Granskning av ansökan om att få kvarvara i effektdrift efter den 30 september 2012 - Forsmark 1

GRANSKNINGSSRAPPORT 2012-09-26 Process: Tillståndspröva - beslutande Vår referens: Tillståndshavare: Forsmarks Kraftgrupp AB Objekt: Forsmark 1 Arbetsgrupp: Richard Sundberg, Åsa Rydén, Peter Ekström, Björn Brickstad Författare: Richard Sundberg Samråd: Klas Idehaag Fastställd: Lars Skånberg Granskning av ansökan om att få kvarvara i effektdrift efter den 30 september 2012 - Forsmark 1 Sammanfattning Vid provningar under 2011 detekterades sprickor i moderatortankstativets stödben. SSM beslutade efter granskning om driftbegränsningar och krav på åtgärder. Forsmark Kraftgrupp AB (FKA) inkom med en ansökan den 21 juni 2012 om att få behålla reaktorn i Forsmark 1 i effektdrift efter den 30:e september 2012. Inför revisionen 2012 RA12 hade FKA kvalificerat metoder för att ta ut s.k. båtprov och för att avlägsna två sprickor i moderatortankstativets stödben i reaktorn på Forsmark 1. Dessa metoder förutsatte dock att sprickornas djup inte är större än 12 mm. Vid större djup kan inte hela sprickan avlägsnas. De metoder som FKA har kvalificerat kan således inte användas för att avlägsna sprickorna under RA12 då utförda provningar visar att båda sprickorna befanns vara djupare än 12 mm. FKA inkom därför till SSM med en komplettering till ansökan den 11 september 2012, där handlingsplanen och FKA:s säkerhetsredovisning har reviderats. SSM har granskat det inkomna underlaget och SSM:s samlade bedömning är att marginalen är stor mot att moderatortankstativets integritet äventyras eller att härdgeometrin äventyras för analyserad drifttid. Marginalen är även tillräcklig mot att en spricka kan växa in i reaktortankstålet till en icke acceptabel storlek. SSM bedömer därför att Forsmark 1 kan drivas på ett säkert sätt fram till RA13 utan att de detekterade och storleksbestämda sprickorna har någon avgörande betydelse för säkerheten. SSM bedömer därmed också att gällande säkerhetskrav uppfylls. Strålsäkerhetsmyndigheten Swedish Radiation Safety Authority SE-171 16 Stockholm Tel:+46 8 799 40 00 E-post: registrator@ssm.se Solna strandväg 96 Fax:+46 8 799 40 10 Webb: stralsakerhetsmyndigheten.se

Sida 2 (19) Bakgrund Vid återkommande kontroll under revision av Forsmark 1år 2011, detekterades två sprickor i stödben till moderatortankstativet. Det fanns då inte någon tillgänglig kvalificerad provningsteknik för djupbestämning av sprickorna för aktuellt objekt varvid kontrollorganet inte kunde behandla frågan inom ramen för dess ackreditering. Forsmarks Kraftgrupp AB (FKA) inkom då med en ansökan [1] till strålsäkerhetsmyndigheten (SSM) den 30 maj 2011 om drift med kvarvarande defekter i moderatortankstativets stödben. SSM gav i beslut SSM2011-2235-19 [2] Forsmark tillstånd att driva reaktorn som längst till den 30 september 2012, för drift efter detta datum krävdes en ny prövning baserad på då genomförda undersökningar och vidtagna åtgärder. Forsmark inkom med en ansökan den 21 juni 2012 om att få kvarvara i effekt drift efter den 30:e september 2012 [3]. Inför revisionen 2012 kvalificerade FKA metoder för att ta ut båtprov och för att avlägsna sprickorna. Dessa metoder förutsatte dock att sprickornas djup inte är större än 12 mm. Vid större höjd kan inte hela sprickan avlägsnas. De metoder som FKA har kvalificerat kan således inte användas för att avlägsna sprickorna under RA12 då båda sprickorna befanns vara djupare än 12 mm. Forsmark 1 inkom därför till SSM med en komplettering till ansökan den 11 september 2012 [4] där handlingsplanen och FKA:s säkerhetsredovisning har reviderats [5]. Syfte med granskningen Denna granskning har utförts i syfte att bedöma om FKA har genomfört de utredningar och åtgärder som behövs för att reaktorn Forsmark 1 ska kunna fortsätta drivas i effektdrift efter den 30 september 2012 och drivas på ett säkert sätt med de kvarvarande defekterna i moderatortankstativets stödben. Granskningens genomförande Följande personer inom SSM har deltagit i granskningen och handläggning av denna ansökan: Björn Brickstad, Richard Sundberg, Åsa Rydén och Peter Ekström. Richard Sundberg har varit sammanhållande för granskningen.

Sida 3 (19) Krav Aktuella krav mot vilka konstaterade brister och vidtagna åtgärder bedöms är enligt följande: Kärntekniklagen 4, första och andra stycket i kärntekniklagen som ställer krav på att säkerheten vid kärnteknisk verksamhet ska upprätthållas genom att de åtgärder vidtas som krävs för att förebygga fel i eller felaktig funktion hos utrustning, felaktigt handlande eller annat som kan leda till en radiologisk olycka. Krav på säkerhet i kärntekniska anläggningar Följande krav i Strålsäkerhetsmyndighetens föreskrifter (SSMFS 2008:13) och allmänna råd om mekaniska anordningars i vissa kärntekniska anläggningar. - Bestämmelserna i 2 kap. 5 och 6, om åtgärder vid skada. - Bestämmelserna i 3 kap. 9-11, om kontrollprogram och utförande Analys Återkommande kontroll Underlag från FKA Under RA 11 provades anslutningssvets och buttring mellan moderatortankstativets stödben och reaktortank på den sida som är mot reaktortankens centrum, med kvalificerad visuell teknik (VT) enligt kvalificerad procedur VT-01. Vid provningen RA11 provades 21 av 24 av moderatortankstativens stödben. Den använda provningstekniken hade begränsningar i detekteringsförmåga och kunde då detektera defekter med en spricköppning i ytan på 37µm. Två defekter som bedömdes vara sprickor detekterades med provningssystemet med uppmätt längd om 16mm respektive 25mm i två olika stödben. Det fanns inte vid detta tillfälle någon kvalificerad teknik för att bestämma defekternas djup. För tre stödben i moderatortankstativet kunde VT provningen inte tillämpas, varför det för dessa genomfördes en utvändig ultraljudsprovning för att säkerställa att det inte fanns några defekter med betydande storlek i reaktortankens grundmaterial. Till RA12 har FKA låtit kvalificera ett provningssystem för djupbestämning av sprickorna i moderatortankstativets stödben. Provningssystemet för djupbestämning är kvalificerat att djupbestämma defekter i de aktuella defektpositionerna till ett djup om 22mm. Storleksbestämningstekniken kan inte följa en eventuell tillväxt i reaktortankstålet men kan följa defekternas eventuella tillväxt fram till och med övergången till grundmaterialet. Utöver detta har FKA till RA12 tagit fram en utrustning för provning med visuell teknik med bättre förmåga att detektera sprickor med en mindre spricköppning än vad den utrustning kunde som användes under RA11. Det

