Теплоэнергетика, 2022, № 8, стр. 82-90
Влияние легирования сталей на их эрозионно-коррозионный износ в контурах АЭС с ВВЭР
В. Г. Крицкий a, *, А. В. Гаврилов a, Н. А. Прохоров a, Е. А. Моткова a
a АО “Атомэнергопроект”
197183 Санкт-Петербург, ул. Савушкина, д. 82, литера А, Россия
* E-mail: kritsky@atomproekt.com
Поступила в редакцию 24.12.2021
После доработки 08.02.2022
Принята к публикации 24.02.2022
- EDN: WPAGDC
- DOI: 10.56304/S0040363622080033
Аннотация
Одними из основных задач при проектировании II контура АЭС являются обеспечение ресурса оборудования и трубопроводов путем снижения эрозионно-коррозионного износа (ЭКИ) и предупреждение осаждения продуктов коррозии в парогенераторе. Оптимизация проектных решений состоит в управлении эрозионно-коррозионными процессами посредством выбора определенного сочетания набора ингибиторов и использования на разных участках контура сталей необходимой степени легирования. Для минимизации ЭКИ при повышении температуры требуется увеличить концентрацию аминов, в связи с чем возникает необходимость введения второй точки дозирования ингибиторов после деаэратора, замены используемых на ВВЭР аминов на более эффективные или применения легированных сталей для изготовления оборудования. В связи с постоянным ужесточением требований по охране окружающей среды для энергоблоков, которые проектируются на срок эксплуатации 60 лет и более, необходимым является сокращение возможных сбросов токсичных вод при использовании органических ингибиторов с сохранением качества водно-химического режима (ВХР) – минимальной концентрации продуктов коррозии в питательной воде парогенератора, что возможно только при применении легированных сталей на участках, где ингибиторы не обеспечивают защиту от ЭКИ. Из-за негативного влияния на окружающую среду сбросов регенерационных растворов от установок очистки рабочей среды II контура возникает потребность оптимизировать в контурах АЭС сочетание набора ингибиторов и объема использования легированных сталей. Требования по сокращению сбросов токсичных вод стимулируют поиск оптимальных решений по выбору типа и концентрации ингибиторов и применению легированных сталей на участках, где критерий ЭКИ меньше единицы. Определены температуры теплоносителей с разным значением рН II контура АЭС с ВВЭР, выше которых значение критерия оптимальной минимизации ЭКИ меньше единицы. Рассмотрено влияние ВХР и условий испытаний на соотношение ЭКИ разных сталей. Показана связь соотношения ЭКИ сталей с их химическим составом и равновесной растворимостью магнетита в теплоносителе.
Сооружаемые и вновь проектируемые энергоблоки будут иметь лучшие (относительно действующих энергоблоков) технико-экономические показатели благодаря увеличению единичной мощности, назначенному сроку службы (60 лет и более) и высокой готовности работать на полной мощности. Естественно, коррозионная повреждаемость трубопроводов и теплообменного оборудования должна быть исключена еще на стадии проектирования. Основным механизмом повреждаемости трубопроводов является эрозионно-коррозионный износ оборудования II контура АЭС в результате действия скорости потока, растворения слоя оксида, покрывающего металл, и перехода продуктов коррозии в теплоноситель с корродирующей поверхности [1–3]. Переход осуществляется через слой пористого оксида железа, и его устойчивость (стабильность) на поверхности металла становится определяющей в процессе ЭКИ. Это явление включает в себя несколько последовательных этапов, различающихся по своей природе: окисление железа водой с образованием на границе Me/MeOn магнетита Fe3O4, диффузия двухвалентного железа через образовавшийся и растущий слой магнетита, растворение наружного слоя оксида.
