/
Автор: Драгунов Ю.Г. Логвинов С.А. Безруков Ю.А.
Теги: общее машиностроение технология машиностроения ядерная энергетика (атомная энергетика) энергетика машиностроение гидравлика атомная энергетика
ISBN: 5-94628-182-8
Год: 2004
Текст
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОБОСНОВАНИЕ ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОЙ НАДЕЖНОСТИ РЕАКТОРОВ ВВЭР
кН1ИЕ РЕАКТОРНЫХ
ОБОК ВВЭР ДЛЯ АЭ
С.А. Логвинов, Ю.А. Безруков,
I Ю.Г. Драгунов
' экспериментальное
ОБОСНОВАНИЕ
ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОЙ
НАДЕЖНОСТИ
РЕАКТОРОВ ВВЭР
Логвинов Сергей Алексеевич -
главный специалист по исследованию теплогидравлических
процессов в различных компонентах ядерных энергетических
установок, в период 1964 - 1996 гг. работал начальником
экспериментального отдела. Кандидат технических наук, лауреат
премии Правительства РФ, нагоажден орденами «Знак Почета»,
Дружбы народов и медалями. Работает в ОКБ «Гидропресс»
с 1959 г., ветеран атомной энергетики и промышленности.
Безруков Юрий Алексеевич -
начальник экспериментального отдела по теплогидравлике.
Кандидат технических наук. Работает в ОКБ «Гидропресс»
с 1966 г., ветеран атомной энергетики и промышленности.
Драгунов Юрий Григорьевич -
директор-генеральный конструктор ОКБ «Гидропресс» с 1998 г.
Доктор технических наук, заслуженный конструктор РФ,
лауреат премии Совета Министров СССР, действительный
член Международной Академии менеджмента, награжден
орденом Почета и медалями. Работает в ОКБ «Гидропресс»
с 1966 г„ ветеран атомной энергетики и промышленности.
Балаковская АЭС, Россия
Ростовская АЭС, Россия
Калининская АЭС, Россия
Армянская АЭС, Армения
Ровенская АЭС, Украина
Запорожская. АЭС, Украина
АЭС <Богунице>, Словакия
АЭС <Моховце>, Словакия
АЭС <Дукованы»> Чехия
АЭС <Темелин> Чехия
АЭС <Ловийза> Финляндия
АЭС <Тяньвань>; Китай
Хмельницкая АЭС, Украина
Южно-Украинская АЭС, Украина
АЭС <Куданкулам>Г Индия;
АЭС <Бушер>?Иран
СЕРТИФИКАТ
Л/г
г. Ганновер, 2003-12-10
tUv NORD акт
ФГУП ОКБ "ГИДРОПРЕСС"
142103, Россия, г. Подольск, Московская область, ул. Орджоникидзе, д. 21
Тел,. (095) 502-79-10, (0967) 54-25-16; Факс: (095) 715-97-83, (0967) 54-27-33
E-matl:grpress@grpcess.podofek.ru; Http://www.gidropress.podolsk.ru
Данный сертификат действителен до 2005-06-26
Регистрационный номер сертификата 78 100 3565
Орган по сертификации TUV CERT
технадзорного общества
TOV NORD CERT GmbH & Co. KG
в соответствии c
методикой TUV CERT удостоверяет, что предприятие
Федеральное государственное унитарное предприятие
«Опытное конструкторское бюро «Гидропресс» (ФГУП ОКБ «Гидропресс»)
Россия, 142103, г. Подольск, Московская область
внедрило и применяет систему
менеджмента качества в следующих областях
проектирование и конструирование реакторных установок с
аодо-водяными реакторами с водой под давлением и реакторами
на жидкометаллическом теплоносителе для атомных станций
(блоков атомных станций) и конструирование оборудования и
трубопроводов для реакторных установок атомных станций,
сооружений и комплексов с исследовательскими ядерными
реакторами.
Проверочный аудит, Ns отчёта 8000 303 154
подтвердил, что требования
EN ISO 9001 : 2000
ФГУП ОКБ «ГИДРОПРЕСС»
С.А. Логвинов, Ю.А. Безруков,
Ю.Г. Драгунов
МОСКВА
2004
УДК 621.039
ББК 31.47
Л 11
Рецензенты: д-р техн, наук Д.А. Ефанов;
д-р физ.-мат. наук С.Л. Соловьев
Логвинов С.А., Безруков Ю. А., Драгунов Ю. Г.
Экспериментальное обоснование теплогидравлической
надежности реакторов ВВЭР. — М.: ИКЦ «Академкнига»,
2004. - 255 с.: ил.
Представлена информация по результатам многолетних эксперимен-
тальных исследований, выполненных ОКБ «Гидропресс» в обоснование
теплогидравлики реакторов типа ВВЭР в нормальных, аварийных и пере-
ходных режимах. Исследования охватывали все этапы проектирования
реакторных установок, включая, как заключительный этап, измерения
при пусконаладочных работах на АЭС.
Книга будет полезной как для создателей проектов ВВЭР, так и для
других специалистов, работающих в области атомной энергетики, а так-
же для подготовки новых специалистов в этой области.
© ОКБ «Гидропресс», 2004
© ИКЦ «Академкнига, 2004
ISBN 5-94628-182-8
Предисловие
В данной книге в краткой форме изложен опыт, накопленный в ОКБ
«Гидропресс», как организации Главного конструктора РУ, в части
экспериментального обоснования теплогидравлических характери-
стик реакторов типа ВВЭР. Эти вопросы важны не только сами по се-
бе, но и как имеющие связь с вопросами прочности при динамиче-
ском воздействии потока на конструкции, при температурных на-
пряжениях в элементах конструкций, с коррозионно-эрозионными
процессами. Практически все исследования по теплогидравлике на
стадии создания конструкций ВВЭР выполнялись силами ОКБ «Гид-
ропресс» при взаимодействии с научным руководителем — ИАЭ им.
Курчатова. И только в последние 10—15 лет к исследованиям по тема-
тике ВВЭР стали активно подключаться такие организации с высо-
ким научно-техническим потенциалом, как ФЭИ, НИТИ, ЭНИЦ и
ряд других.
Затронутые в книге вопросы теплогидравлики излагаются в чисто
инженерном плане без глубокого внедрения в их фундаментальные
основы. По этим основам имеется обширная литература. Другими
словами, материал излагается в том виде, в каком он может быть по-
лезен проектантам оборудования АЭС, студентам вузов, специализи-
рующихся на атомной энергетике, эксплуатационному персоналу
АЭС. Многие вопросы уже освещены в разрозненных публикациях.
Однако имеется необходимость собрать их воедино, и, если требует-
ся, дополнить.
В книге освещаются вопросы теплогидравлических исследова-
ний, относящиеся только к реактору. Всеобъемлющая картина обос-
нования проектов РУ ВВЭР изложена в серии книг, подготовленных
в ОКБ «Гидропресс» (например, по горизонтальным ПГ, главным
циркуляционным насосам первого контура и т.д.). Данная книга яв-
ляется лишь одной из этой серии. Она — результат многолетней рабо-
ты коллектива экспериментаторов ОКБ «Гидропресс». Большой
вклад в эту работу внесли сотрудники этого коллектива В.Н. Улья-
новский, Л.А. Салий, В.И. Астахов, Ю.Б. Хрипачев, Ю.К. Ситник,
3
Предисловие
А.М. Трушин, В.И. Метальников, А.Н. Козлов, В.П. Оншин,
Р.М. Строкина и многие другие.
Работы велись в тесном взаимодействии с конструкторскими и
расчетными подразделениями. В постановке задач исследований и
обсуждении результатов работ активно участвовали В.В. Стекольни-
ков, В.П. Денисов, А.К. Подшибякин, В.П. Спассков, Ю.В. Вихорев,
В.Д. Шмелев, А.В. Воронков, Н.С. Филь, В.И. Абрамов, Е.Д. Демин
и многие другие.
Общий план книги определен Ю.Г. Драгуновым. Введение и глава
1 написаны С.А. Логвиновым, главы 2, 3 и 4 — Л.А. Салий совместно
с С.А. Логвиновым, глава 5 — Ю.А. Безруковым совместно с С.А. Лог-
виновым, глава 6 - Ю.Б. Хрипачевым совместно с С.А. Логвиновым,
глава 7 - Л.А. Салий и Ю.А. Безруковым совместно с С.А. Логвино-
вым, параграфы 8.1, 8.2, 8.5 — Ю.А. Безруковым, параграфы 8.3, 8.4,
8.7, 8.8 и 8.9 - Ю.Г. Драгуновым совместно с Л.А. Салий и С.А. Лог-
виновым, параграф 8.6 - Г.В. Каретниковым. Предварительная ком-
пьютерная верстка выполнена Е.В. Проселковой, подготовка некото-
рых рисунков — В.В. Червяковым, Б.Г. Томковидом, С.М. Лобаче-
вым. В.П. Денисов внимательно просмотрел подготовленный текст
книги и высказал ряд важных замечаний.
Авторы благодарят перечисленных специалистов за их творческий
вклад в создание книги.
Замечания и предложения читателей будут приняты с благодарно-
стью. Предложения просьба направлять по адресу: 142103, Подольск
Московской области, ул. Орджоникидзе 21, ОКБ «Гидропресс», а
также по электронной почте bezrukov@grpress.podolsk.ru.