Sida 4 (19) aktuella provningssystemet för VT kan nu detektera ytbrytande sprickor med en spricköppning om 20µm på båda sidor om stödbenet. I teknikbladet [6] för svets W31 och buttring C14 på periferisida (sida mot tankvägg) anges det att det finns en provningsbegränsning om ca 19%, varav 15% inte uppfyller kraven enligt VT-01och ca 4 % av provningsvolymen har något sämre detekteringsförmåga med avseende på sprickvidd. Provningsbegränsningen är belägen vid övergången mellan buttring och svets i dess hela längd, begränsningen är hanterad och accepterad av ackrediterat kontrollorgan enligt [7]. När det gäller VT provning av moderatortankstativets stödbens centrumsida finns det inga begränsningar avseende applicering av provningstekniken. FKA har även låtit göra beräkningar för spricköppningar (COD) [17] för att verifiera att VT tekniken är tillämplig på aktuella objekt. Resultaten från dessa beräkningar visar att för svets W31 erhålls för en eventuell defekt en spricköppning om 20µm vid en spricklängd om 12 mm, vilket är angiven storlek enligt defektbeskrivning [9]. För buttringen i C14 är dock läget sämre, där krävs spricklängder mellan 20-41 mm, beroende på antaget sprickdjup, för att erhålla spricköppningar som uppgår till 20 µm. Defektbeskrivning [10] för buttringen i C14 anger ett detekteringsmål som en spricka med längden 12 mm med en spricköppning om 20 µm. FKA redovisar att provningsresultaten från 2012 inte visar på några nya sprickor utöver de två sprickor som detekterades vid ordinarie avsyning med VT under RA11. De två sprickorna som detekterades under RA11 är belägna i stödben nr. 1 och 3. Vid provningen av stödbenen under RA12 har numreringen för stödbenen förändrats och förskjutits ett steg, d.v.s. att stödben 1 har blivit stödben 24 och stödben nr. 3 har blivit stödben nr. 2. I tabell 1 en redovisas en sammanställning av genomförd provningsomfattning samt resultaten från provningarna genomförda RA12. Efter genomförd djupbestämning av defekterna i stödben nr. 2 och nr. 24 gjordes en plottning, med hjälp av ultraljudtekniken, av defekternas profil i objektet [11]. Denna plottning av defekterna visar att båda defekterna har vuxit igenom buttringen och att sprickfronten är belägen vid övergången mellan buttring och reaktortankstål.

Sida 5 (19) Stödben nr. Provningsteknik Detekterad defekt Storleksbestämning Kommentar 2 VT Ja Ja Uppmätt defektlängd över 20µ är 25 mm 2 UT invändig - Ja Uppmätt defektdjup 21 mm (övergång buttring/kolstål) 2 UT utvändig Nej - 24 VT Ja Ja Uppmätt defektlängd över 20µ är 16 mm 24 UT invändig - Ja Uppmätt defektdjup 15 mm (övergång buttring/kolstål) 24 UT utvändig Nej - 1, 3-18, VT Nej - 20-23 19 VT - - Stödbenet är inte provad p.g.a. hinder för bärutrustningen Tabell 1: Sammanställning av genomförd provning av moderatortankstativets stödben RA12. FKA redovisar vidare i en handlingsplan att de detekterade defekterna ska bearbetas bort under RA13. Innan defekterna avlägsnas kommer en förnyadstorleksbestämning att genomföras. Forsmark anger i [12] att kontrollgrupperingen för moderatortankstativets stödben baseras på att skadade MTS stödben kan påverka härdgeometrin, därför ska området tilldelas konsekvensindex (KI)= 2 för svets W31.1-24 och buttring, C14.1-24. FKA redovisar dock att systemtekniska marginaler föreligger och därför har KI sänkts till KI=3. Skadeindex (SI) för moderatortanksstativets stödben tilldelas SI= 1 på grund av det ingående materialet Alloy 182. Detta ger sammanfattningsvis enligt FKA att moderatortankstativets stödbens infästning och buttring tilldelas kontrollgrupp B. Forsmark redovisar vidare att vid den årliga översynen efter RA11 fann man ingen anledning att ändra kontrollgrupptillhörighet p.g.a. att skadeindex för det aktuella området redan har SI= 1.

Sida 6 (19) SSM:s bedömning SSM har tagit del av FKA:s redovisning av genomförd provning. Redovisningen kan delas upp i detektering, längdbestämning och djupbestämning. Detektering och längdbestämning FKA har redovisat att en förbättrad VT teknik har andvänts vid provningarna på moderatortankstativets stödben och provningen har utökats till att omfatta båda sidorna av stödbenet. Detekteringsmålet för provningssystemet är att defekter med en längd om >12mm med spricköppning 20µm ska detekteras. FKA har redovisat beräkningar som ska stödja användandet av VT teknik på aktuella objekt, för svets W31 har detta kunnat visas men för buttringen C14 anger FKA att defektlängder om 20-41mm behövs för att erhålla en spricköppning om 20µm. Detta leder till att den aktuella VT tekniken kan ha lämnat defekter av betydelse i buttringen enligt de defektunderlag som har presenterats. SSMs bedömning är att provningssystemet ska kunna detektera de av FKA angivna och av kontrollorganet godkända detekteringsmål vid framtida provningar av buttringen C14.1-24. SSM bedömer vidare att denna vetskap om VT provningsteknikens bristande förmåga att detektera specificerade defekter i buttringen C14.1-24, ska beaktas vid framtagande/uppdatering av kommande kontrollprogram. Vid längdbestämning av de detekterade defekterna med VT enligt provningsprocedur VT01 är provningssystemets noggrannhet endast kopplad till den del av defekten som har en spricköppning överstigande 20 µm. Detta leder till att det är troligt att defekterna har en verklig längd som är större än den uppmätta. SSM bedömer att en mer noggrann längdbestämningsmetod behöver användas för att säkerställa hela defektens utbredning fastställs innan defekten bearbetas bort. FKA har redovisat att det finns provningsbegränsningar för det aktuella VT provningssystemet vilket kontrollorganet har bedömt i [13] och [7]. SSM delar kontrollorganets bedömningar att provningsbegränsningarna är acceptabla. Djupbestämning SSM bedömer att den genomförda djupbestämningen av defekterna i MTS stödben nr. 2 och nr. 24 med kvalificerat provningssystem uppfyller ställda krav. FKA anger att en förnyad storleksbestämning ska utföras innan defekterna avlägsnas från MTS stödbenen. SSM bedömer att vid denna storleksbestämning behöver provningssystemet kunna följa en eventuell tillväxt i reaktortankstålet i tillräcklig omfattning med god marginal. Kontrollgruppering SSM bedömer vidare att vid FKA:s årliga översyn av kontrollgruppering av MTS stödbenen i Forsmark 1 och 2, behöver FKA ta ställning till de vunna erfarenheterna av att defekter som initieras i buttringens yta kan växa in i