На процесс ЭКИ влияют температура и скорость потока, химические составы теплоносителя и металла, конфигурация трубопроводов. В силу большого изменения теплотехнических параметров по ходу теплоносителя во II контуре АЭС используемые в соответствии со стандартами АЭС с ВВЭР щелочные водно-химические режимы с добавками различных аминов не могут на некоторых высокотемпературных участках контура при температуре t обеспечить рекомендованного в [4] значения критерия оптимальной минимизации ЭКИ перлитной стали ΔрНt:
(1)
${\text{р}}{{{\text{Н}}}_{{\text{т}}}} - {\text{р}}{{{\text{Н}}}_{{\text{н}}}} = \Delta {\text{р}}{{{\text{Н}}}_{t}} > 1,$В мировой практике для коррекционной обработки рабочей среды используют более десятка различных органических аминов, каждый из которых имеет свои преимущества и недостатки. Существенными недостатками большинства из них являются токсичность и негативное воздействие на окружающую среду при сбросе регенерационных растворов от установок очистки рабочей среды II контура АЭС. В [5] показано, что для снижения экологической нагрузки возможно применение ВХР II контура АЭС без использования аммиака или с заменой его на другой амин для поддержания необходимого рНт. Например, применение диметиламина в смеси с этаноламином позволяет уменьшить отходы, исключить стадию очистки сбросных растворов от аммиака и обеспечить низкую концентрацию железа в питательной воде. Вопрос актуален, поскольку общая тенденция усиления охраны окружающей среды заключается в ужесточении норм на сбросы вредных веществ от энергоблоков [6].
На рис. 1 показана зависимость рассчитанных авторами значений ΔрНt от температуры при разных исходных рН25 при 25°С для растворов с аммиаком, применяемых и перспективных ВХР. Для сравнения выбраны следующие ВХР: аммиачно-морфолиновый в соответствии с [7], с дозированием этаноламина, аммиака и гидразин-гидрата в соответствии с [8] и обсуждаемый в [5] перспективный ВХР с диметиламином и этаноламином. Расчет pHt проводили по методике, описанной в [3].
Рис. 1.
Зависимость ΔpHt от температуры теплоносителя. Корректирующий реагент: 1–4 – коррекция рН25 аммиаком; 5 – морфолин + аммиак (Сморф = 6.0 мг/дм3, ${{С}_{{{\text{N}}{{{\text{H}}}_{{\text{3}}}}}}}$ = 3.0 мг/дм3); 6 – диметиламин + этаноламин (СДМА = 4.0 мг/дм3, СЭТА = 0.8 мг/дм3); 7 – этаноламин + аммиак (СЭТА = 0.8 мг/дм3, ${{С}_{{{\text{N}}{{{\text{H}}}_{{\text{3}}}}}}}$ = 3.0 мг/дм3); рН25: 1 – 10.1; 2 – 9.8; 3 – 9.4; 4 – 8.7
Анализируя рис. 1, можно сделать вывод, что пересечения линий зависимости ΔрНt от t с линией ΔрНt = 1.0 указывают на температуры (для соответствующего ВХР), выше которых следует ожидать повышения интенсивности коррозионного износа и концентраций продуктов коррозии в теплоносителе. Возникает некая “развилка”: для снижения ЭКИ на участках с ΔрНt < 1 требуется изменение вида ингибиторов и их концентрации или использование легированных сталей, что должно быть обосновано.
Сравнение коррозионных свойств сталей, используемых в трубопроводах АЭС и других энергоустановках, показывает, что даже минимальные концентрации некоторых легирующих элементов могут существенно повысить стойкость против ЭКИ. В [9, 10] приведены результаты экспериментов, которые показали, что сопротивление эрозионно-коррозионному износу особенно зависит от содержания в сталях хрома и легирование может придать им хорошую стойкость к ЭКИ. На рис. 2 представлена зависимость относительной скорости ЭКИ от содержания хрома в стали для различных условий массопереноса [9].
Рис. 2.