4
Перечень принятых сокращений
PWR pressurized power reactor
ААЭС Армянская атомная электростанция
АРК аварийная и регулирующая кассета
АЭС атомная электрическая станция
БЗТ блок защитных труб
БЩУ блочный щит управления
ВВЭР водо-водяной энергетический реактор
В КУ внутрикорпусные устройства
ВоАЭС Волгодонская АЭС
ГА гидроаккумулятор (гидроемкость первой ступени)
ГЕ-2 гидроемкость второй ступени
ГЗЗ . главная запорная задвижка
ГЦН главный циркуляционный насос
ГЦТ главный циркуляционный трубопровод
ДР дистанционирующая решетка
ИАЭ ныне: Российский научный центр «Курчатовский институт»
КАЭС Кольская АЭС
КГС коэффициент гидравлического сопротивления
КИП контрольно-измерительные приборы
КТП критический тепловой поток
МАГАТЭ Международное агентство по атомной энергии
НВАЭС Нововоронежская АЭС
НВД насос высокого давления
НИТИ Научно-исследовательский и технологический институт
им. А.П. Александрова
ННД насос низкого давления
ННУЭ нарушение нормальных условий эксплуатации
ПГ парогенератор
ПНР пусконаладочные работы
РБМК реактор большой мощности канальный
РУ реакторная установка
САОЗ система аварийного охлаждения активной зоны
СБВБ система быстрого ввода бора
СП НИ система пусконаладочных измерений
СПОТ система пассивного отвода тепла
СУЗ система управления и защиты
ТВ С тепловыделяющая сборка
ТО теплообменник
УТВС усовершенствованная тепловыделяющая сборка
ФЭИ ныне: Государственный научный центр «Физико-энергетический институт»
ЦАГИ Центральный аэрогидродинамический институт
ЭНИЦ Электрогорский научно-исследовательский центр
ЮУАЭС Южно-Украинская АЭС
5
Введение
В развитии конструкций реакторов ВВЭР с целью повышения их ра-
бочих параметров, увеличения единичной мощности, повышения
надежности и безопасности важную роль играли исследования теп-
логидравлических процессов в оборудовании АЭС как в нормальных
условиях эксплуатации, так и при их нарушении, а также в аварий-
ных режимах. Необходимость таких исследований диктовалась но-
визной проблемы, отсутствием аналогов в других областях техники,
постоянно растущими требованиями к безопасности АЭС, посколь-
ку аварии на них могут приводить к очень серьезным последствиям
для населения и окружающей среды. С момента создания первого ре-
актора ВВЭР-210, запущенного в 1964 г., объем исследований по теп-
логидравлике ВВЭР непрерывно расширялся, что, с учетом накопле-
ния опыта эксплуатации, позволило последовательно наращивать
единичную мощность энергоблоков: 365, 440, 1000 МВт (эл.). Важ-
нейшее значение имели измерения, проводимые на стадии пускона-
ладочных работ на АЭС, которые давали ценную информацию для
подтверждения проектных характеристик установок и являлись за-
вершающим этапом их экспериментально-расчетного обоснования.
В стадии разработки находится реактор ВВЭР-1500, в котором кон-
центрируется весь опыт создания установок предыдущих поколений.
Исследования получили дополнительный стимул после выхода
ВВЭРов на международный рынок, когда требования по безопасно-
сти АЭС начали приводиться в соответствие с требованиями, дейст-
вующими за рубежом. Это было естественным явлением, поскольку
широкое распространение АЭС потребовало снижения вероятности
аварий, опасных для населения и окружающей среды, до чрезвычай-
но низкого уровня: 10~6—10—7 на один реактор в год.
В книге описаны исследования, проведенные более чем за 40 лет.
Если раньше они представляли собой простейшие испытания, на-
правленные на получение интегральных характеристик оборудова-
ния, то за указанный срок произошел большой скачок в развитии ис-
следований, без чего невозможно было бы повышение мощности
6
Введение
энергоблоков, обоснование их надежности и безопасности. Напри-
мер, изучение таких вопросов, как кризис теплоотдачи, гидродина-
мика реактора и первого контура, процессы в аварийных и переход-
ных режимах выдвинуло проводимые работы в разряд научно-иссле-
довательских. Коренным образом изменилось техническое оснаще-
ние экспериментов. Сейчас они немыслимы без применения совре-
менных систем сбора и обработки информации на основе вычисли-
тельной техники.
Результаты расчетно-экспериментального обоснования проектов
ВВЭР, в том числе и в области теплогидравлики, позволили присту-
пить к сооружению АЭС с ВВЭР в странах бывшего СССР (Россия,
Украина, Армения), а также в Германии, Болгарии, Финляндии, Че-
хии, Словакии и Венгрии. Строятся АЭС с ВВЭР-1000 в Иране, Ки-
тае и Индии. По заключению международных экспертов эти АЭС на-
ходятся на уровне современных требований по надежности и безо-
пасности.
7
Гидравлические характеристики реактора и
первого контура
Для реактора типа ВВЭР характерны:
• выделение большой мощности в относительно малом объеме ак-
тивной зоны;
• высокие скорости теплоносителя в проточной части реактора,
обеспечивающие надежный отвод тепла от активной зоны.
Эти показатели определяются размерами корпуса реактора, который
является крупногабаритным сосудом, работающим при высоких ра-
бочих параметрах — давлении и температуре. Диаметр корпуса, в
свою очередь, определяется возможностями его изготовления на ма-
шиностроительной базе и перевозки по железной дороге.
При имеющемся диаметре корпуса и мощности, выделяемой в
активной зоне, возможный расход теплоносителя через реактор
имеет ограничения как сверху, так и снизу. Недостаточный расход
вызывает объемное вскипание теплоносителя, на которое ВВЭР не
рассчитан, и снижает теплотехническую надежность активной зоны.
Избыточный расход при низкой температуре теплоносителя, когда
реактор готовится к пуску из холодного состояния, может вызвать
всплытие ТВС, поджатых сверху пружинами, свободно подвешен-
ных регулирующих стержней СУЗ и активной зоны в целом. Это
всплытие нарушает геометрию активной зоны и может привести к
возмущению поля энерговыделения и сопровождаться недопусти-
мой вибрацией. При имеющемся напоре ГЦН расход через реактор
определяется совокупностью гидравлических сопротивлений всех
составных частей реактора и оборудования циркуляционных петель.
Точность их определения по справочным данным, как правило, не-
достаточна. Поэтому их экспериментальное определение являлось
первым требованием в обосновании гидравлических характеристик
реактора и первого контура.
Эта задача решалась поэтапно. На стадии технического проекти-
рования создавались масштабированные аэро- и гидродинамические
модели реактора. Одновременно проводились гидравлические испы-
8
Гидравлические характеристики реактора и первого контура
тания опытных ТВС, отдельных фрагментов ВКУ. Окончательная
проверка гидравлических характеристик проводилась на АЭС с помо-
щью штатных и дополнительных измерений (СПНИ) на стадии пус-
коналадочных работ.
Обеспечение требуемого расхода теплоносителя - это только од-
на часть проблемы. Другая, не менее важная, — это обеспечение ста-
бильного течения теплоносителя и равномерного поступления его в
активную зону. Проточная часть реактора имеет сложную конфигу-
рацию с взаимным влиянием ее элементов друг на друга. При резком
изменении направления движения могут возникать крупномасштаб-
ные вихри с неустойчивыми полями скоростей и давлений, а это, в
свою очередь, может привести к недопустимой вибрации ВКУ и
ТВС, пульсациям скоростей в активной зоне, снижающим запасы до
кризиса теплообмена. Поэтому при исследованиях на аэро- и гидро-
динамических моделях и их фрагментах обращалось внимание на
картину течения теплоносителя и, при необходимости, давались ре-
комендации по ее улучшению.
В ходе исследований обнаруживались некоторые особенности
потока как в проточной части реактора в целом, так и в различных
элементах ВКУ. Так, в первом случае была обнаружена закрутка по-
тока в нижней камере реактора вокруг вертикальной оси. Это явле-
ние в значительной мере способствует перемешиванию теплоноси-
теля между петлями, повышая пределы безопасной работы реакто-
ра. Было обнаружено подъемное течение теплоносителя в опуск-
ном канале под патрубками работающих петель, когда часть петель
отключена. При работе только одной петли в опускном канале и
нижней камере возникает хаотичное трехмерное течение с образо-
ванием вихрей различного размера. Впоследствии эта особенность
течения оказалась очень важной для предотвращения реактивност-
ной аварии при случайном залповом забросе в реактор массы дебо-
рированной воды. На локальном уровне в каналах кассет АРК реа-
ктора ВВЭР-440 (В-230) было обнаружено значительное разнооб-
разие в картине течения теплоносителя, связанное с недостаточно
жесткими допусками на геометрию отверстий в демпферных тру-
бах. В опорных трубах под ТВС реактора ВВЭР-1000 было обнару-
жено разнообразное распределение скоростей по сечению, связан-
ное со сложным характером течения в нижней камере. Это услож-
нило задачу измерения расходов на входе в отдельные ТВС при
ПНР, что потребовало разработки нестандартных методов изме-
рения.
9
Глава первая
1.1
ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК
РЕАКТОРОВ НА МАСШТАБИРОВАННЫХ МОДЕЛЯХ
Характеристики каждого реактора, проектируемого в ОКБ «Гидропресс»,
изучались на прозрачных аэродинамических моделях. На основании тео-
рии подобия рабочую среду можно заменить воздухом при условии, что
измеряемые параметры не зависят от числа Рейнольдса, т.е. автомодель-
ны относительно этого числа. Проточная часть реактора, за исключением
активной зоны, состоит из элементов, представляющих собой местные
сопротивления, связанные с резким изменением скорости или направле-
ния потока. Такие сопротивления и связанные с ними поля скоростей и
давлений действительно не зависят или очень слабо зависят от числа Рей-
нольдса при развитом турбулентном течении, что позволяет непосредст-
венно переносить полученные результаты на натуру. Аэродинамические
модели особенно удобны на стадии поисковых исследований для оптими-
зации конструкции. Их отличает простота изготовления, организации из-
мерений, возможность визуального наблюдения картины течения.
Гидравлические сопротивления ТВС и ее составных частей, ввиду
их явной зависимости от числа Рейнольдса во всем рабочем диапазо-
не, изучались только на натурных макетах или опытных образцах с па-
раметрами теплоносителя вплоть до натурных.
В дальнейшем, по мере усложнения задач, при совмещении гидрав-
лических и вибрационных исследований стали применяться гидравли-
ческие модели. Масштаб как аэродинамических, так и гидравлических
моделей был принят, как правило, 1:5. Такой масштаб был признан оп-
тимальным, так как он позволяет обеспечить необходимое качество мо-
делей без назначения слишком жестких допусков на их изготовление.
Исследования на аэродинамических моделях. Первой такой моделью
была прозрачная модель реактора ВВЭР-210, которая испытывалась в
ЦАГИ. Основной целью ее испытаний была оптимизация проточной
части входного участка реактора, поскольку аналога подобной конфи-
гурации не было. В результате в проекте был реализован наиболее про-
стой вариант из всех испытанных. Были определены гидравлические
сопротивления отдельных участков проточной части. При пусконала-
дочных работах на блоке 1 НВАЭС ожидаемые характеристики реакто-
ра и первого контура были, в основном, подтверждены.