Sida 7 (19) reaktortankstålet och värdera om det fortfarande föreligger systemtekniska marginaler vilket ger ett konsekvensindex KI=3. Materialanalys Underlag från FKA Som beskrivits tidigare i granskningsrapporten har FKA under RA12 storleksbestämt de två indikationer som upptäcktes vid stödben nr 2 och nr 24 till moderatortankstativet i F1. Indikationen vid stödben 2 är belägen i svetsen mellan stödbenet och den underliggande buttringen medan indikationen vid stödben 24 är belägen i buttringen strax nedanför svetsen mellan stödbenet och buttringen. Svetsmaterialet i svetsen och buttringen är Alloy 182. De båda indikationerna har vid RA11 bedömts av FKA som interdendritiska spänningskorrosionssprickor (IDSCC), dvs. miljöinducerad sprickning. Resultaten från kontrollerna RA12 visar att båda sprickorna har en utbredning (djup) genom hela buttringen och tangerar det låglegerade reaktortankstålet. Enligt uppgift från FKA har sprickorna inte växt in i reaktortankstålet. Sprickornas djup har uppmätts till 21 respektive 16 mm med en tolerans på ± 2 mm. Kontrollerna visar också att sprickornas längd på ytan inte förändrats sedan RA11. Som framgått i föregående avsnitt finns dock begränsningar i den använda provningsteknikens förmåga med hänsyn till spricköppningar. Inför revisionen 2012 kvalificerade FKA metoder för att ta ut båtprov och för att avlägsna indikationerna. Dessa metoder förutsätter dock att sprickornas djup inte är större än 12 mm. Vid större djup kan inte hela sprickan avlägsnas. De metoder som FKA har kvalificerat kan således inte användas för att avlägsna sprickorna under RA12 eftersom båda sprickorna befunnits vara djupare än 12 mm. FKA redovisar i sin ansökan ett tidssatt åtgärdsprogram [5] med syfte att avlägsna sprickorna vid revisionsavställningen 2013. Programmet omfattar bl.a. metoder för att ta båtprov och för att avlägsna djupa sprickor som når till reaktortankstålet. Inom programmet ska materialprov tas ut för bestämning av skadeorsak, avlägsnande av defekterna, under RA13. Metallografiska undersökningar av materialprov ska göras under RA13. Programmet inkluderar även en utredning om risker med att frilägga reaktortankstål i den aktuella positionen av reaktortanken samt ett kontrollprogram för uppföljning av de frilagda kolstålsytorna kommande år. FKA bedömer utifrån sina analyser att det är liten risk att de båda sprickorna ska växa in i reaktortankstålet som spänningskorrosionssprickor. FKAs analyser redovisar en spänningsintensitetsfaktor som är under 55 MPa m när sprickorna når reaktortankstålet. FKA menar att 55 MPa m är att betrakta som ett tröskevärde för tillväxt av spänningskorrosionssprickor i reaktortankstål vid de förutsättningar som råder i botten på reaktortanken för F1 och hänvisar till dispositionskurvor framtagna av EPRI BWRVIP [14].

Sida 8 (19) FKA redovisar materialanalysen för samtliga plåtar som ingår i reaktortankbotten samt vattenkemin i F1 sedan 1981. Materialet i plåtarna i reaktortankbotten är SA 533 Cl. 1 Gr. B, vilket är ett låglegerat tryckkärlsstål. Av det redovisade underlaget framgår att svavelhalten i plåtarna är mellan 0,009 och 0,011 vikts-procent [wt.%]. I reaktorvattnet vid Forsmark 1 råder normalvattenkemi (NWC). FKA anger [5] att det skulle krävas en kraftig och långvarig transient för att risken för sprickpropagering in i tankstålet skulle kunna bli mer påtaglig. Vid normal drift erhålls vid uppstart endast en mycket begränsad och kortvarig ökning av kloridhalten i reaktorvattnet enligt mätningar vid Forsmark 1. I referens [16] lämnar FKA sin värdering av framtida kemitransienter på F1, som svar på SSM:s fråga (nr 2) i e-post daterad 2012-09-14: Kloridtransienter kan orsakas främst av läckage från kondensorn. Mindre sulfattransienter kan uppstå vid beläggning av 332-filter. Med den LSRmassa som används sedan 1991 har inte sulfathalten överskridit tillämpat gränsvärde, som efter långvarigt överskridande medför förhöjd risk för degradering. Sulfattransient kan också uppstå vid eventuellt läckage på kondensorrör. Ett större kondensorläckage kan identifieras mer eller mindre omedelbart eftersom kontinuerlig mätning av konduktivitet görs med tre mätare vid kondensorn; en per skepp, som har larm. Härutöver finns ett stort antal on line-mätare, som också har larm vid passerade gränsvärden gällande konduktivitet. Anjonhalter; främst klorider, sulfater, nitrater och fluorider, analyseras två gånger per vecka med jonkromatograf, varmed mindre kondensorläckage kommer att uppmärksammas i form av ökande trend. Gränsvärden finns per system, och är beroende på driftläget. För varje passerat gränsvärde finns åtgärder definierade. Vid passerat gränsvärde för anjonhalt eller konduktivitetsvärden ska som åtgärd ett flertal frågor besvaras, bl. a. vilken åtgärd som är bäst för att mildra transienten. FKA uppger att åtgärden i praktiken blir forcerad rening eller nedgång för att åtgärda läckaget, vid förekomst av transient. Frågorna i övrigt hanterar bedömning av mätvärdets rimlighet, grundorsak, erfarenhetsåterföring, påverkan på initiering och tillväxt av sprickor mm. SSM:s bedömning Vid RA12 har de påträffade sprickorna djupbestämts och resultatet visar att båda sprickorna når ned till det låglegerade reaktortank stålet. Sprickornas längd på ytan tyds vara oförändrad jämfört med RA11. Ingen annan ny information om sprickorna har redovisats av FKA. För att spänningskorrosionssprickor ska tillväxa snabbt i reaktortanksstål av typ SA 533 Cl.1 Gr. B fordras ett känsligt material, en aggressiv miljö samt