Зависимость относительной скорости ЭКИ V от содержания хрома в стали [9]. 1 – однофазный поток; 2–4 – двухфазный поток; скорость потока, м/с: 1 – 1.3; 2 – 56; 3 – 20; 4 – 60; паросодержание, %: 3 – 80; 4 – 64; массоперенос: 5 – низкий; 6 – высокий; 7 – стандартная углеродистая сталь, ССr = 0.04% (по массе)
В [9] подчеркивается, что конкретная степень влияния содержания хрома на скорость ЭКИ зависит от коэффициента массопереноса (см. рис. 2). Массоперенос (в данном случае – вынос продуктов коррозии в поток) – это результат действия гидродинамических условий и растворимости оксида, образующегося на поверхности стали. При этом теоретические модели и алгоритмы расчета кинетики [11–13] содержат (наряду с другими) основной параметр, влияющий на массоперенос, – растворимость оксида железа в рассматриваемых условиях (температура, рН, концентрации кислорода ${{С}_{{{{{\text{О}}}_{{\text{2}}}}}}}$ и водорода ${{С}_{{{{{\text{Н}}}_{{\text{2}}}}}}}$).
Целью данной работы являлась оценка совместного влияния ВХР и степени легирования сталей на соотношение скоростей ЭКИ легированных и перлитных сталей. Это позволит оптимизировать проектные решения по выбору сталей для различных участков II контура АЭС.
ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ
При коррозии в водной среде процесс формирования оксидной пленки переходит в диффузионный режим. Существует эмпирическое соотношение Дюрекса [9], описывающее влияние состава стали на скорость ЭКИ:
(2)
${{V}_{j}} = \frac{{V_{{{\text{Ст}}{\text{.20}}}}^{{{\text{max}}}}}}{{83C_{{{\text{Cr}}}}^{{0.89}}C_{{{\text{Cu}}}}^{{0.25}}C_{{{\text{Mo}}}}^{{0.20}}}},$При выплавке стали легирующие элементы и примеси входят в ее структуру и определяют химический потенциал ионов Fe2+ μin на границе Me/Fe3O4 при химическом взаимодействии стали с растворами. На границе Fe3O4/раствор химический потенциал ионов Fe2+ μoutзависит от структуры образующегося оксида, состава и параметров раствора и связан с равновесной растворимостью оксида железа. Возникающий градиент химических потенциалов является движущей силой формирования пленки оксида. При этом
где KD – константа скорости процесса образования оксида; D – коэффициент диффузии ионов железа через образующийся оксид.Выражения для химических потенциалов μin и μoutможно записать в виде μin ≈ lg $С_{{{\text{Cr}}}}^{n}$ (здесь n – показатель степени, выступающий в роли характеристики влияния среды на сталь), μout ≈ lgCeq (здесь Ceq – концентрация растворимых ионов двухвалентного железа в равновесии с магнетитом на границе раздела оксид – раствор).
Скорость растворения VС на границе раздела оксид – вода описывается как реакция первого порядка
где k – константа скорости реакции; C∞ – концентрация ионов Fe2+ в растворе.Поскольку поток воды уносит ионы от границы раздела, то C∞/Ceq → 0, поэтому выражение для общей скорости ЭКИ Vm при низкой скорости массообмена с потоком запишется в виде
где Km – константа скорости массообмена, зависящая от состава сплава и параметров потока.Из уравнения (3) следует, что при анализе экспериментальных данных по коррозии сталей в водных теплоносителях необходимо различать два крайних варианта: при μin = const следует учитывать данные по коррозии сталей одного состава при разных параметрах и водно-химических режимах, при μout – данные по коррозии сталей разного химического состава (степени легирования) в одном испытании (водно-химическом режиме, скорости потока, температуре).
Выражение для относительной скорости ЭКИ можно представить в виде
При объединении уравнений (3)–(6) в [13] было получено ключевое уравнение алгоритма, используемого в программном обеспечении BRT-CICERO и EdF [9, 13] в виде
где km – коэффициент массопереноса; f(ССr) – функция, использующая уравнение Дюрекса (2) [9]; H(t) – зависящая от температуры экспериментальная функция влияния ВХР на растворимость железа в воде.Поскольку наиболее сильно на коррозию влияет содержание хрома в стали, следует рассмотреть экспериментальные данные по ЭКИ в форме уравнения
(8)
${\text{lg}}\left( {\frac{{{{V}_{j}}}}{{V_{{{\text{Ст}}}}^{{{\text{max}}}}}}} \right) = {\text{lg}}\,{{y}_{0}} + n\lg {{C}_{{{\text{Cr}}}}}.$АНАЛИЗ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ДАННЫХ
Влияние на ЭКИ параметров массопереноса
В работе [14] представлены экспериментальные данные испытания серии сталей с разным содержанием хрома (табл. 1) при исследовании влияния температуры воды t, скорости потока w, рН и содержания кислорода на коррозионный износ.