10
Гидравлические характеристики реактора и первого контура
Вторая модель (ВВЭР-365),, как и все последующие, исследова-
лась в ОКБ «Гидропресс». Прозрачная модель была изготовлена из
плексигласа в масштабе 1:5. Третья модель того же масштаба и испол-
нения воспроизводила проточную часть реактора ВВЭР-440. Общий
вид реактора ВВЭР-440 и его модели показан на рис. 1.1. Цели иссле-
дований на моделях были однотипными и заключались в следующем:
Рис. 1.1. Общий вид реактора ВВЭР-440 и его аэродинамической модели
11
Глава первая
• определение гидравлических сопротивлений по тракту теплоно-
сителя;
• снятие полей скоростей в опускном канале при полном и частич-
ном включении петель;
• определение равномерности поступления потока в активную зо-
ну;
• определение равномерности выхода потока из верхней камеры че-
рез дроссельный цилиндр;
• снятие поля давлений в объеме верхней камеры;
• визуальное наблюдение картины течения.
Было установлено, что распределение расхода по активной зоне
нечувствительно к количеству работающих петель. В верхней камере
поле давлений равномерно, что не создает существенных попереч-
ных нагрузок на защитные трубы приводов СУЗ. Окружная неравно-
мерность выхода потока из этой камеры через дроссельный цилиндр
находится в пределах 10% при работе всех петель. При работе непол-
ного числа петель неравномерность повышается, но сами значения
скоростей при этом становятся меньше.
Наиболее основательно исследовались гидравлические характе-
ристики реактора ВВЭР-1000, поскольку его создание является круп-
ным шагом вперед в развитии конструкций ВВЭР и, кроме того, он
имеет проточную часть, существенно отличающуюся от реакторов
предыдущих поколений. Основное отличие состоит в том, что вход в
активную зону ВВЭР-1000 максимально приближен к днищу корпу-
са, т.е. находится в области сильных гидравлических возмущений,
связанных с резким поворотом потока вверх на 180°. Под активной
зоной реакторов предыдущего поколения нижняя камера имеет
большой объем, занятый нижним блоком защитных труб. В этом
объеме гидродимические пульсации в значительной степени гасятся
до подхода потока к активной зоне. Кроме того, этому же способст-
вуют дроссельные шайбы, установленные на входе в каждую ТВС.
На ранней стадии проектирования для скорейшей оценки гидро-
динамической обстановки в нижней камере ВВЭР-1000 аэродинами-
ческая модель ВВЭР-440 была переделана в модель входного участка
ВВЭР-1000. Опыт показал, что простое уменьшение высоты нижней
камеры создает крайне неблагоприятную обстановку на входе в ак-
тивную зону. Крупномасштабные и неустойчивые вихри приводили к
сильным пульсациям скоростей и давлений.
Исследования на гидравлических моделях. Далее исследование гид-
равлических характеристик ВВЭР-1000 было продолжено на метал-
12
Гидравлические характеристики реактора и первого контура
лической гидравлической модели в масштабе 1:5 с полным воспроиз-
ведением геометрии проточной части. Активная зона модели была
воспроизведена трубами в количестве 151 шт. с дроссельными шайба-
ми, имитирующими гидравлическое сопротивление ТВС с циркони-
евыми чехлами, которые применены в первом реакторе ВВЭР-1000
(установка В-187). Общий вид модели показан на рис. 1.2. Она была
установлена на гидродинамическом стенде, который обеспечивал
расход воды до 2100 м3/ч. Вода подводилась и отводилась через пат-
рубки, подключенные к общим коллекторам. На соединительных ли-
ниях имелись задвижки и расходомерные диафрагмы, посредством
которых задавался и контролировался расход через каждый патрубок,
а также имитировалось отключение части петель.
Первые испытания с плоским днищем шахты (как у ВВЭР-440)
подтвердили результаты наблюдений на аэродинамической модели.
Расход воды в имитаторах ТВС был неустойчивым с амплитудой
пульсаций до 10% от средней величины расхода. Не вдаваясь в под-
робное изучение этих заведомо неприемлемых пульсаций, было ре-
шено радикально изменить геометрию нижней камеры.
Для подавления крупных вихрей шахта реактора была снабжена
перфорированным эллиптическим днищем, которое совместно с
днищем корпуса образовало сужающийся к центру зазор. Предпола-
галось, что этот зазор вместе с оптимальным гидравлическим сопро-
тивлением днища шахты исключит образование крупномасштабных
вихрей и обеспечит равномерное поступление потока в активную зо-
ну. Действительно, демонстрационный опыт на лотковой модели с
безнапорным течением показал, как коренным образом может изме-
ниться гидродинамическая обстановка в нижней камере при уста-
новке эллиптического днища. Результаты этого опыта показаны на
рис. 1.3.
После установки днища шахты пульсации расходов на входе ТВС
исчезли. Для сравнения на рис. 1.4 показано поведение этих расходов
до и после установки днища. Это был самый важный результат, полу-
ченный на данной модели. Описанное проектное решение защище-
но авторским свидетельством. У этого решения выявилось еще одно
важное достоинство, когда стали рассматриваться тяжелые аварии с
плавлением активной зоны с возможностью выхода расплава из кор-
пуса. В нижней камере сосредоточена большая масса металла в виде
опорных труб под ТВС. При стекании расплава активной зоны (так
называемого кориума) в нижнюю камеру этот металл, играя жертвен-
ную роль, способен задержать проплавление корпуса реактора. Кета-
13
Глава первая
Рис. 1.2. Общий вид реактора ВВЭР-1000 и его гидравлической модели
(без эллиптического днища шахты)
14
Гидравлические характеристики реактора и первого контура
Рис. 1.3. Картина течения в нижней камере реактора ВВЭР-10ОО, получен-
ная на лотковой модели без эллиптического днища шахты (вверху) и с
этим днищем (внизу)
15
Глава первая
Рис. 1.4. Пульсации расхода на входе ТВС в модели реактора ВВЭР-1000
без эллиптического днища шахты (слева) и с эллиптическим днищем
(справа)
ти, в западных конструкциях PWR дело обстоит совсем иначе: через
днище выводятся каналы системы внутриреакторного контроля, и их
проходки являются самым критическим местом с точки зрения воз-
можности проплавления.
Неравномерность поступления потока в активную зону не превы-
шала 5% при работе четырех и трех петель и была мало чувствитель-
на к зазору между днищами шахты и корпуса. Были измерены КГС
отдельных участков проточной части, поля скоростей и давлений в
опускном канале при полной и частичной работе петель, распределе-
ние давлений в выходной камере, распределение скоростей в отвер-
стиях дросселирующего цилиндра БЗТ.
В первоначальном варианте конструкции шахта имела большие
отверстия напротив патрубков, в результате чего местные скорости
в отверстиях дросселирующего цилиндра превышали среднюю ве-
личину на 30%. Это могло создать нежелательные поперечные на-
грузки на трубы БЗТ, расположенные вблизи выходных патрубков.
Поэтому шахта после модернизации была выполнена с равномер-
16
Гидравлические характеристики реактора и первого контура
ной перфорацией по окружности и по высоте зоны патрубков.
Кроме того, был уменьшен диаметр отверстий на дросселирующем
цилиндре напротив выходных патрубков. Общий вид выходной ча-
сти до и после модернизации показан на рис. 1.5. В результате не-
равномерность скоростей в отверстиях снизилась до 10% при рабо-
те четырех петель, как показано на рис. 1.6. Было также установле-
но, что после этого распределение давлений вокруг периферийных
защитных труб стало практически равномерным.
Заключительным этапом исследования гидродинамики проточ-
ной части реактора ВВЭР-1000 на моделях стали исследования на
четырехпетлевом гидродинамическом стенде. На этом стенде в мас-
штабе 1:5 был воспроизведен весь первый контур с полным соста-
вом оборудования. Сделано это было в интересах комплексных ви-
брационных исследований, поскольку причины вибраций компо-
нентов РУ могут находиться как внутри реактора, так и вне его. Ак-
тивная зона с бесчехловыми ТВС моделировалась стержнями, на
Рис. 1.5. Выходная часть реактора до
(слева) и после (справа) модерниза-
ции
Рис. 1.6. Относительные скоро*
сти в отверстиях дросселирую*
щего цилиндра до (1) и после мо*
дернизации (2)
17
Глава первая
Рис. 1.7. Общий вид реактора ВВЭР-440/213 и его модели для гидравли-
ческих и вибрационных испытаний
которые была нанесена искусственная шероховатость для обеспече-
ния требуемого КГС. На модели воспроизводились жесткость и ус-
ловия закрепления элементов В КУ. На четырехпетлевом стенде бы-
ли подтверждены данные, полученные на предыдущих моделях.
Практически одновременно с исследованиями на модели ВВЭР-
1000 были проведены гидравлические и вибрационные испытания
модели ВВЭР-440 для АЭС «Ловииза» с РУ В-213 в масштабе 1:4,45.
18
Гидравлические характеристики реактора и первого контура
Общий вид модели показан на рис. 1.7. На этом реакторе было также
установлено эллиптическое днище шахты, но отверстия в нем рас-
сверлены не соосно, как в ВВЭР-1000, а по нормали к поверхности.
Для сравнения испытывалась модель с соосными отверстиями, а так-
же вообще без эллиптического днища шахты. Измерения подтверди-
ли улучшение гидродинамической обстановки в проточной части ре-
актора и снижение уровня вибраций В КУ. Так, при отсутствии днища
максимальный уровень динамических напряжений внизу шахты со-
ставлял 8 кгс/см2, а при наличии днища с любой ориентацией отвер-
стий — не более 2 кгс/см2. К этому времени уже имелись данные из-
мерений на первых блоках с реакторами ВВЭР-440, и результаты из-
мерений на модели было с чем сравнивать.
Введение эллиптического днища шахты привело к увеличению КГС
нижней камеры перед активной зоной. При отсутствии этого днища он
был равен 0,56; при установке днища с радиальными отверстиями — 1,58,
а с осевыми — 2,28 (по скорости в ГЦТ).
На модели измерялось также поле скоростей по окружности и вы-
соте опускного канала, расходы по каналам активной зоны. Поле
скоростей в опускном канале распределено неравномерно, что явля-
ется следствием дискретного подвода теплоносителя. Сильно дефор-
мируют поле патрубки САОЗ, проходящие через опускной канал. Не-
равномерность и нестабильность расходов по каналам активной зо-
ны не обнаружена.
12
ИССЛЕДОВАНИЯ НА ФРАГМЕНТНЫХ МОДЕЛЯХ
Наряду с моделями, на которых полностью воспроизводился проточ-
ный тракт реактора, большое значение имели исследования на фраг-
ментных моделях, которые в ряде случаев (когда могло проявиться
значительное влияние допусков на изготовление) имели масштаб 1:1.