Sida 9 (19) relativt höga belastningar (höga K I värden). Med känsligt material avses här ett reaktortankstål med hög svavelhalt 0,018 wt.% S. Som redovisats ovan har det aktuella materialet i botten på reaktortanken en i detta sammanhang måttlig svavelhalt på ca 0.010 wt.% S. Med aggressiv miljö avses höga halter av främst klorider men även av sulfater. Normalt är dessa halter låga men vid olika kemitransienter kan reaktorvattnet bli aggressivt. Dessutom kvarstår effekten av en aggressiv miljö ca 100 timmar efter en kemistransient innan vattenkemin i sprickan återgår till normala nivåer. En tillväxtlag för SCC sprickor i reaktortankstål vid olika belastningsnivåer redovisas i figur 77 i SKI report 2005:60 [15]. Tillväxtlagen i Figur 77 är samma tillväxtlag (dispositionskurva) som återfinns i EPRI BWRVIP [14]. Vid K I värden under 55 MPa m är tillväxthastigheten ca 0,6mm/år. Vid K I lika med 55 MPa m ökar tillväxthastigheten drastiskt till ca 10mm/år och blir ännu högre vid högre K I värden. Notera att figur 77 även innehåller en dispositionskurva för kemitransienter som vid låga K I värden ligger betydligt över 0,6 mm/år. Tillväxtlagarna i figur 77 bedöms som konservativ för stål med låga eller måttliga svavelhalter men osäkerheten är stor vid framtagning av data varför tillväxtlagarna bör tillämpas med försiktighet. Med hänvisning till ovanstående resonemang delar SSM FKA:s bedömning att det är liten risk att sprickorna ska växa vidare in i reaktortankstålet i någon betydande omfattning under den analyserade drifttiden. En förutsättning för denna bedömning är dock att vattenkemin i F1 är fortsatt god under kommande driftsäsong. Vidare håller SSM med FKA att sprickorna bör avlägsnas under RA13. Det av FKA redovisade programmet för borttagning av sprickorna omfattar bl.a. uttag av båtprov och en riskanalys av frilagda ytor av reaktortankstål. SSM anser att ett båtprov bör innehålla sprickspetsen för att en korrekt bedömning av sprickorsaken ska kunna göras vid den efterföljande analysen. Vidare är det av stor vikt att utifrån ett båtprov kunna studera och bedöma sprickans beteende när den når reaktortankstålet. En sådan analys ger värdefull erfarenhet och information t.ex. för en bedömning av liknande skadefall i framtiden. Med syfte att ha beredskap för oväntade situationer 2013 bör FKA ta hänsyn till osäkerheter i utförda provningar vid utveckling och kvalificering av verktyg och metoder som ska användas vid RA13. T.ex. kan sprickorna vara djupare, de kan ha vuxit in i reaktortankstålet. De framtagna verktygen och metoderna bör kunna hantera detta och andra oväntade situationer. Normalvattenkemi råder i Forsmark 1. Normal risk för mycket begränsad och kortvarig ökning av kloridhalt i reaktorvatten vid uppstart, föreligger. Vid beläggning av 332-filter kan mindre sulfattransient uppstå, men ingen sådan har registrerats med den typ av massa som används sedan flera år. Vid kondensorläckage kan klorid- och sulfattransient uppstå. Negativa konse-

Sida 10 (19) kvenser vid eventuellt kondensorläckage är allmänt kända sedan länge, och det kan därför förutsättas att FKA vidtar och har vidtagit lämpliga förebyggande åtgärder. Konduktiviteten är ett mått på totalvattenkemin, och FKA redogör för konduktivitetsmätning som omedelbart identifierar större kondensorläckage, samt också mindre läckage genom uppföljning av mätvärde över tid (anjonspecifikt). Forsmark har inom sitt ordinarie kemiprogram gränsvärden kopplade till åtgärder, som vid förekomst av anjon- eller konduktivitetstransienter i praktiken innebär forcerad rening eller nedgång för att åtgärda läckaget. Vid transient tas ställning till vilken effekt transienten kan ha på propageringshastigheter och sprickförekomster som redan finns i systemet, samt om den kan initiera ny IGSCC. Sammantaget tyder FKA:s redovisning av vattenkemi, möjliga orsaker till transienter samt tillämpad kemiövervakning med tillhörande åtgärder, på att god vattenkemi under drift kan förväntas under den kommande driftsäsongen. För att rätt kunna bedöma om tillväxt skett i reaktortankstålet fram till RA13, när båtprov ska tas ut, bör FKA logga data från alla förekommande kemistransienter inklusive konduktivitet vid kondensor, med tillräckligt god upplösning så att kemitransienter som kan öka risken för sprickpropagering in i tankstålet registreras och sparas. SSM bedömer som sådan kemitransient; transient som är förlängd med signifikant förhöjda föroreningshalter (allvarliga transienter), samt också upprepade transienter dvs. inte ett begränsat antal. Denna definition är i enlighet med referens [15] och tillämpat för aktuella betingelser i Forsmark 1. Forsmarks redovisning tyder på att åtgärder som vidtas efter överskridna gränsvärden säkerställer att drift inte kommer att ske med kemitransient som kan orsaka spricktillväxt. Strukturmekaniska analyser De strukturmekaniska analyserna har värderats med avseende på följande aspekter: - Bedömning av antagna svetsegenspänningar. - Mekaniska lasters och svetsegenspänningars inverkan på hållfasthet och marginal mot brott vid närvaro av sprickor i olika områden. - Spricktillväxt med avseende på främst spänningskorrosion. - Hållfasthetsteknisk värdering av risken för att sprickor kan växa in i reaktortankstålet. - Spricköppningar som behövs för detektering med VT. Underlaget från FKA FKA har i en sammanhållande rapport [5] redovisat genomförda åtgärder och en handlingsplan för fortsatt drift. Antagna svetsegenspänningar och brottmekaniska analyser inklusive spricktillväxt genom buttringen redovisas av FKA i ref. [8], [17] och [18]. FKA har använt sig av olika antaganden av svetsegenspänningen i buttringen, dels 55 MPa i [18], dels 138 MPa i [8] och [17]. FKA redovisar att spricktillväxten genom buttringen blir snabb, drygt 1