На рис. 3 показана зависимость скорости ЭКИ от температуры воды при давлении 4 МПа, w = 35 м/с, продолжительности испытания τ = = 200 ч, ${{С}_{{{{{\text{О}}}_{{\text{2}}}}}}}$ = 40 мкг/дм3, удельной электрической проводимости 1 мкСм/см [14]. Расположение линий зависимости растворимости магнетита от температуры (рис. 4) подтверждает влияние изменения членов μoutуравнения (3) и H(t) Ceq уравнения (7) на скорость износа.
Рис. 4.
Зависимость растворимости магнетита от температуры воды при рН25 = 7 в восстановительной (1) и окислительной (2) средах [15]
Влияние температуры на изменение соотношения ${\text{lg}}\left( {{{{{V}_{j}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{V}_{j}}} {{{V}_{{{\text{Ст}}{\text{.37}}{\text{.2}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{V}_{{{\text{Ст}}{\text{.37}}{\text{.2}}}}}}}} \right)$ разных сталей в координатах уравнения (8) представлено на рис. 5. Высокие значения коэффициентов множественной корреляции R2 свидетельствуют о качестве экспериментов и достоверности данных.
Рис. 5.
Зависимость соотношения скоростей ЭКИ сталей от содержания хрома. t, °С: 1 – 60; 2 – 120; 3 – 175; 4 – 240; R2: 5 – 0.997; 6 – 0.996; 7 – 0.9652
Из уравнения (8) следует
(9)
$n = \frac{{\Delta {\text{lg}}\left( {{{{{V}_{j}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{V}_{j}}} {{{V}_{{{\text{Ст}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{V}_{{{\text{Ст}}}}}}}} \right)}}{{\Delta \lg {{C}_{{{\text{Cr}}\,j}}}}}.$Данные рис. 5 наглядно показывают влияние коэффициента n и степени легирования на снижение коррозии легированных сталей относительно углеродистой стали.
Наиболее четко взаимосвязь соотношения скоростей коррозии ${{{{V}_{j}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{V}_{j}}} {{{V}_{{{\text{Ст}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{V}_{{{\text{Ст}}}}}}}$ с ВХР видна на рис. 6, 7. Совпадение областей изменения коэффициентов n в обеих сериях испытаний при разных рН подтверждает основной вывод о влиянии ВХР при легировании сталей. Подтверждается зависимость коррозии сталей от растворимости магнетита. Чем меньше растворимость магнетита, тем меньше различие в ЭКИ сталей с разным содержанием хрома. При повышении рН теплоносителя соотношение ${{{{V}_{j}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{V}_{j}}} {{{V}_{{{\text{Ст}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{V}_{{{\text{Ст}}}}}}}$ снижается, таким образом возникает возможность выбора оптимальных ингибиторов и применения легированных сталей на различных участках II контура АЭС.
Рис. 7.
Зависимость общей концентрации железа ${{С}_{{{\text{F}}{{{\text{e}}}_{{{\text{общ}}}}}}}}$ и концентрации растворенных ионов ${{С}_{{{\text{F}}{{{\text{e}}}^{{{\text{2 + }}}}}}}}$ от рН25 в питательной воде парогенераторов [3].
1 – концентрация ионов Fe2+ в равновесии с Fe3O4 при 275°С (расчет); 2 – экспериментальные данные по общей коррозии Fe на АЭС с PWR; 3 – общая концентрация Fe на АЭС с ВВЭР; 4 –расчет авторов (τ = = 5000 ч)
В табл. 2 представлены результаты исследования влияния скорости потока на ЭКИ в зависимости от растворимости магнетита ${{С}_{{{\text{F}}{{{\text{e}}}_{{\text{3}}}}{{{\text{O}}}_{{\text{4}}}}}}}$ и условий испытаний (рН, температуры, концентрации кислорода, продолжительности). Данные табл. 2 дают возможность сравнить значения коэффициента n и растворимости магнетита, влияющих на массоперенос, что показано на рис. 8 и соответствует формулам (3)–(6).