1. Визуальные исследования на секторной модели ВВЭР-440. Ис-
следование картины течения теплоносителя проводилось на про-
зрачной секторной модели входного участка реактора в масштабе
1:3 с углом сектора 90°. Целью исследования была качественная
оценка картины течения на входном участке. В нижней камере на-
блюдалось образование крупного завихрения потока, несмотря на
19
Глава первая
наличие перфорированной конической решетки перед активной
зоной, как в РУ В-179. В этой области расположены отверстия на
демпферных трубах, через которые поток поступает в кассеты АРК.
Нестабильность потока была одной из возможных причин повреж-
дения этих кассет в реакторах серии В-230 без конической решетки,
которая в какой-то степени гасит энергию крупного вихря. На этой
же модели проверялись различные конфигурации эллиптического
днища шахты с различным исполнением ее перфорации и различ-
ным зазором у полюса между корпусом и шахтой. Все эксперимен-
ты сопровождались зарисовкой картины течения. Для ее визуализа-
ции в поток впрыскивался воздух. Ввиду больших скоростей потока
проскальзыванием пузырей воздуха относительно воды можно бы-
ло пренебречь. Результаты опытов были использованы в проектах
РУ В-213 и ВВЭР-1000 всех модификаций. Был найден оптималь-
ный зазор между корпусом и шахтой. Было установлено, что эллип-
тическое днище шахты с соосными отверстиями, которые были
приняты для ВВЭР-1000, обеспечивает наилучшую гидродинамику
в нижней камере, хотя имеет несколько больший КГС и менее тех-
нологично для изготовления. Но днище с радиальными отверстия-
ми, принятое для всех РУ В-213, тоже значительно ослабляет завих-
рения потока и притом имеет меньший КГС.
Наблюдавшаяся картина течения в нижней камере реакторов
ВВЭР-1000 и ВВЭР-440 показана на рис. 1.8 и 1.9.
Рис. 1.8. Картина течения в нижней камере реактора ВВЭР-1 ООО, получен-
ная на секторной модели, в зависимости от зазора между днищем шах-
ты и корпуса:
слева - зазор 10 мм, справа — зазор 72 мм
20
Гидравлические характеристики реактора и первого контура
Рис. 1.9. Картина течения в нижней ка-
мере реактора ВВЭР-440 (В-213),
полученная на секторной модели
2. КГС опорных труб днища шахты. На аэродинамическом стенде
определялся КГС штатной партии из 20 перфорированных опорных
труб днища шахты ВВЭР-1000. Необходимость этой работы была вы-
звана тем, что перфорация выполнена в виде узких прямоугольных
щелей, играющих роль фильтра, а геометрия кромок щелей сильно
влияет на КГС, от которого зависит расход теплоносителя, поступа-
ющего на вход каждой ТВС. Величина КГС, отнесенная к проходно-
му сечению ГЦТ при работе четырех петель, равна 0,56±0,06.
3. На секторной модели верхнего блока защитных труб реактора
В-187 в масштабе 1:1 проводились гидродинамические, вибрацион-
ные и ресурсные испытания. Их целью была проверка вибрации труб
и виброизноса в месте их сопряжения с головками ТВС при продоль-
но-поперечном обтекании. По этим показателям были получены
приемлемые результаты.
4. Аэродинамические испытания модели входного участка реакто-
ра. При испытаниях на четырехпетлевом стенде не удалось провес-
ти представительные измерения расходов на входе в активную зону
ВВЭР-1000 с бесчехловыми ТВС. Расходы измерялись с помощью
трубок Пито, установленных по оси на выходе из опорных труб дни-
ща шахты. Предполагалось, что поля скоростей в этих трубах оди-
наковы, и, следовательно, градуировочный коэффициент для тру-
бок Пито также одинаков. Так оно и было на семикассетном стенде
21
Рис. 1.10. Принципиальная схема аэродинамической фрагментной модели входного участка реактора
ВВЭР-1000:
а — при исследовании неравномерности распределения расхода теплоносителя на входе в ТВС с фиксированным зазором;
б - при определении КГС эллиптического днища шахты; 1 - днище корпуса; 2 - днище шахты; 3 - выгородка; 4 - обечай-
ка корпуса; 5 - обечайка шахты; 6 - диффузор; 7- имитаторы хвостовиков кассет; 8- трубки Пито-Прандтля; 9- крон-
штейн; 10— шпильки; 11 - обечайка
Глава первая
Гидравлические характеристики реактора и первого контура
(см. следующую главу) при той же методике измерения расхода. Но
в нижней камере реактора ВВЭР-1000 картина течения оказалась
более сложной. В результате в каждой опорной трубе поле скоро-
стей имеет индивидуальный характер. Поэтому результаты изме-
рений оказались непредставительными и противоречили с ранее
полученными данными на гидравлической модели с имитаторами
чехловых ТВС. Определить неравномерность расхода на входе в
активную зону с бесчехловыми ТВС, пользуясь методикой, приме-
ненной при испытаниях модели с чехловыми ТВС (по перепаду
давления на дроссельных шайбах в каналах-имитаторах ТВС), бы-
ло невозможно, так как при этом на входе в каждую ТВС при-
шлось бы вводить значительное добавочное сопротивление, иска-
жающее распределение расходов.
Для надежного определения распределения расходов на входе в
активную зону было проведено подробное исследование этого воп-
роса на фрагментной аэродинамической модели нижней части реак-
тора ВВЭР-1000. Схема стенда показана на рис. 1.10. В ходе исследо-
вания варьировался зазор между днищами шахты и корпуса. Расход
измерялся в каждой ячейке активной зоны. Полученные результаты
рассмотрены в главе 4 совместно с результатами ПНР на АЭС с
ВВЭР-1000.
23
Гидравлические характеристики активной зоны
21
ИССЛЕДОВАНИЯ НА ОДНОКАССЕТНЫХ СТЕНДАХ
Для первых конструкций ВВЭР исследования по гидравлике актив-
ной зоны проводились в минимальном объеме. Опытные образцы
ТВС подвергались гидромеханическим ресурсным испытаниям на
несколько тысяч часов при натурных параметрах теплоносителя, а
также определялся их КГС в целом. Изучалось перемешивание пото-
ка в пределах ТВС на прямоугольной сборке стержней со ступенча-
тым изменением тепловой нагрузки в поперечном сечении. Было ус-
тановлено, что ожидаемое поперечное турбулентное перемешивание
в пределах ТВС очень слабое.
ТВС реакторов ВВЭР-210 и ВВЭР-70 имели диаметр твэлов
10,2 мм и дистанционировались решетками планочного типа. Они
были слишком жесткими для фиксации твэлов и имели довольно
большой КГС. Это снижало запас до всплытия ТВС и увеличивало
затраты энергии на прокачку теплоносителя. Поэтому, начиная с ре-
актора ВВЭР-365, стали применяться ДР сотового типа, вносящие в
поток минимальные возмущения и обладающие большей техноло-
гичностью. Эти решетки появились как результат поисковой работы,
в процессе которой были опробованы различные варианты дистан-
ционирования. Общий вид опытного участка показан на рис. 2.1. Он
представлял собой пучок из 127 хромированных стержней с тремя ДР
одного типа. Было установлено, что у сотовой ДР КГС в 1,6—2 раза
меньше, чем у планочных ДР различных типов.
В дальнейшем для реакторов ВВЭР-440 исследования гидравлики
ТВС проводились по расширенной программе. Измерялся не только
КГС ТВС в целом, но ее составных частей: головки, хвостовика, пуч-
ка твэлов, ДР. Испытания в основном проводились на однокассетных
колонках при температуре воды до 70-80 °C и расходе до 150 м3/ч,
24
Гидравлические характеристики активной зоны
Рис. 2.1. Общий вид пучка для определения КГС дистанционирующих ре-
шеток (а) и внешний вид планочной (б) и сотовой (в) решеток
причем весь расход направлялся в пучок твэлов, если ТВС имели
сплошной чехол. При наличии перфорации на чехле или отсутствии
чехла (как в ВВЭР-1000) в колонке воспроизводилось сечение меж-
кассетного зазора, приходящегося на одну ТВС. При этом макси-
мальное значение числа Рейнольдса было не более 200000 по сравне-
нию с 450000 при рабочих параметрах теплоносителя. Поэтому зави-
симость КГС от числа Рейнольдса экстраполировалась на рабочие
параметры с помощью корреляции для коэффициента гидравличе-
ского трения Л, разработанной в ФЭИ для гладких пучков стержней
[1]. Кроме того, проводились измерения КГС ТВС при натурных па-
раметрах теплоносителя на стенде горячей обкатки.
Точность экстраполяции была приемлемой, особенно, если
учесть, что на входе ТВС в реакторах ВВЭР-365 и ВВЭР-440 устанав-
ливались дроссельные шайбы, на долю которых приходится более
половины перепада давления на активной зоне.
Для дроссельных шайб была получена зависимость КГС от диа-
метра и формы отверстия. В опыте воспроизводилась конфигурация
тракта как до, так и после шайбы, так как она влияет на КГС. Его зна-
чение определялось по разности сопротивлений опытного участка с
шайбой и без нее.
25
Глава вторая
Для оценки разброса КГС по технологическим причинам на од-
ном и том же стенде были проведены гидравлические испытания
партии штатных кассет: 28 рабочих и 16 АРК. Статистическая обра-
ботка результатов показала, что разброс КГС кассет обоих типов ле-
жит в пределах ±5% при доверительной вероятности 95%.
В реакторе ВВЭР-440/213 применены ТВС, у которых чехол в
верхней и нижней части перфорирован. Сделано это было для раз-
грузки чехла от перепада давления, возникающего в аварии с разры-
вом ГЦТ, и привело к тому, что перепад давления в межкассетном за-
зоре приблизился к перепаду на пучке твэлов, а стык хвостовика ТВС
с посадочным местом разгрузился от перепада давления. Ранее этот
стык находился под практически полным перепадом давления на ак-
тивной зоне, и протечка через него составляла несколько процентов.