Sida 11 (19) driftår innan en axiell halvcirkulär startspricka med djupet 8 mm når reaktortankstålet. FKA uppskattar vidare att då en axiell spricka når reaktortankstålet, är spänningsintensitetsfaktorn K I i djupaste punkten maximalt ca 40 MPa. Resultatet beror av antagen sprickform och svetsegenspänning. FKA hävdar att eftersom K I är mindre än 55 MPa innebär detta en liten risk för att en spricka ska växa in i tankstålet under kommande driftår. I ref. [19] har FKA låtit undersöka svetsegenspänningarna med en numerisk simulering som följer alla steg i tillverkningsprocessen. Det visar sig att man vid drifttemperatur får höga svetsegenspänningar i omkretsled (som är relevant för axiella sprickor) dels lokalt i övre delen av buttringen, dels i svets W31 på andra sidan av stödbenet som vetter mot reaktortanken. Den högsta nivån på svetsegenspänningen uppgår lokalt till mer än 500 MPa. I buttringen ner mot reaktortanken erhålls lägre svetsegenspänningar men ändå högre än 138 MPa. I ref. [20] har FKA även låtit undersöka vad dessa simulerade svetsegenspänningar betyder för spricktillväxten och säkerhetsfaktorn mot brott för axiella sprickor i det aktuella området. Ref. [20] redovisar snabb spricktillväxt i materialet Alloy 182 i buttring och svetsgods med användning av vedertagna tillväxtdata. Även en grund spricka kan befaras växa ned till reaktortankstålet på 12 månaders drift. K I är då nästan 55 MPa vid den punkt som är i kontakt med det ferritiska tankstålet. Säkerhetsfaktorn mot brott för en sådan spricka uppfyller de säkerhetsmarginaler som krävs, dvs. normalt en säkerhetsfaktor mot brottsegheten K Ic för tankstålet på när komponenten är utsatt för den värsta styrande termiska transienten (turbinsnabbstopp med fördröjt dumpförbud). Brottsegheten för obestrålat reaktortankstål SA533 är normalt 220 MPa vid temperaturer på det övre platåområdet, dvs. vid normal drift eller under transienter vid level A/B. Vidare analyseras i [20] hur en spricktillväxt skulle kunna ske in i reaktortankstålet. Utgående från den upptäckta sprickstorleken postuleras en spricka växa in i tankstålet utefter en begränsad längd (ca 9-15 mm) vid gränsytan mellan buttring och tankstål och med ett successivt ökande djup upp till 20 mm. Analyserna visar dels att K I i sin djupaste punkt sjunker med ökande sprickdjup, dels att erforderlig säkerhet mot brott uppfylls för K I under den värsta styrande termiska transienten. I [20] har även spricktillväxt predikterats i reaktortankstålet via en tillväxtlag (BWRVIP-60 SCC DL 1) som återfinns i [15]. Det visar sig att lokalt längs sprickfronten överstiger K I 55 MPa och ett par mm tillväxt predikteras i tankstålet efter 11 månader och en sådan spricka har för K I en något lägre säkerhetsfaktor mot brottsegheten för tankstålet än vid lastfallet för den styrande termiska transienten. Ref. [17] och [20] redovisar även spricköppningen vid ytan för sprickor i buttring och i svets W31. Gränsen för att kunna detektera en spricka med den använda VT-tekniken har satts till 20 µm. [17] och [20] innebär att det för en grund halvelliptisk spricka krävs en spricklängd på mellan ca 15 och

Sida 12 (19) 41 mm för att spricköppningen i den centrala delen av sprickan ska överstiga 20 µm. För en djupare spricka blir dock spricköppningen betydligt större. Variationen av erforderlig spricklängd beror bl.a. på storleken av svetsegenspänning och sprickans form. SSM:s bedömning 1. I granskningsrapporten [21] från 2011 har SSM bedömt att FKA använt korrekta mekaniska konstruktionsförutsättningar (KFM) och att det använda belastningsunderlaget är relevant för området där sprickor påträffats. I [21] bedömde även SSM att utmattningstillväxt på grund av termiska transienter blir liten. Vidare bedömde SSM i [21] att FKA har visat att även om flera stödben vore helt av så uppstår inte otillåtet höga påkänningar i de kvarvarande benen, inte heller att man får så stora förskjutningar eller ändring av egenfrekvenser att härdgeometrin äventyras. Dessa bedömningar gäller även i föreliggande granskning. 2. I FKA:s underlag förekommer olika uppskattningar av fördelning och storlek av svetsegenspänningar. SSM bedömer att den simuleringsteknik som Inspectas Technology AB har genomfört och som redovisas i [19] är mest korrekt i sammanhanget. Tekniken har redovisats i en rad SSM-finansierade projekt [22], [23] och har även validerats genom jämförelse mot noggranna mätningar [24]. De höga svetsegenspänningarna i delar av buttring och svets W31 är en av de främsta orsakerna till att området är känsligt för sprickor som snabbt riskerar att växa i det spänningskorrosionskänsliga materialet Alloy 182. SSM bedömer att de framräknade svetsegenspänningarnas fördelning med lokalt höga egenspänningar i omkretsled i den övre delen av buttringen stämmer kvalitativt bra med läget på de upptäckta sprickorna. I detta fall är det främst risken att en spricka kan växa in till och ytterligare in i reaktortankstålet som är av störst intresse. FKA planerar att genomföra ytterligare analyser och mätningar av svetsegenspänningar i en uppsvetsad mock-up av stödbenets infästning. Det ser SSM positivt på och det kommer att ge ytterligare värdering av storlek och fördelning av svetsegenspänningarna i det aktuella området. 3. I FKA:s underlag förekommer även olika brottmekaniska analyser. Av samma skäl som anförs i punkt 2 bedömer SSM att ref. [20] är mest tillförlitlig eftersom denna grundar sig på den mest rigorösa modelleringen av svetsegenspänningarna. Ref. [20] har använt sig av en approximativ metod, den s.k. crack face pressure (CFP)-metoden där K I beräknas genom att lägga på en last på sprickytan i en numerisk finit element modell som svarar mot den egenspänning som är framtagen för en osprucken konstruktion. FKA anför i sitt underlag att CFP-metoden kan