Таблица 2.
Данные по изменению значения n с изменением скорости потока при разных условиях испытаний
| Номер точки на рис. 8, 9 |
w, м/с | n | Условия испытаний | $\lg {{C}_{{{\text{F}}{{{\text{e}}}_{{\text{3}}}}{{{\text{O}}}_{{\text{4}}}}}}}$ | Источник |
|---|---|---|---|---|---|
| 1 | 0 | –0.6 | рН = 7.0, t = 280°С, | –6.0 | [17] |
| 3 | –0.65 | деаэрированная вода, τ = 1000 ч | |||
| 8 | –0.81 | ||||
| 2 | 0 | –0.8 | рН = 7.0, t = 280°С, | –7.7 | |
| 3 | –0.24 | ${{C}_{{{{{\text{O}}}_{2}}}}}$ = 0.2–0.5 мг/кг, τ = 1000 ч | |||
| 8 | –0.24 | ||||
| 3 | 5 | –0.93 | рН = 7.0, t = 180°С | –4.0 | [14] |
| 20 | –1.074 | ${{C}_{{{{{\text{O}}}_{2}}}}}$ < 5 мкг/кг, τ = 200 ч | |||
| 40 | –1.64 | ||||
| 4 | 6 | –0.43 | рН = 9.0, t = 220°С, | –6.0 | [14] |
| 5 | 14 | –0.76 | ${{C}_{{{{{\text{O}}}_{2}}}}}$ < 5 мкг/кг, τ = 400 ч | ||
| 6 | 2 | –0.875 | рН = 7.0, t = 180°С, | –4.0 | [18] |
| ${{C}_{{{{{\text{O}}}_{2}}}}}$ < 5 мкг/кг, τ = 200 ч | |||||
| 7 | 1–3 | –0.3 | рН = 7.0, t = 187°С, | –7.5 | [15] |
| ${{C}_{{{{{\text{O}}}_{2}}}}}$ > 20 мкг/кг, τ = 5088 ч |
Рис. 8.
Зависимость коэффициента n от ${\text{lg}}{{C}_{{{\text{Fe}}}}}.$ 1–7 – данные см. табл. 2; w, м/с: 8 – 1–5; 9 – 40
Данные о влиянии скорости потока на износ материала, представленные в [14], при нейтральном (рН = 7.0) и щелочном (рН = 9.0) режимах можно использовать в выражении
где n0 зависит от состава стали; α – коэффициент, зависящий от условий испытаний; β – коэффициент, зависящий от массопереноса.На рис. 9 показана зависимость коэффициента n от скорости потока при испытаниях сталей в разных условиях.
Рис. 9.
Зависимость коэффициента n от скорости потока. 1–7 – данные см. табл. 2; $--{\text{lg}}{{C}_{{{\text{F}}{{{\text{e}}}_{{\text{3}}}}{{{\text{O}}}_{{\text{4}}}}}}}{\text{:}}$ 8 – 4–6; 9 – 6–7; 10 – 7–8
Формула (10) демонстрирует объединение эффектов влияния на ЭКИ составов сплава, среды и внешнего массопереноса продуктов коррозии.