Гидравлические испытания опытных ТВС для реактора ВВЭР-
1000 сначала проводились на однокассетных стендах. Общий вид ко-
лонки такого стенда показан на рис. 2.2. На стенде низкого давления
Рис. 2.2. Однокассетная колонка:
1 - шестигранный канал; 2 - опорная труба; 3 -
крестовина; 4 - макет кассеты
26
Гидравлические характеристики активной зоны
измерялся как КГС ТВС в целом, так и ее составных частей: хвосто-
вика, пучка твэлов, головки. С помощью перемещаемого зонда изме-
рялось распределение давления по высоте, что позволяло точно из-
мерить КГС ДР. Определялись условия всплытия ТВС в потоке воды
в условиях расчетного поджатия ее головки пружинами. Момент
всплытия при увеличении расхода воды контролировался с помощью
датчика перемещения. Были проведены сравнительные испытания
партии из девяти опытных бесчехловых ТВС аналогично ТВС ВВЭР-
440. Получен тот же результат: технологический разброс КГС равен
±5% при доверительной вероятности 95%. Полученная усредненная
зависимость КГС от числа Рейнольдса
С= 139Re-°>187, (2.1)
где £ и Re отнесены к скорости потока в активной зоне, стала базовой
при сравнении с нею КГС новых модификаций ТВС, а также имита-
торов ТВС, устанавливаемых в реактор при ПНР. Эта зависимость
подтверждена вплоть до натурной величины Re = 450000 измерения-
ми на АЭС (см. главу 4).
2.2
ИССЛЕДОВАНИЯ НА СЕМИКАССЕТНОМ СТЕНДЕ
Случаи повреждения ТВС в реакторах ВВЭР-440/230 подтвердили,
что на однокассетных стендах невозможно полностью воспроизвести
условия работы ТВС в активной зоне. На них можно решать целый ряд
важных задач, но есть задачи, решение которых остается за пределами
возможностей таких стендов. В колонках этих стендов поток сущест-
венно одномерный, в то время как в активной зоне, особенно с бесчех-
ловыми ТВС, имеют место радиальные перетечки теплоносителя.
Для обоснования проекта активных зон реакторов ВВЭР-1000 бы-
ли сооружены два семикассетных стенда: один - высокого давления,
другой — низкого. Основное назначение первого из них — ресурсные
гидромеханические испытания опытных ТВС совместно с привода-
ми СУЗ при рабочих параметрах теплоносителя - 15,7 МПа и 300 °C.
Второй стенд был предназначен для исследовательских целей: изуче-
гия гидравлики активной зоны при моделировании ее группой ТВС,
вибрационных характеристик ТВС и ее отдельных элементов. Ко-
лонки обоих стендов были идентичны и в масштабе 1:1 воспроизво-
27
Глава вторая
дили высотные размеры реактора. Общий вид колонки стенда низко-
го давления с семью ТВС показан на рис. 2.3. Вода от четырех насо-
сов типа 14НДв с расходом до 4200 м3/ч при температуре до 70 °C по-
ступала в колонку через два патрубка, проходила через укороченный
опускной канал, опорные трубы и далее поступала в ТВС.
Для стенда были заказаны специальные макеты ТВС, содержащие
двуокись обедненного урана, чтобы не иметь проблем с критично-
стью сборки из семи ТВС. Несмотря на паспортные данные, подтвер-
ждающие низкое обогащение, перед началом работ проводилась кон-
трольная заливка колонки водой с измерением степени подкритич-
ности сборки. Результаты измерений всегда показывали, что сборка
глубоко подкритична и не может создать ядерной опасности. Тем не
менее, процедуры обращения с опытными ТВС были строго регла-
ментированы.
Рис. 2.3. Семикассетная колонка:
1 - опорные трубы; 2- кассеты; 3 - защитные трубы; 4 -
выгородка; 5 - опорный цилиндр; 6 - корпус; 7 -
отверстия для вывода приводов поршней из опорных
труб
28
Гидравлические характеристики активной зоны
Общий вид стенда показан на рис. 2.4.
Колонка представляла собой полномасштабный по высоте эле-
мент реактора, включающий сборку из семи натурных ТВС, а также
семь опорных и защитных труб верхнего блока, аналогичных соот-
ветствующим трубам реактора. ТВС были окружены вертикальной
выгородкой, которая устанавливалась на опорном цилиндре, закреп-
ленном на кольцевом бурте корпуса колонки. Проходное сечение се-
ми кассет на стенде было идентично проходному сечению семи кас-
сет в реакторе ВВЭР-1000.
На стенде низкого давления изучались следующие вопросы, отно-
сящиеся к гидравлике активной зоны:
• перепады давления на колонке в целом и на отдельных элементах
проточной части;
• распределение расходов на входе в ТВС с помощью трубок Пито,
установленных на входе в ТВС;
• распределение давления вдоль ТВС с помощью перемещаемых
зондов;
• распределение скоростей в нескольких поперечных сечениях ко-
лонки с ТВС с помощью перемещаемых зондов;
Рис. 2.4. Общий вид семикассет-
ного стенда низкого давления
29
Глава вторая
• перемешивание потоков между ТВС при создании температурных
перекосов в поперечном сечении;
• выравнивание расходов по ТВС при их неравномерности на вхо-
де, создаваемой искусственным путем.
Гидравлические характеристики ТВС. Предварительно было уста-
новлено, что расход между ТВС распределяется практически равно-
мерно с разницей не более 3%. Далее был определен общий КГС
ТВС, который находился в хорошем согласии с данными, получен-
ными при испытаниях девяти опытных ТВС. Для снятия распределе-
ния статического давления в одну из ТВС был вставлен зонд, переме-
щаемый по вертикали. Пример полученного распределения давления
по высоте представлен на рис. 2.5.
Как видно из распределения, как до, так и после ДР поток претер-
певает возмущения. Градиент давления на прямолинейных участках
кривых характеризует коэффициент гидравлического трения. Скачок
давления между двумя смежными прямолинейными участками — это
сопротивление решетки в чистом виде. Вблизи входа в пучок твэлов
градиент давления немного отличается, что вызвано стабилизацией
потока после его поступления из хвостовика в пучок.
Был определен коэффициент гидравлического трения Л для пучка
твэлов. Его величина оказалась равной 1,165Л0, где Хо — коэффици-
ент для гидравлически гладких труб. Множитель 1,165 хорошо согла-
суется с рекомендациями [1] для расчета Л. в пучках стержней с тре-
угольной упаковкой.
Турбулентное перемешивание между ТВС. Активная зона серийных
ВВЭР-1000 набирается из бесчехловых ТВС, которые могут иметь
разную степень тепловыделения в зависимости от обогащения и вы-
горания топлива, а также от положения регулирующих стержней. В
результате подогрев теплоносителя по сечению активной зоны не-
равномерен. Целью исследования было проверить, насколько турбу-
лентное перемешивание между ТВС способствует выравниванию
температур по сечению активной зоны.
Исследование перемешивания проводилось на семикассетной
колонке. В центральную ТВС автономно подавалась вода с расхо-
дом 100; 200; 300; 350 и 400 м3/ч и температурой на 10-20 °C выше,
чем в остальные шесть кассет. В шесть периферийных кассет вода
поступала из колонки, куда она подавалась по двум циркуляцион-
ным петлям, опускалась по кольцевому зазору между ее корпусом и
выгородкой и через перфорированное днище опорного цилиндра с
опорными трубами поступала в ТВС. Суммарный расход через пе-
30
Гидравлические характеристики активной зоны
б о
О 250 500
Длина участка, мм
Рис. 2.5. Распределение статического давления вдоль ТВС на различных
ее участках при расходе через каждую ТВС 500 м3/ч:
а - начальный участок ТВС; б — выходной участок; в - середина; I-XIV - номера ре-
шеток
31
Глава вторая
риферийные кассеты равнялся шестикратному расходу через цент-
ральную ТВС.
Снятие полей температур в семикассетной сборке проводилось в
пяти сечениях по высоте. В каждом сечении было установлено по 19
термопар, которые располагались в центральной и двух периферий-
ных ТВС. Размещение термопар в сечении приведено на рис. 2.6, где
показаны три ТВС, а остальные четыре периферийные ТВС условно
не показаны. Термопары располагались вдоль выделенных жирных
линий. Сечения, в которых были установлены термопары, располага-
лись на следующих расстояниях от верхнего торца нижней концевой
решетки ТВС: 50; 600; 930; 2130 и 3400 мм.
После выхода на стационарный режим по температурам воды по
всему проточному тракту проводилась одновременная запись показа-
ний всех термопар, причем время записи было не менее 5 мин. Ре-
зультаты измерений обрабатывались в виде распределения относи-
тельных температур по соответствующим осям, на которых располо-
Рис. 2.6. Размещение термопар в сечении семикассетной сборки (вдоль
жирных линий). ТВС с горячей водой - внизу слева
32
Гидравлические характеристики активной зоны
жены термопары. Относительная температура вычислялась по фор-
муле
Т\- Гх
0=-!---—.
Т - Т
Г X
(2.2)
На рис. 2.7 приведено распределение относительных температур в
пяти сечениях по высоте сборки для всех значений расходов воды че-
рез кассету. Как видно из графика, точки образуют единую совокуп-
ность, т.е. относительное поле температур не зависит от расхода воды
в исследованном диапазоне.
Рис. 2.7. Изменение относительной температуры по высоте и ширине ТВС
с горячим потоком при расходе 100-400 м3/ч (Пунктиром показана грани-
ца ТВС)
33
Глава вторая
В нижнем сечении (И =50 мм) видно, что температура воды изме-
нилась только в периферийных кассетах. Это объясняется тем, что на
входном участке происходило выравнивание расходов по ТВС, по-
скольку расходы на центральную и периферийные ТВС задавались и
регулировались отдельно, и равенство расходов не могло быть обес-
печено абсолютно точно.
При дальнейшем движении потока вследствие турбулентного пере-
мешивания происходило проникновение холодной воды из периферий-
ных ТВС в центральную и наоборот. Тлубина их взаимного проникнове-
ния невелика и ограничивается тремя граничными рядами твэлов. Далее
имеет место стабилизированное температурное поле практически по
всей высоте сборки. Перемешивание на участке стабилизации незначи-
тельно. Это видно из сравнения полей относительных температур в сече-
ниях Н= 50 мм и Н= 2130 мм, которые практически совпадают.
В нижних четырех сечениях характер поля температур один и тот же.
В верхнем сечении (Н= 3400 мм) поле температур несколько деформи-
ровано и смещено в сторону одной из периферийных кассет. Это объяс-
няется влиянием выходных патрубков на формирование потока тепло-
носителя в верхней камере колонки.
Полученные результаты показывают, что турбулентное перемешива-
ние мало влияет на выравнивание полей температур в активной зоне.
Перемешивание может существенно облегчить условия работы только
одиночных «горячих» твэлов или их небольшой группы. Этот вывод был
получен еще в 50-х годах прошлого века в опытах с прямоугольной сбор-
кой стержней, у которой тепловой поток в поперечном сечении изме-
нялся ступенчато. Существенно улучшают перемешивание завихряю-
щие устройства, являющиеся составной частью ДР, применяемых за ру-
бежом. Актуально применение таких решеток и на отечественных ТВС.