Sida 13 (19) förväntas ge konservatism för uppskattning av K I jämfört med en mer rigorös analys där en spricka simuleras växa in i ett svetsegenspänningsfält och K I bestäms via J-integralen. SSM instämmer dock inte helt i denna bedömning. CFP-metodens tillämpning för sprickor i svetsegenspänningsfält har undersökts i det SSM-finansierade projektet [25]. Studien visar att för ytsprickor ger CFP-metoden ett relativt bra resultat för K I (åtminstone för en rörgeometri) trots att CFP innebär en kraftstyrd last för vad som egentligen är en töjningsstyrd svetsegenspänning. Vissa andra undersökningar skulle kunna tyda på att CFP-metoden är konservativ men det är få studier som har använt sprickor i en numerisk simuleringsmodell av svetsegenspänningsfält som görs i [25]. 4. SSM instämmer i FKA:s bedömning att en spricktillväxt genom buttringen kan ske snabbt och att utgående från en relativt grund ytspricka i buttringen, kan en axiell spricka växa ned till reaktortankstålet på storleksordningen 12 månaders drift. Sådana sprickor är dock inte oacceptabla. Även om en axiell spricka växer in precis till reaktortankstålet bedömer SSM utifrån tillgängligt underlag att en sådan spricka är acceptabel när stödbenet är utsatt för den styrande termiska transienten. Om man ansätter en tillväxtlag enligt BWRVIP-60 SCC DL 1 [15] i reaktortankstålet, visar FKA:s analyser i [20] att man på 11 månader erhåller på det djupaste stället längs sprickfronten en tillväxt på ca 3 mm in i reaktortankväggen. Beräkningarna är komplexa och visar på en oscillerande sprickfront som i och för sig inte är ovanlig för spänningskorrosionssprickor men som också bedöms vara en artificiell effekt av att tillväxtlagen innehåller som framgått ovan ett skarpt tröskelvärde vid 55 MPa över vilken tillväxthastigheten ökar abrupt. I det aktuella fallet ligger K I och pendlar runt 55 MPa under den predikterade tillväxten vid normaldrift. En medelvärdesbildning av K I över sprickfronten som skulle smeta ut oscillationerna skulle ge en något gynnsammare bild. Säkerhetsfaktorn mot plastisk kollaps är tillräckligt stor. Vid den styrande termiska transienten blir säkerhetsfaktorn för K I mot brottsegheten något mindre än vad som vanligen krävs (säkerhetsfaktor ) för vissa punkter längs sprickfronten efter 11 månaders drift. I värderingen av om detta är acceptabelt behöver de underliggande konservatismer och andra omständigheter diskuteras: - Vid de temperaturer som föreligger vid normal drift eller under transienter vid level A/B, är reaktortankstålet segt och om K I når brottsegheten K Ic erhålls inte instabilt brott utan en ökande last leder till stabil tillväxt med successivt ökande brottseghet. Det innebär att den reella brottsegheten är högre än 220 MPa när hänsyn tas till stabil tillväxt. Uppskattningar av Sattari-Far [26] baserad på en omfattande litteraturgenomgång, ger att vid 1 mm stabil tillväxt rekommenderas en brottseghet för SA533 på ca 258 MPa vid temperaturen 250 grader C, där hänsyn tagits till en

Sida 14 (19) något lägre temperatur i tanken vid den styrande termiska transienten. Med en sådan brottseghet är marginalen för K I mot brottsegheten större än. - Analyser i [14] visar att för en lång halvelliptisk ytspricka som postuleras växa in i reaktortankstålet, sjunker K I med ökande sprickdjup och kommer efter ca 5 mm understiga 55 MPa. Det beror på en avtagande effekt av den höga svetsegenspänningen som bara verkar i buttring och svetsgods. Den avtagande sprickdrivande kraften för K I gäller till ca 15 mm in i reaktortankstålet. Därefter börjar K I att öka på grund av ökande effekt av spänningen från det inre övertrycket. Denna omständighet innebär att det finns en sprickstoppande mekanism då tröskelvärdet i tillväxtlagen underskrids med marginal för djupare sprickor in i reaktortankstålet. Notera att de analyser som utförts i [20] inte kan självklart användas för att bedöma K I för en djupare spricktillväxt. Dels har man i [20] använt en orealistisk sprickform för djupa postulerade sprickor, dels har man för spricktillväxtanalysen med mer realistiska sprickformer inte drivit sprickan tillräckligt djupt. Det finns även ett antal övriga konservatismer. Det är en stor andel sekundär belastning vilket för sega material innebär att man ofta övervärderar inverkan av de sekundära spänningarna i det använda säkerhetsvärderingssystemet, se ref. [27]. Sammantaget innebär ovanstående att SSM bedömer att ur hållfasthetsteknisk synpunkt är risken liten att de upptäckta axiella sprickorna ska växa in i reaktortankstålet till vad som kan anses vara en icke acceptabel storlek under den analyserade drifttiden. 5. Vad gäller spricköppningen vid ytan för sprickor i buttring och i svets W31, bedömer SSM att FKA:s underlag visar att det för en grund halvelliptisk spricka krävs en förhållandevis lång spricklängd (mellan 15 och 41 mm) för att spricköppningen i den centrala delen av sprickan ska överstiga 20 µm. Variationen av erforderlig spricklängd beror på svetsegenspänning och sprickform. För en djupare spricka blir spricköppningen betydligt större. Denna observation tillsammans med omständigheten att även en kort och grund spricka kan på kort tid växa ned till reaktortankstålet, gör att SSM bedömer att det finns en viss farhåga för att den använda VT-tekniken kan ha missat att detektera ytsprickor i stödbenet som kan riskera att växa ned till reaktortankstålet. Här skulle en bättre detekteringsteknik behövas för att kunna detektera ännu mindre defekter. Farhågan gäller både axiella sprickor och omkretssprickor utgående från buttringen och svets W31 och som är orienterade ned mot reaktortankstålet. SSM noterar att studien i [19] visade på relativt stora spricköppnande svetsegenspänningar även för en eventuell ytspricka i omkretsled i buttringen.