Влияние на ЭКИ химического потенциала
В работе [15] приведены результаты исследования коррозии и выноса продуктов коррозии сталей с содержанием хрома до 18% (по массе) в разных участках конденсатно-питательного тракта (КПТ) АЭС с РБМК. На рис. 10 показана зависимость ${\text{lg}}\left( {{{{{V}_{j}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{V}_{j}}} {{{V}_{{{\text{Ст}}{\text{.20}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{V}_{{{\text{Ст}}{\text{.20}}}}}}}} \right)$ от содержания хрома в сталях по результатам испытаний образцов конденсатосборника, колонки и бака деаэратора и для сравнения представлены данные [14, 15, 18]. Наибольшие изменения значений ${\text{lg}}\left( {{{{{V}_{j}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{V}_{j}}} {{{V}_{{{\text{Ст}}{\text{.20}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{V}_{{{\text{Ст}}{\text{.20}}}}}}}} \right)$ и коэффициента n с увеличением содержания хрома в стали происходили при испытаниях образцов КПТ в среде конденсатосборника. Повышение агрессивности воды и, следовательно, растворимости железа в конденсатосборнике связано с наличием протечек охлаждающей воды в конденсатор во время испытаний. Анализ результатов испытаний подтверждает, что с изменением температуры воды и содержания в ней кислорода и увеличением удельной электрической проводимости меняется ее коррозионная агрессивность, что отражает, в первую очередь, изменение растворимости продуктов коррозии. Значение коэффициента n изменяется с изменением скорости потока и растворимости магнетита, что указывает на изменение коэффициента массопереноса. Среди полученных данных встречается промежуточный вариант изменения скорости коррозии при одновременном влиянии легирования и массопереноса. Как следует из рис. 8–10, изменения носят закономерный характер.
Рис. 10.
Зависимость соотношения скоростей коррозии образцов сталей от содержания хрома. 1, 2 – бак и колонка деаэратора; 3 – конденсатосборник; 4 – данные [18]; 5, 6 – данные [14]; ${{C}_{{{{{\text{O}}}_{2}}}}}$, мкг/кг: 1 – менее 20; 2 – 50–80; 3 – 50–100; t, °С: 1 – 180; 2 ‒ 187; 3 – 40–60; w, м/с: 1–3 – 1–3; 4, 5 – 20; 6 – 40
В процессе изготовления сталей легирующие элементы и примеси встраиваются в матрицу сплава железа и вступают с ним и друг с другом во взаимодействие. С термодинамической точки зрения они изменяют химический потенциал железа. Возникает взаимозависимость химических потенциалов всех компонентов сплава [19] – элементов и фаз, образовавшихся в нем при изготовлении.
Для равновесного состояния в сплаве можно записать выражение
где ${{\nu }_{i}}$ – стехиометрический коэффициент i-го компонента; ${{{{\mu }}}_{i}}$ – химический потенциал i-го компонента сплава; z – общее число компонентов в сплаве.Формулу (11) можно преобразовать к следующему виду:
(12)
${{\nu }_{1}}{\text{d}}{{{{\mu }}}_{1}} = - \sum\limits_{i = 2}^{z - 1} {{{\nu }_{i}}{\text{d}}{{{{\mu }}}_{i}}} .$Таким образом, зная химический потенциал (и его изменения) одного из компонентов, можно судить о сумме свойств остальных компонентов. Увеличение концентрации хрома в сплавах Fe–Cr–C приводит к изменению количества и свойств фаз. Малоуглеродистая сталь из α-фазы переходит в аустенит (γ-фазу), карбиды железа типа Fe3C начинают включать в себя хром, и в конечном счете образуются карбиды типа Cr23C6. Формирование карбидов в матрице сплавов Fe–Cr–C происходит в связи с изменением свободной энергии Гиббса при различных температурах и составах сплавов. Естественно, при этом изменяются химические потенциалы элементов и коррозионные свойства сплавов. Другими словами, зная границы фазового состава компонента сплава, можно определить границы изменения свойств (и химической активности) сплава в целом.
Для иллюстрации этой связи были выбраны интервалы и границы стабильных составов карбидов железа и хрома, представленные в [20], по диаграмме состояния для системы Fe–Cr–C при содержании углерода менее 0.2%. Для понимания степени влияния членов μoutуравнения (3) и H(t) Ceq уравнения (7) были использованы также результаты испытаний сталей в атмосферных условиях [21], при которых не происходит ЭКИ, что свидетельствует о том, что скорости коррозии сталей зависят исключительно от их состава.