Выравнивание расходов по ТВС в пределах активной зоны. Иссле-
дование распределения расходов на входе в имитаторы кассет, про-
веденное на круговой модели реактора 5-го блока НВАЭС, показа-
ло, что при работе четырех петель неравномерность распределения
расходов на входе составляет ±11%, при работе трех петель она уве-
личивается до ±13%, а при работе на двух петлях — до ±20%. Измере-
ния, проведенные на АЭС во время горячей обкатки оборудования,
подтвердили наличие такой же неравномерности распределения расхо-
дов на входе в активную зону. Поэтому необходимо было исследовать
как происходит выравнивание расходов через ТВС по ее высоте.
Для проверки выравнивания расходов по высоте активной зоны
на семикассетной колонке были проведены опыты с блокировкой
34
Гидравлические характеристики активной зоны
перфорации центральной опорной трубы. Блокировка создавалась с
помощью поршня, расположенного в опорной трубе. Опыты прово-
дились для двух вариантов: при расходе через блокированную кассе-
ту, уменьшенном на 30%, что перекрывает возможный диапазон из-
меренной неравномерности на АЭС, и при нулевом расходе на входе,
что соответствует предельно возможной блокировке.
Длина участка выравнивания расходов теплоносителя по ТВС
оценивалась на основе результатов измерений:
• распределения статического давления по высоте блокированной
центральной ТВС и двух не блокированных периферийных ТВС;
• полей скоростей в четырех сечениях по высоте сборки на расстояни-
ях 49, 597,928 и 2127 мм от нижней концевой решетки.
Испытания проводились как для чехловых, так и для бесчехловых
ТВС реактора ВВЭР-1000.
На рис. 2.8 показано сечение семикассетной сборки чехловых
ТВС реактора 5-го блока НВАЭС с расположением горизонтальных
перемещаемых зондов для измерения полей скоростей. Выравнива-
ние расходов через чехловые ТВС было возможно потому, что на ка-
ждой грани шестигранного чехла было расположено по два ряда от-
верстий диаметром 15 мм до и после каждой ДР, что соответствовало
3% перфорации чехла.
На рис. 2.9 приведено изменение расхода через центральную чех-
ловую ТВС по высоте для трех вариантов: без блокировки на входе и
для 30 и 100% блокировки. Начало координат соответствует торцу
хвостовика ТВС. При блокировке 30% полное выравнивание проис-
Рис. 2.8. Расположение пере-
движных зондов в сечении семи-
кассетной сборки
35
Глава вторая
Рис. 2.9. Изменение относительного расхода через центральную чехло
вую ТВС для различной блокировки на входе:
1 - без блокировки; 2 - блокировка 30 %; 3 -блокировка 100%
Высота, мм
Рис. 2.10. Изменение статического давления по высоте центральной чех
ловой ТВС в семикассетной колонке:
1 - без блокировки; 2 - блокировка 30%; 3 - блокировка 100%
36
Гидравлические характеристики активной зоны
Высота, мм
Рис. 2.11. Изменение статического давления по высоте центральной
бесчехловой ТВС в семикассетной колонке:
1 - без блокировки; 2- 30% блокировки; 3- 100% блокировки
ходит на начальном участке пучка твэлов длиной 1300 мм, а при
100% — на участке 2300 мм. Аналогичные выводы можно сделать и из
рассмотрения изменения статического давления по высоте централь-
ной чехловой ТВС, которое приведено на рис. 2.10.
Исследования были проведены и для сборки бесчехловых ТВС.
На рис. 2.11 приведено изменение статического давления по высоте
центральной бесчехловой ТВС. Начало координат также соответст-
вует торцу хвостовика ТВС. Полное выравнивание расходов по ТВС
происходит значительно быстрее, чем для сборки чехловых ТВС, так
как нет дополнительного гидравлического сопротивления в виде пер-
форированного чехла. Так, при уменьшении расхода через частично
блокированную кассету на 30% от среднего расхода, полное выравнива-
ние заканчивается на начальном участке пучка твэлов длиной 500 мм, а
при 100%-ной блокировке — на начальном участке длиной 900 мм.
Таким образом, при имеющейся неравномерности расходов на
входе в активную зону реактора типа ВВЭР-1000 следует ожидать, что
полное выравнивание расходов по высоте активной зоны произойдет
на начальном участке пучков твэлов длиной менее 500 мм для любо-
го количества и сочетания работающих петель.
37
2 Основные результаты измерений на АЭС
Я:
3.1
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК
Измерения при ПНР (особенно на головных энергоблоках с расши-
ренной программой измерений) являлись заключительным этапом в
обосновании гидравлических характеристик реактора и первого кон-
тура. Измерялись следующие параметры:
• перепады давлений по участкам реактора и первого контура;
• напор ГЦН, по которому, с использованием паспортной характе-
ристики, определялся расход теплоносителя по каждой петле и
суммарно - через реактор;
• перепады давления на отдельных ТВС, позволяющие судить о
распределении расходов на входе в активную зону.
По результатам измерений определялся расход теплоносителя через
реактор, через активную зону, байпас теплоносителя помимо активной
зоны. Сводился баланс расходов с использованием экспериментальных
значений КГС ТВС и компонентов ВКУ.
На РУ ВВЭР-440 с помощью штатной системы КИП определялись
только две основные характеристики — перепады давления на каждом
ГЦН и перепад давления на реакторе. Для более полного понимания
гидравлики внутри реактора на этапе обкатки оборудования монтирова-
лась временная СПНИ. Начиная с головного 3-го блока НВАЭС, гид-
равлические измерения проводились практически на всех пускаемых
блоках. Количество измеряемых параметров с помощью СПНИ изме-
нялось от блока к блоку. В табл. 3.1 приведены количество и места изме-
ряемых перепадов давления с помощью штатных КИП и СПНИ.
Установка отборов давления на ВКУ была возможна потому, что
при обкатке оборудования вместо активной зоны набиралась имита-
ционная зона: для обеспечения подкритичности реактора в зону вме-
сто более сотни рабочих ТВС устанавливались их имитаторы. Внешние
38
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-440
Таблица 3.1. Количество измеряемых перепадов давления
на участках проточного тракта
Участок, на котором измеряется перепад давления Блоки с ВВЭР-440
3-й блок НВАЭС 4-й блок НВАЭС 1-й блок КАЭС 1 -й блок ААЭС
ГЦН 6 6 6 6
Реактор 1 1 1 1
Парогенератор 1 — — —
Имитационная зона 1 1 2 4
Между нижней ка- мерой шахты и межкассетным пространством 1 1 1
Дроссельная шайба рабочей кассеты — 2 2 2
Имитатор рабочей кассеты — 3 3 2
Эллиптическая ре- шетка днища шахты — — — 1
Входные окна демп- ферных труб — — — 2
Выходные окна за- щитной трубы АРК — — — 1
Перфорация верхней обечайки шахты — — 1
формы имитатора были такие же, как и у рабочей ТВС, но вместо пуч-
ка твэлов была установлена дроссельная шайба. КГС имитатора был
таким же, как и рабочей ТВС при номинальном числе Рейнольдса.
В стендовых условиях были получены КГС рабочей ТВС и кассе-
ты АРК, имитатора рабочей ТВС и дроссельной шайбы рабочей ТВС,
входных окон демпферных труб. Знание этих КГС позволяло по из-
меренным перепадам давления на элементах ВКУ рассчитать расхо-
ды теплоносителя по всем элементам имитационной зоны, а также
произвести пересчет на натурную активную зону.
В табл. 3.2 приведены значения расходов теплоносителя через ра-
бочую ТВС и кассету АРК, полученные по результатам гидравличе-
ских измерений.
39
Глава третья
Таблица 3.2. Расходы теплоносителя, м3/ч
Компонент РУ Номер блока
3НВАЭС 4 НВАЭС 1 КАЭС 1 ААЭС
Петля 7850 7330 7310 7700
Рабочая ТВС 132 115 120 131
Кассета АРК 107 130 130 111
В результате измерений на 3-м блоке НВАЭС был обнаружен за-
вышенный против расчетного расход через реактор. Это было следст-
вием того, что КГС зоны оказался ниже значения, заложенного в рас-
чете, из-за установки дроссельной шайбы рабочей ТВС диаметром
55 мм. Однако расходы теплоносителя через элементы активной зо-
ны оказались приемлемыми, и было решено переустановку дроссель-
ных шайб не производить.
По результатам измерений на 3-м блоке НВАЭС на реакторе 4-го
блока НВАЭС были установлены дроссельные шайбы диаметром
45 мм. Результаты измерений на 4-м блоке НВАЭС показали, что рас-
ход через реактор соответствует расчетному значению, но произошло
перераспределение расходов через рабочие ТВС и кассеты АРК. Что-
бы снизить расходы через кассеты АРК, на реакторе 1-го блока
КАЭС были установлены дроссельные шайбы диаметром 48,5 мм. Од-
нако это практически не повлияло на расходы через кассеты АРК, так
как был изменен вход в демпферные трубы, что уменьшило КГС входа.
В ходе эксплуатации РУ ВВЭР-440/230 обнаружилось повреждение
кассет АРК. Поэтому во время ПНР на 1-м блоке ААЭС измерению
расходов через эти кассеты было уделено особое внимание, что выра-
зилось в увеличении отборов давления на ВКУ реактора (это видно из
данных табл. 3.1). Конструктивно для уменьшения расходов через кас-
сеты АРК были установлены дроссельные шайбы рабочих ТВС диа-
метром 50 мм, а также уменьшено количество отверстий в демпферных
трубах с 12 до 8. Результаты гидравлических измерений на реакторе
1-го блока ААЭС показали, что принятые конструктивные изменения
дали положительные результаты: расходы теплоносителя по всем эле-
ментам проточного тракта соответствовали проектным величинам.
Следует отметить, что на РУ В-179 и В-230 был отмечен дисбаланс
расходов, определенных по паспортной характеристике ГЦН и по из-
вестным КГС элементов реактора. Величина дисбаланса достигала
нескольких процентов и не могла быть объяснена погрешностью измере-
40
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-440
ний. Причиной дисбаланса оказалась протечка теплоносителя через по-
садочные гнезда хвостовиков ТВС в межкассетное пространство. Поса-
дочные гнезда совместно с хвостовиками ТВС образуют соединение ти-
па «шар-конус». Оно уплотняется путем усилия, приложенного к ТВС
верхним блоком защитных труб через пружины в головках ТВС. Ранее
полагалось, что этой протечкой можно пренебречь. Однако в реакторах
данной модификации посадочное место находится практически под
полным перепадом давления на активной зоне, поскольку в межкассет-
ное пространство теплоноситель поступает только через лабиринтные
уплотнения в проходках кассет АРК в корзине активной зоны. Давление
в межкассетном пространстве близко к давлению на выходе из активной
зоны, а усилие прижатия не может обеспечить герметичности соедине-
ния «шар-конус». Когда это соединение применяется в трубопроводах
относительно малого диаметра, для создания герметичности требуется
удельное давление, соизмеримое с пределом текучести материала.