Sida 15 (19) Genomförd säkerhetsgranskning av ärendet Enligt 4 kap. 3 SSMFS 2008:1 ska säkerhetsgranskning utföras för kontroll av att tillämpliga säkerhetsaspekter är beaktade, och att tillämpliga säkerhetskrav på anläggningens konstruktion, funktion, organisation och verksamhet är uppfyllda. Granskningen ska genomföras på ett allsidigt och systematiskt sätt samt vara dokumenterad. Säkerhetsgranskningen ska göras i två steg. Det första steget, den primära granskningen skall göras inom de delar av anläggningens organisation som ansvarar för den aktuella sakfrågan. FKA har redovisat resultaten av primär och fristående säkerhetsgranskning. SSM bedömer att säkerhetsgranskningen har utförts enligt gällande rutiner inom FKA. Både den primära och fristående säkerhetsgranskningen bedöms hålla tillräcklig kvalitet. Granskning av ackrediterat kontrollorgan Det ackrediterade kontrollorganet (AK) har granskat FKA:s underlag och givit ett utlåtande [28]. AK bedömer att: - de beräknade svetsegenspänningarna i [19] är rimliga och kan användas i efterföljande analyser. - det finns en utjämnande effekt av de lokalt höga simulerade K I - värdena längs sprickfronten i reaktortankstålet. - Materialet SA533 är duktilt och brottsegheten ökar under stabil tillväxt. SSM delar AK:s bedömning i ovanstående aspekter vilka har tagits hänsyn till i SSM:s granskning. AK anser även att CFP-metoden är konservativ i detta fall för att bestämma K I i det framräknade egenspänningsfältet. Av skäl som framförts tidigare kan inte SSM helt instämma i denna bedömning. Referenser som stödjer denna bedömning saknas dessutom i både [20] och [28]. Samlad bedömning SSM anser att det fortfarande finns osäkerheter gällande VT teknikens förmåga att detektera och längdbestämma defekter i buttringen C14 och svets W31 på ett tillförlitligt sätt. Detta p.g.a. att det föreligger osäkerheter gällande storleken på eventuella sprickors öppning mot ytan vilken är kopplat till defektens längd och form i djupled. Detta i kombination med att en liten defekt har en snabb tillväxt i buttringen mot reaktortankstålet gör att SSM finner det nödvändigt att en mer anpassad provningsteknik för IDSCC defek-

Sida 16 (19) ter används för detektering och längdbestämning vid nästa provning av moderatortankstativets buttringen och svets på Forsmark 1 och 2. Med anpassad provningsteknik menas att en teknik ska användas som inte är beroende av att spricköppningen behöver överstiga 20µm för att defekten ska kunna detekteras eller längdbestämmas på ett tillförlitligt sätt. Vid utarbetande/uppdatering av kontrollprogram för Forsmark 1 bör hänsyn tas till att det kan vara kvarvarande defekter, axiella och i omkretsled, av betydelse i buttringen och svets som inte detekterades vid årets provning av moderatortankstativets stödben i Forsmark 1. SSM bedömer att den genomförda djupbestämningen med ultraljudteknik av de detekterade skadorna ger en tillförlitlig bild av skadornas utbredning i djupled. SSM bedömer vidare att vid FKA:s årliga översyn av kontrollgruppering av MTS stödbenen i Forsmark 1 och 2, behöver bolaget ta ställning till de vunna erfarenheterna av att defekter som initieras i buttringens yta kan växa in i reaktortankstålet och värdera om det fortfarande föreligger systemtekniska marginaler vilket ger ett konsekvensindex KI=3. SSM delar FKA:s bedömning om att risken är liten att sprickorna ska växa vidare in i reaktortankstålet i någon betydande omfattning under den analyserade drifttiden. En förutsättning för denna bedömning är dock att vattenkemin i F1 är fortsatt god under kommande driftsäsong. SSM bedömer att god vattenkemi under drift kan förväntas under den kommande driftsäsongen, baserat på FKA:s redovisning av vattenkemi, möjliga orsaker till transienter samt tillämpad kemiövervakning med tillhörande åtgärder. Drift förväntas inte ske med en kemitransient som kan orsaka spricktillväxt. Om en sådan transient sker bör data, inklusive konduktivitet vid kondensor, registreras och sparas som underlag för efterföljande skadeanalys. För att korrekt kunna fastställa skademekanismen för de detekterade sprickorna anser SSM att det är av största vikt att uttaget båtprov innefattar sprickspetsen mot/i reaktortankstålet. Sprickans beteende när den når reaktortankstålet kan då studeras i den efterföljande metallografiska analysen. SSM bedömer att FKA har belyst de upptäckta sprickornas betydelse för den strukturella integriteten på ett bra sätt. Med antagandet att sprickorna har uppstått genom spänningskorrosion medför de analyserade svetsegenspänningsfältet och vedertagna tillväxtlagar att man kan få relativt snabb spricktillväxt genom buttring och svetsgods av Alloy 182 fram till reaktortankstålet. Sådana sprickor uppfyller fortfarande tillräckliga säkerhetsmarginaler mot brott.

Sida 17 (19) Om man ansätter en tillväxtlag enligt BWRVIP-60 SCC DL 1 i reaktortankstålet, visar FKA:s analyser att man på 11 månader erhåller som mest ca 3 mm spricktillväxt in i reaktortankväggen. Säkerhetsfaktorn mot plastisk kollaps är tillräckligt stor. Vid den styrande termiska transienten blir säkerhetsfaktorn för K I mot brottsegheten något mindre än vad som vanligen krävs för vissa punkter längs sprickfronten efter 11 månaders drift. Med hänsyn till de konservatismer som finns i underlaget samt att det finns en sprickstoppande mekanism för djupare sprickor in i reaktortankstålet med sjunkande K I, gör att SSM bedömer att ur hållfasthetsteknisk synpunkt är risken liten att de upptäckta axiella sprickorna ska växa in i reaktortankstålet till vad som kan anses vara en icke acceptabel storlek under den analyserade drifttiden. Med hänsyn till ovanstående är det SSM:s samlade bedömning att marginalen är stor mot att moderatortankstativets integritet äventyras eller att härdgeometrin äventyras för analyserad drifttid. Marginalen är även tillräcklig mot att en spricka kan växa in i reaktortankstålet till en icke acceptabel storlek. Detta innebär att SSM bedömer att Forsmark 1 kan drivas på ett säkert sätt fram till RA13 utan att de detekterade och storleksbestämda skadorna har någon avgörande betydelse för säkerheten och så att gällande säkerhetskrav uppfylls. FKA planerar för att avlägsna sprickorna under RA13. Till RA13 kan nödvändiga förberedelser göras för att sprickorna ska kunna avlägsnas på ett säkert och kontrollerat sätt. Av de analyser som redovisats av FKA och av SSM:s granskningskommentarer, som redovisas i denna rapport, framgår det att även vid försiktiga antaganden är det liten sannolikhet att sprickorna ska växa in i reaktortankstålet i någon betydande omfattning fram till RA13. Resultat från laboratorieförsök och provningar utförda i provkretsar anslutna till kommersiella reaktorer visar också på en låg risk att IDSCC sprickor i Alloy 182 fortsätter att växa som SCC i det låglegerade reaktortankstålet [15]. SSM vill dock påpeka att erfarenheten, både nationellt och internationellt, från verkliga sprickor liknande de som upptäckts i F1 är liten. Kunskapen beträffande verkliga sprickors beteende när de når reaktortankstålet är således begränsad. Även om SSM bedömer att drift till RA13 kan ske så att gällande säkerhetskrav uppfylls är det ur djupförsvarssynpunkt inte bra att det finns sprickor som med en aktiv skademekanism kan växa in i reaktortanken. Därför instämmer SSM med FKA att sprickorna behöver avlägsnas under RA13.