На рис. 11 показаны изменения ${\text{lg}}\left( {{{{{V}_{j}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{V}_{j}}} {{{V}_{{{\text{угл}}{\text{.ст}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{V}_{{{\text{угл}}{\text{.ст}}}}}}}} \right)$ [здесь индекс “угл.ст” – углеродистая сталь с содержанием хрома менее 0.05% (по массе)] при разных условиях испытаний в зависимости от содержания хрома в сталях, границы составов карбидов по диаграмме состояния системы Fe–Cr–C и значения свободной энергии Гиббса образования карбидов в этих границах, рассчитанные по [22].
Рис. 11.
Зависимость lg(Vj/Vугл.ст) от содержания хрома в стали, а также коррозионных свойств стали от ее фазового состава. 1 – колонка деаэратора [15]; 2 – данные [18]; 3, 4 – данные [16]; 5 – атмосферная коррозия [21]; 6 – раствор карбидов Cr и Fe. t, °С: 1 – 187; 2 – 180; 3, 4 – 350; рН: 1, 2 – 7; 3 – 9–10; 4– 7–8; τ, ч: 1 – 5088; 2 – 7000; 3 – 2000; 4 – 5000; 5 – 12 250; w, м/с: 2 – 2; 3, 4 – менее 5; ΔG298 – свободная энергия Гиббса образования карбидов Cr и Fe
Вертикальные линии являются границами существования фаз карбидов. Они пересекают линии зависимости ${\text{lg}}\left( {{{{{V}_{j}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{V}_{j}}} {{{V}_{{{\text{угл}}{\text{.ст}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{V}_{{{\text{угл}}{\text{.ст}}}}}}}} \right)$ от содержания хрома в одних и тех же точках резкого изменения свободной энергии Гиббса образования карбидов и коррозионных свойств сталей при разных условиях испытаний – от атмосферной коррозии до ЭКИ при рН = 7–9 и температурах до 300°С. Различие в наклонах линий (коэффициент n в рассматриваемом интервале концентраций хрома в стали) указывает на степень коррозионной агрессивности среды, в которой проводились испытания.
Нелинейное изменение соотношения скоростей коррозии сталей с разным содержанием хрома в зависимости от pH среды испытаний, скорости и условий массопередачи на границе оксид – вода отражает роль растворимости продуктов коррозии (Fe3O4) в коррозии перлитных сталей.
ВЫВОДЫ
1. Наибольшая эффективность легирования стали хромом наблюдается при повышенном массопереносе – высокой скорости потока и повышенной растворимости Fe3O4 в потоке теплоносителя.
2. В новых проектах АЭС с ВВЭР целесообразно применять в паропроводах легированные хромом стали.
3. При увеличении содержания хрома в стали изменяется термодинамический потенциал железа на границе Me/Fe3O4 и изменяется состояние раствора Fe–Cr–C.
4. На основании описанных в настоящей работе оценок в новых проектах АЭС с ВВЭР при изготовлении паропроводов планируется перлитную сталь заменить легированной сталью с содержанием хрома 1.5–2.5% (по массе).
Список литературы
Опыт создания и эффективного использования информационно-аналитических комплексов по проблеме эрозии-коррозии на энергоблоках Балаковской АЭС / Г.В. Томаров, В.Н. Бессонов, Ю.М. Максимов, А.А. Шипков, С.В. Шепелев, С.В. Якушев, О.П. Марченкова // Теплоэнергетика. 2013. № 10. С. 65–75. https://doi.org/10.1134/S004036361310010X
Использование аминов для коррекции водно-химического режима второго контура на АЭС с ВВЭР / В.Ф. Тяпков, Т.И. Петрова, Ф.В. Дяченко, А.К. Бородастов // Атомная энергия. 2016. Т. 120. Вып. 6. С. 336–340.