В реакторах серии В-213 используются ТВС с перфорацией чехла в
верхней и нижней части, в результате чего обеспечивается более интен-
сивное заполнение потоком межкассетных зазоров, и перепад давления
на них приближается к перепаду на активной зоне. Соответственно про-
течки через соединение «шар-конус» резко уменьшаются. Благодаря это-
му повышается надежность определения расхода через активную зону.
3.2
ОСОБЕННОСТИ ПОТОКА В КАНАЛАХ АРК
Поскольку кассеты АРК свободно подвешены на штангах приводов СУЗ,
они могут испытывать соударения с ВКУ, отчего возникает вибрация
циркониевого чехла кассеты и ее так называемый фретгинг-износ, обна-
руженный в реакторах серии В-230. В реакторах В-179 и В-213 это явле-
ние не было отмечено ввиду более благоприятной картины течения в
нижней камере реактора. Положение было настолько серьезным, что по-
требовалось провести цикл исследований как на стендах, так и на АЭС.
Проверка расходов в кассетах АРК на АЭС. Были проведены непо-
средственные измерения этих расходов на всех блоках с реакторами
серии В-230 (методом тензометрического взвешивания кассеты в по-
токе при расцеплении ее со штангой привода). Оказалось, что эти рас-
ходы имеют большой разброс, который не соответствовал результатам
испытаний на аэродинамической модели. Более того, не было найдено
41
Глава третья
Таблица 3.3. Сравнение расходов через кассеты АРК
АЭС Расход через кассету АРК, м3/ч
измеренный расчетный
Кольская, 1-й блок 131±10 131±7,3
Кольская, 2-й блок 138±10 139±10,1
«Козлодуй», 1-й блок (до глушения четырех отверстий) 141±10 139±10,1
«Козлодуй», 1-й блок (после глу- шения четырех отверстий) 120±8 114±9,3
«Козлодуй», 2-й блок (после глу- шения четырех отверстий) 111±8 114±9,3
«Норд», 1-й блок (после глушения четырех отверстий) 112±9 114±9,3
«Норд», 2-й блок (после глушения четырех отверстий) 114±5 114±9,3
Примечание. Четыре отверстия глушились для уменьшения расхода, что потребовало
уникальной технологической операции.
никакой корреляции между положением поврежденных кассет на
картограмме активной зоны и их расходами. Разброс расходов мог
быть связан только с различиями в условиях входа потока в каналы
АРК.
Условия входа потока в кассеты АРК изучались на натурной моде-
ли демпферной трубы, которая была вставлена в защитную трубу
днища шахты. Обе трубы имели 12 отверстий, расположенных соос-
но в три ряда по высоте. У защитной трубы диаметр отверстий был
30 мм (на 1-м блоке КАЭС — 40 мм), а у демпферной — 20 мм. КГС
этих отверстий определяет расход теплоносителя через кассету АРК.
Отверстия в этих трубах сверлились отдельно, причем геометрия кро-
мок отверстий на обеих трубах и их соосность не были защищены
надлежащими допусками. Известно, что эти факторы сильно влияют
на КГС. Исследование на аэродинамическом стенде показало, что
возможный разброс КГС отверстий в демпферных трубах довольно
велик: 1,39±0,31 с диаметром отверстий в защитной трубе 30 мм и
1,75±0,21 — с диаметром отверстий 40 мм (КГС отнесен к скорости в
отверстиях демпферной трубы). С учетом полученных результатов и
допусков на прочие элементы канала АРК был рассчитан расход че-
42
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-440
рез кассету АРК и его возможное отклонение от среднего. Результаты
расчета и сравнение с измерениями на ряде АЭС приведены в табл. 3.3.
Из этой таблицы видно, что причина разброса расходов в кассетех
АРК была точно установлена. В последующем в рабочих чертежах до-
пуски на исполнение отверстий были ужесточены.
Проверка характера течения в канале АРК. Характер течения на
входе в кассету АРК исследовался на гидравлической прозрачной мо-
дели масштаба 1:1. Для визуализации течения в поток добавлялся
воздух, а картина фотографировалась с достаточно длинной экспози-
цией. Общий вид модели показан на рис. 3.1. На модели воспроизво-
дились различные варианты несоосности отверстий в защитной и
демпферной трубе. Несоосность создает подобие тангенциального
входа потока в трубу, что и показали наблюдения. Закрутка потока в
трубе при несоосности могла быть такой, что осевая и окружная ско-
Рис. 3.1. Прозрачная модель входа в
канал АРК:
1 - демпферная труба; 2 - защитная труба;
3 - корпус; 4 - стяжка; 5 - впрыск воздуха
43
Глава третья
Рис. 3.2. Картина течения на входном участке канала АРК, полученная на
прозрачной модели:
слева - при соосности отверстий демпферной и защитной трубы, справа - при их экс-
центриситете
рости становились практически равными. При соосности отверстий
закрутка потока не наблюдалась, что видно из рис. 3.2.
Таким образом, было установлено, что гидродинамическая обста-
новка на входе в кассеты АРК в реакторах серии В-230 отличается
большим разнообразием. Чтобы уменьшить ее нежелательное влия-
ние, на действующих реакторах расход через кассету АРК был умень-
шен без понижения теплотехнической надежности активной зоны.
Для новых реакторов серии В-213 были, к тому же, ужесточены допу-
ски на исполнение входных отверстий канала АРК.
Исследование поведения кассеты АРК в штатном канале. Для вос-
произведения условий, вызывающих вибрацию и перемещения кас-
сеты АРК, был создан гидродинамический стенд с полным воспроиз-
ведением канала с кассетой АРК. Общий вид колонки с подвешен-
ной кассетой показан на рис. 3.3. Исследовался динамический от-
клик кассеты на величину расхода через канал, на различное взаим-
ное положение отверстий в защитной и демпферных трубах. Для это-
го измерялись перемещения и ускорения кассеты в поперечном на-
правлении, акустические шумы, пульсации давления в потоке. Ко-
лонка имела смотровые окна для наблюдения картины течения. Для
ее визуализации в поток впрыскивался воздух. Максимальный рас-
ход холодной воды через кассету равнялся 130 м3/ч, что эквивалент-
но расходу горячего теплоносителя 162 м3/ч по динамическому воз-
44
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-440
Рис. 3.3. Общий вид колонки со штатным
каналом АРК
действию потока на кассету (с учетом различий в плотности воды,
КГС при различных числах Рейнольдса и архимедовой силы). Полу-
чены следующие основные результаты:
1) при расходах холодной воды менее 105—110 м3/ч (в реакторе —
133-140 м3/ч) динамические перемещения кассеты не превосходят
0,2 мм по амплитуде, а сверх этого предела амплитуда резко возраста-
ет до 0,8 мм;
2) кассета не висит в канале строго соосно;
3) при смещенном положении входных отверстий канала АРК и
расходе 130 м3/ч происходит разворот кассеты закрученным потоком
на угол до 11 минут. При этом динамические перемещения кассеты
практически отсутствуют.
45
Глава третья
Все эти данные свидетельствуют, что в реакторе кассеты АРК на-
ходятся в неоднозначных условиях. Отчетливо проявляются два ос-
новных фактора, определяющих поведение кассеты: расход через нее
и закрутка потока. И то, и другое случайным образом зависит от гео-
метрии входных отверстий канала, как это показано выше. По-види-
мому, именно по этой причине не была установлена корреляция между
повреждаемостью кассет и их положением на картограмме активной
зоны. В реакторах серии В-230 средний расход через кассеты АРК был
порядка 140 м3/ч, что близко к границе резкого увеличения поперечных
перемещений кассеты. Поэтому уменьшение расхода до 110—120 м3/ч
путем глушения одного ряда входных отверстий было оправданной ме-
рой. Дополнительно была увеличена толщина чехла кассеты. После
этих изменений случаев повреждения кассет АРК не отмечено.
3.3
ИССЛЕДОВАНИЕ ПУЛЬСАЦИЙ ДАВЛЕНИЯ В РЕАКТОРЕ
Во время строительства 3-го блока НВАЭС на 1-м блоке НВАЭС про-
изошла авария: в опускном канале оторвался экран и перекрыл дос-
туп теплоносителя в активную зону. Основной причиной аварии бы-
ло признано усталостное снижение прочности металла из-за вибра-
ции. Вибрация возбуждалась воздействием нестационарного поля
давлений на большие поверхности ВКУ. Источниками пульсаций да-
вления могут быть как различные места проточного тракта, так и
контур охлаждения с ГЦН. Поэтому на всех модификациях реакто-
ров типа ВВЭР-440, начиная с 3-го блока НВАЭС, при проведении
ПНР измерялись пульсации давления в наиболее характерных точках
проточной части реактора.
При измерении пульсаций давления ставились задачи определе-
ния амплитуды и частоты пульсаций и их изменения по ходу тепло-
носителя, влияния ГЦН на частотный спектр, взаимозависимости
пульсаций в различных точках проточной части. Знание частотного
спектра пульсаций важно для сопоставления последнего с частотами
собственных колебаний ВКУ Проточные части реакторов 3-го и 4-го
блоков НВАЭС и 1-го блока КАЭС практически подобны и схема-
тично показаны на рис. 3.4. Вместе с тем, можно отметить некоторые
различия в конструкции каждого реактора. Так, в реакторе 1-го бло-
ка КАЭС камера над днищем реактора не загромождена опорными
46
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-440
Рис. 3.4. Расположение датчиков давления в проточной части реакторов:
а - реактор 4-го блока НВАЭС; б - реактор 1-го блока КАЭС
деталями подобно реакторам НВАЭС. На рис. 3.4 показаны места ус-
тановки датчиков давления. Так как на реакторе 1-го блока КАЭС та-
ких датчиков было установлено больше, чем на реакторах НВАЭС, то
для последних приняты те же номера датчиков, что и у реактора 1-го
блока КАЭС.
