
MICROMECHANICS OF FRACTURE. Brno: VUT, 2007, Abstract
booklet, s. 94.
[3] Š. Válek - P. Haušild - M. Kytka
Micro-mechanisms of Fracture in 15Ch2MFA Steel
In: WORKSHOP 2007. Prague: CTU, 2007, Vol. 1.
[4] Š. Válek - P. Haušild - M. Kytka
Mechanisms of Fracture in Neutron Irradiated 15Ch2MFA Steel
In: Enlargement and Integration workshop on “Recent Advances in
Radiation Embrittlement understanding. Sebastián de los Reyes, Tecnatom,
2007.
[5] Š. Válek - P. Haušild - M. Kytka
Mechanisms of Fracture in Neutron-Irradiated 15Ch2MFA Steel
In: Strength of Materials (Проблемы прочности), Vol. 1, Kiev 2008, pp.
113-116. ISSN 0556-171X
[6] Š. Válek – R. Kopřiva - M. Procházková
Semi-Hot Experimental facilities and Methods Employed in Mechanical
Testing of Irradiated Reactor Pressure Vessel Materials
In: WORKSHOP Mechanical Testing for Next Generation Nuclear
Systems. Petten: JRC-IE, 2008.
[7] Š. Válek - P. Haušild - M. Kytka
Effect of irradiation on mechanical properties of 15Ch2MFA reactor
pressure vessel steel
In: 17th European Conference on Fracture 2008: Multilevel Approach to
Fracture of Materials, Components and Structures 2, pp. 1500-1505.
- 29 -
[8] Š. Válek
Semi-Hot Experimental facilities and Methods Employed in Mechanical
Testing of Irradiated Reactor Pressure Vessel Materials
In: VELLA Thematic School - Material issues on HLM cooled nuclear
systems. Karlsruhe: FzK, 2008.
[9] Š. Válek - P. Haušild - M. Kytka
Modeling of behaviour and stress field of 15Ch2MFA reactor pressure
vessel steel
In: WORKSHOP 2009. Prague: CTU, 2009.
[10] P. Haušild - Š. Válek – A. Materna - M. Kytka
Influence of neutron irradiation on thermally activated deformation of
a reactor pressure vessel
V recenzním řízení v Journal of Nuclear Materials
- 30 -
CURRICULUM VITAE
PERSONAL DETAILS
Name:
Štěpán Válek
Date of Birth:
21. November 1982
Nationality:
Czech
Address:
U Lípy 978
549 01 Nové Město nad Metují, Czech Republic
E-mail:
[email protected]
Telephone:
+420 / 773 757 696
EDUCATION
2001 – 2006 Czech Technical University in Prague, Faculty of Nuclear
Sciences and Physical Engineering, Department of Materials.
Master Thesis:
Physical Mechanisms of Brittle Fracture in Low Alloy Steels
(defended excellent).
2006 – till now: Post gradual study at CTU in Prague, FNSPE, Department of
Materials.
EXPERIENCE
5 Day training (2006): Ecole Nationale Supérieure des Mines de Paris, France
5 Day training (2007): E. T. S. de Ingenieros Aeronáuticos, Universidad
Politecnica de Madrid
2007 – 2011:
Nuclear Research Institute Řež plc, Division of Integrity and
Structural Engineering
2011 – till now
Farmet a.s., head of R&D projects
LANGUAGES
Czech
- native speaker
English - advanced
German - pre - intermediate
Russian - pre - intermediate
ADDITIONAL SKILLS
Computer literate, typewriting, Abaqus, MSC-Marc, TOSCA Structure, Lucia.
Driving licence B
Certification in the field of metal heat treatment as required by the standard Std402 APC: 2009
INTERESTS
Organizing scout summer camps, voluntary fire - fighter, cross - country skiing
References upon request.
- 31 -
Resumé
Cílem disertační práce bylo stanovit pole napětí - deformace vytvořené ve
zkušebním tělese během Charpyho zkoušky a zjistit účinky neutronového záření
na mechanické vlastnosti oceli pro tlakové nádoby reaktoru. Byly provedeny
tahové a Charpyho zkoušky na oceli 15Ch2MFA, používané pro výrobu
tlakových nádob reaktorů typu VVER 440. Vzorky byly ozářeny na dvě různé
dávky ozáření. Mechanické zkoušky byly modelovány metodou konečných
prvků, aby bylo možné vypočítat pole napětí-deformace vytvořené ve vzorcích.
Vzhledem k vysoké rychlosti deformace během Charpyho zkoušky byly vzaty
v úvahu viskózní efekty pomocí Ludwikova vzorce. Byl určen aktivační objem
pro výchozí neozářený materiál a pro dva stavy ozáření. Bylo prokázáno, že
maximum napětí u vrubu Charpyho vzorku se posunuje a zvyšuje s ozářením.
Summary
The aim of this study is to determine the stress – strain field generated in the
Charpy specimen taking into account the effect of thermally activated
deformation and to investigate the effect of neutron irradiation on mechanical
properties of a reactor pressure vessel steel. An experimental characterization of
15Ch2MFA steel used for manufacturing of VVER 440 reactor pressure vessels
was carried out by means of tensile and Charpy impact tests. Specimens were
irradiated by two neutron fluences before testing. The mechanical tests were
modeled by finite element method in order to compute the stress strain field
generated in specimens. Due to high strain rates during the Charpy test, the
viscous effects were taken into account using Ludwik formula. The activation
volume was determined for non-irradiated and for two different irradiation
conditions. It was shown, that maximum of stress distribution next to the notch
in Charpy specimen is shifted and increase with irradiation.