Моделирование миграции продуктов коррозии во 2-м контуре АЭС с реактором ВВЭР-1200 / В.Г. Крицкий, И.Г. Березина, А.В. Гаврилов, Е.А. Моткова, Е.В. Зеленина, Н.А. Прохоров, С.П. Горбатенко, А.А. Цицер // Теплоэнергетика. 2016. № 4. С. 72–80. https://doi.org/10.1134/S0040363616040044
The control improvement of water chemistry pH of secondary circuit / F.-M. Roumiguiere, J. Fandrich, U. Ramminger, S. Hoffmann-Wankerl, A. Drexler // NPC Nuclear and Chemistry Conf. Paris, 2012. Paper reference No. 11.
Гаврилов А.В., Прохоров Н.А., Крицкий В.Г. Учет экологических аспектов при оптимизации водно-химического режима 2-го контура АЭС с ВВЭР // Атомная энергия. 2018. Т. 124. Вып. 4. С. 214–218.
Технологическое нормирование объектов теплоэнергетики: наилучшие доступные технологии и нормы общего действия / П.В. Росляков, Е.В. Черкасский, Т.В. Гусева, И.О. Тихонова, M. Lundholm // Теплоэнергетика. 2021. № 10. С. 5–13. https://doi.org/10.1134/S0040363621100052
СТО 1.1.1.07.003.0818-2016. Водно-химические нормы второго контура АЭС с ВВЭР-1000. Нормы качества рабочей среды и средства их обеспечения. М.: Росэнергоатом, 2016.
СТО 1.1.1.03.004.0979-2014. Водно-химический режим второго контура АЭС проекта АЭС-2006 при вводе энергоблока в эксплуатацию. Нормы качества рабочей среды и средства их обеспечения. М.: Росэнергоатом, 2014.
Trevin S. Flow accelerated corrosion (FAC) in nuclear power plant components // Nucl. Corros. Sci. Eng. Woodhead Publishing Series in Energy. 2012. V. 22. P. 186–229. https://doi.org/10.1533/9780857095343.2.186
Berge P., Ducreux J., Saint Paul P. Water chemistry of nuclear reactor systems 2 // Proc. of the British Nuclear Energy Society. L., 1981.
Goffin J.P. Thickness measurements of pipes submitted to erosion and corrosion problems in the steam, feedwater and condensate systems of the Doel 1 and 2 power plants. Corrosion and erosion aspects in pressure boundary components of light water reactors / Intern. working group on realibility of reactor pressure components. IAEA, Vienna, 1990. IWG-RRPC-88-1. P. 43–48.
Chexal B., Horowitz J.S. Flow-accelerated corrosion model parameter and influences // Current Perspective of Intern. Pressure Vessels and Piping: Codes and Standard. 1995. Book No. 409768. P. 231–243.
Zheng Y. A steady state FAC model in carbon steel and its application on practical geometries by means of CFD/FAC2010 // Intern. Conf. on Flow Accelerated Corrosion. Lion, France, 4–7 May 2010. P. 18.
Kastner Von W., Riedle K., Tratz H. Experimentelle Untersuchungen zum Materialabtrag durch Erosionskorrosion // VGB Kraftwerkstechnik. 1984. Bd 64. Nr. 5. S. 452–465.
Крицкий В.Г. Проблемы коррозии и водно-химических режимов АЭС. СПб.: СИНТО, 1996.
Отс A.A. Коррозия и износ поверхностей нагрева котлов. М.: Энергоатомиздат, 1987.
Несмеянова K.A. Влияние кислорода на коррозию сталей в пароводяных потоках при температуре 280°С // Атомная энергия. 1970. Т. 29. Вып. 2. С. 86–91.
Behnaz Aghili. Erosionkorrosion. SKI Rapport 99:29. Mai 1999. S. 43.
Свелин Р.А. Термодинамика твердого состояния. М.: Металлургия, 1968.
Химушин Ф.Ф. Нержавеющие стали. М.: Металлургия, 1967.
Коррозия металлов. Кн. 1 / под ред. В.В. Скорчеллетти. Л.; М.: ГНТИ, 1952.
Термодинамические свойства неорганических веществ: справ. / под ред. А.П. Зефирова. М.: Атомиздат, 1965.
Дополнительные материалы отсутствуют.
Инструменты
Теплоэнергетика
Пн.-пт.: 10.00-19.00