Sida 18 (19) Referenser [1] FKA rapport, Forsmark 1 Ansökan om drift med identifierad avvikelse. FKA brev, FQ-2011-0588, 2011-05-30. [2] SSM beslut, Beslut om tidsbegränsad drift med kvarvarande defekter i moderatortankstativets stödben, Forsmark 1, SSM2011-2235-19, 2011-06-10. [3] FKA ansökan, Forsmark 1 Ansökan om att få kvarvara i effektdrift efter 30 september 2012, FQ-2012-0596, 2012-06-21. [4] FKA skrivelse, Forsmark 1, komplettering till ansökan om att få kvarvara i effektdrift efter 20 september 2012, FQ-2012-0840, 2012-09-11. [5] FKA rapport, Forsmark 1 Indikationer i ben till moderatortankstativ Redovisning av genomförda åtgärder och handlingsplan för drift efter den 30 september 2012, F12-2012-0263, 2012-09- 10. [6] WesDyne TRC teknikblad, Forsmark 1&2 Kvalificerad visuell provning av MTS periferisida av svetsar F1: W119 och W31 inkl. buttring C14 F2: W70 och W72 inkl. buttring C24, TB- VT01-12-02 rev no 2, 2012-06-28. [7] Inspecta Nuclear brev, Forsmark 1 & 2 Bedömning av omfattningsavvikelse för kvalificerad provning av infästningssvets för MTS stödben med VT01, SANPAT120917_1, 2012-09-17. [8] Forsmark 1, system 211 (reaktortank) och 212 (härdstomme). Sprickor i ben till moderatortankstativ RA 2011. Analys med avseende på mekanisk integritet. FKA, Dok nr FT-2011-2400, Rev. 6, 2012-09-12. [9] FKA rapport, Defektbeskrivning för svetsar i moderatortankstativets ben utom buttring för insvetsning - Forsmark 1 och 2, FTM-2011-0751 rev 1, 2012-03-20. [10] FKA rapport, Defektbeskrivning för buttringen till moderatortankstativets insvetsning Forsmark 1 och 2, FTM-2011-0670 rev 1, 2011-12-01. [11] WesDyne TRC rapport, Core Shroud Support Leg: UT positioning and Defect profiling, R-T12-054 rev 1, 2012-08-27. [12] FKA rapport, F12 Kontrollgruppsindelning av reaktor tryckkärlet, FM-2006-0969 rev 4, 2012-05-18. [13] FKA avvikelserapport, 10-211 MTS ben C14.19/W31.19, F1 98, 2012-08-15. [14] EPRI rapport, EPRI BWR VIP-60-A :BWR Vessel and Internals Project Evaluation of Stress Corrosion Crack Growth in Low Alloy Steel Vessel Materials in the BWR Environment, 1008871, June 2003. [15] SKI rapport, Seifert, H-P.; Ritter, S., Research and Service Experience with Environmentally-Assisted Cracking in Carbon and

Sida 19 (19) Low-Alloy Steels in High-Temperature Water, SKI Report 2005:60, November 2005. [16] FKA rapport, FTK-2012-0180, rev 0, Svar på SSM:s förfrågan om värdering av framtida kemitransienter på F1, 2012-09-18. [17] Forsmark 1, system 211 (reaktortank). Sprickor i ben till moderatortankstativ RA 2011. Kompletterande brottmekaniska analyser, FKA, FTM-2012-0570, Rev. 1, 2012-07-02. [18] Forsmark 1 Bedömning av risk för att funna sprickor i MTSbenen ska växa in i reaktortanken, FKA, FTM-2011-0580, Rev. 0, 2011-09-27. [19] Forsmark 1 Reactor pressure vessel Weld residual stress calculation for core shroud support leg, Report No. 50012780-1, Rev. 2, Inspecta Technology AB, 2012-08-31. [20] Forsmark 1 Reaktortank Skadetålighetsanalys för sprickor i stödben till moderatortankstativ Rapport Nr. 50012780-2, Rev. 3, Inspecta Technology AB, 2012-09-25. [21] Granskning av ansökan om drift med kvarvarande defekter i moderatortankstativets stödben, SSM2011-2235-16, 2011-06-07. [22] Improvement and Validation of Weld Residual Stress Modelling Procedure, SSM Research Report 2009:15, June 2009. [23] Influence of Hardening Model on Weld Residual Stress Distribution, SSM Research Report 2009:16, June 2009. [24] Validation of Weld Residual Stress Modelling in the NRC International Round Robin, Report No. 50009050-1, Rev. 0, Inspecta Technology AB, 2012-05-10. [25] Effect of Welding Residual Stresses on Crack Opening Displacements and Crack-Tip Parameters, SSM Research Report 2009:17, June 2009. [26] Sattari-Far, I., Ductile Fracture Toughness of Ferritic Reactor Materials, Report No. 10827200-2, Rev. 2, Det Norske Veritas AB, 2003-02-05. [27] Experimental Evaluation of Influence from Residual Stresses on Crack Initiation and Ductile Crack Growth at High Primary Loads, SSM Research Report 2011:19, June 2011. [28] Forsmark 1: Granskningsutlåtande på FKA:s bedömning av skador i moderatortankstativets stödben redovisad i FTM-2012-0771, LORMIK120925_1, Inspecta Nuclear AB, 2012-09-25.