В качестве иллюстрации на рис. 3.5 показан характер пульсаций
давления в различных точках проточного тракта реактора 1-го блока
КАЭС [2]. Далее приводится сравнительный анализ пульсаций давле-
ния в реакторах 3-го и 4-го блоков НВАЭС и 1 -го блока КАЭС при ра-
боте шести петель.
Датчик 7, установленный против входного патрубка, всегда фикси-
ровал высокий уровень пульсаций. Наиболее характерные пульсации
имели частоты в диапазоне от 5 до 10 Гц. Амплитуда пульсаций на 3-м и
47
Глава третья
4-м блоках НВАЭС достигала 20 кПа, а на 1-м блоке КАЭС - 7 кПа при
скорости теплоносителя во входном патрубке 10 м/с. Снижение пуль-
саций давления на входе в реактор 1-го блока КАЭС вызвано тем, что
по результатам измерений на реакторах НВАЭС были ужесточены тре-
бования к динамическим характеристикам проектируемых ГЦН.
В опускном канале (датчик 2) уровень пульсаций падает, а частота
увеличивается до 10-20 Гц. Это свидетельствует о том, что при движе-
нии потока вниз происходит распад крупных вихрей на мелкие. По
тракту опускного канала прослеживается четкая зависимость ампли-
туды пульсаций от степени возмущения потока на входе. В районе
днища шахты отмечено резкое возрастание пульсаций для всех реак-
торов (датчики 4, 5, 6, 7). Данное место является, с точки зрения гид-
родинамики, наиболее неблагоприятным. Результаты измерений и
непосредственных наблюдений на моделях показывают, что в ниж-
ней камере поток завихряется как в вертикальной, так и в горизон-
тальной плоскостях. Масштабы вихрей довольно велики, о чем сви-
детельствует низкая частота пульсаций наряду с их высокой интен-
сивностью и синхронностью. Воздействуя на большие поверхности,
такие пульсации могут вызывать появление значительных динамиче-
ских напряжений. Так как нижние камеры реакторов НВАЭС и
КАЭС различны, то были отмечены особенности для каждого из них.
Так, на реакторе 4-го блока НВАЭС были зарегистрированы колеба-
ния опорных деталей типа биений с частотой 250 Гц, промодулиро-
ванные низкой частотой 6—10 Гц. Наибольшая амплитуда биений до-
стигала 105 кПа. Для устранения биений впоследствии на этом реак-
торе была произведена установка дополнительных ребер жесткости
на перфорированных пластинах узла крепления шахты. В реакторах
типа В-213 и 1-го блока ААЭС для улучшения гидродинамики в ниж-
ней камере применена перфорированная эллиптическая решетка. В
реакторе 1-го блока КАЭС в нижнем объеме максимальную амплиту-
ду пульсаций 40 кПа зарегистрировал датчик 4. Характерные частоты —
1; 5; 10 Гц. Пульсации давления, регистрируемые датчиками 4, 5, 6, 7,
находятся в одной фазе при частоте 1 Гц (см. рис. 3.5).
В камере защитных труб днища шахты поток стабилизируется.
Датчик 8 фиксирует максимальные амплитуды пульсаций до 5 кПа.
В камере верхнего блока защитных труб вначале происходит уве-
личение турбулизации потока вследствие резкого расширения при
выходе из активной зоны. Амплитуда пульсаций (датчик 9) для раз-
личных реакторов достигала здесь 15—30 кПа при частоте 5-10 Гц. К
выходу потока из реактора уровень пульсаций уменьшается, датчик
48
Основные результаты измерений на АЭс 7Z3TT---
---------------------------------с ВВЭР-440
Рис. 3.5. Пульсации давления в проточной части реактора 1 -го блока КАЭС
10 регистрировал максимальные амплитуды пульсаций не более
10 кПа. Это является следствием значительного снижения скоростей
потока на участке верхнего блока защитных труб.
При сравнении параметров пульсаций давления, полученных на
АЭС и на геометрически подобных моделях, необходим их пересчет
согласно критериям гидродинамического подобия Эйлера (Ей) и
Струхаля (Sh):
49
Глава третья
Eu =
2ЛР
рИ2
Sh-tt
on---,
(3.1)
(3.2)
где А - максимальная или среднеквадратичная амплитуда пульсаций;
И— скорость потока в характерном сечении (обычно ГЦТ); L — хара-
ктерный размер; f — частота; р — плотность.
Третий критерий — число Рейнольдса — можно не учитывать, по-
скольку процесс изучается при развитом турбулентном режиме тече-
ния.
При этом полагается, что пульсационная составляющая скорости
пропорциональна средней скорости потока. Поскольку пульсации
носят случайный характер и обладают всеми свойствами стационар-
ной случайной функции, их интенсивность можно охарактеризовать
среднеквадратичной амплитудой, которая практически равна одной
трети от максимально зарегистрированной амплитуды
На рис. 3.6 показано распределение безразмерной амплитуды
пульсаций по проточному тракту в реакторах ВВЭР-440, а также на
1 2 345678 9 10
Номер датчика
Рис. 3.6. Изменение относительной амплитуды пульсации в проточной ча-
сти реактора:
0 - 3-й блок НВАЭС; • - 4-й блок НВАЭС; О - 1-й блок КАЭС; □ - секторная мо-
дель реакторов НВАЭС; - круговая модель реакторов НВАЭС; А - модель 1-го бло-
ка ААЭС (плоское днище); ▲ - модель 1-го блока ААЭС (эллиптическое днище)
50
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-440
Таблица 3,4. Частотный спектр пульсаций давления, Гц
Номер датчика Секторная модель 3-й блок НВАЭС 4-й блок НВАЭС 1-й блок КАЭС
опыт пересчет на реактор
7 14-50 5-18 5-10 3-10 10-12
2 20-55 7-20 10-20 — 16
4, 5, 6, 7 25 9 — 6-10 5-10
4, 5, 6, 7 5 2 — — 1
моделях реакторов НВАЭС и ААЭС. Безразмерная амплитуда опре-
делялась по выражению
а 2Апах_. (3.3)
рИ2
Из графика видно, что уровень пульсаций по проточному тракту
реактора 1-го блока КАЭС практически всюду ниже, чем для реакто-
ров НВАЭС. Это связано с улучшением гидродинамики в нижней ка-
мере реактора 1-го блока КАЭС. Результаты, полученные на моделях
и АЭС, согласуются удовлетворительно.
Необходимо также отметить, что на модели реактора ААЭС с эл-
липтической решеткой днища шахты датчик давления 4 зафиксиро-
вал амплитуду пульсации давления вдвое меньшую, чем без нее (пло-
ское днище). Это подтвердило полезность применения эллиптиче-
ской решетки для улучшения гидродинамики в нижней камере, а,
следовательно, и снижения динамических напряжений в элементах
конструкции.
Число Струхаля использовалось для пересчета результатов иссле-
дований на моделях на натурные условия, что позволяет заранее оп-
ределить спектр частот пульсаций давления в реакторах и соответст-
венно подготовить датчики и измерительную аппаратуру. В табл. 3.4
приведены сравнительные результаты по частотному спектру в хара-
ктерных точках проточного тракта, полученные на модели и в реак-
торных условиях.
Сравнение показывает, что по частотному спектру также получе-
но удовлетворительное согласие.
51
Основные результаты измерений на АЭС
с ВВЭР-1000
Объем измерений. Основной целью гидравлических испытаний в пе-
риод ПНР на реакторных установках ВВЭР-1000 являлось экспери-
ментальное определение фактических гидравлических характери-
стик, сравнение их с проектными, и на основании этого принятие ре-
шения о допустимости режимов эксплуатации блока. В период испы-
таний определялись [3]:
• расходы по циркуляционным петлям;
• распределение расходов на входе в имитаторы ТВС;
• перепады давления на отдельных участках проточной части реак-
тора и первого контура и соответствующие КГС;
• определение расхода теплоносителя через активную зону и его
неравномерности;
• оценка минимального и максимально возможного расхода через от-
дельную ТВС в активной зоне в номинальном режиме.
Для выполнения поставленных задач в период проведения горя-
чей обкатки оборудования монтировалась временная СПНИ. Это
было возможно потому, что на период горячей обкатки набиралась
имитационная зона. Вместо штатных ТВС устанавливались имитато-
ры, которые были полностью подобны штатным ТВС, но в твэлах
вместо топлива были свинцовые таблетки. В табл. 4.1 перечислены
как штатные, так и временные точки измерения статического давле-
ния, которые использовались для снятия гидравлических характери-
стик.
Снятие контрольной напорной характеристики ГЦН. Циркуляцион-
ные петли РУ ВВЭР не имеют устройств для измерения расхода теп-
лоносителя. Для этой цели традиционно используются паспортные
напорные характеристики ГЦН, снятые на стенде завода-изготовите-
ля. Однако отборы давления для измерения напора на заводском
стенде и РУ выполнялись по-разному, ходовые части всех ГЦН обка-
тывались в одном и том же корпусе. Поэтому для обоснования точно-
сти определения расхода на 5-м блоке НВАЭС с головной РУ ВВЭР-
1000 было решено снять контрольные напорные характеристики всех
52
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-1000
Таблица 4.1. Количество точек измерения давления на
ГЦТ и ВКУ реактора
Место установки датчика давления 5-й блок НВАЭС 1-й блок ЮУАЭС 5-й блок «Козлодуй» 1-й блок ВоАЭС
На входе в реактор 1 1 1 1
На выходе из опускного
канала 1 — 2 —
В днище шахты 3 — 2 —
На входе в активную зону — — 8 —
В головке имитатора 8 8 — 2
кассеты
На выходе из активной 1 — 8 —
зоны
На выходе из реактора 1 1 1 1
На входе в имитатор 24 23 33 9
(двойной канал)
На пучке твэлов (двойной 5 — — —
канал)
На ГЦТ 12 12 12 12
четырех ГЦН. Эта работа выполнялась во время циркуляционной
промывки первого контура, когда в реактор был вставлен имитатор
шахты. На нем напротив входных патрубков крепилась крестовина с
блоком из 13 трубок Пито, выставленных навстречу потоку, как пока-
зано на рис. 4.1. Расход по каждой петле определялся на основе изме-
рения местных скоростей во входном патрубке. Трубки Пито были
предварительно отградуированы в стендовых условиях. При работе
одного ГЦН и наличии обратного тока по остальным трем петлям че-
рез данную петлю шел максимально возможный расход. Минималь-
ный расход через петлю соответствовал работе всех четырех ГЦН. В
этом диапазоне расходов при различном сочетании работающих ГЦН
снималось от шести до восьми точек контрольной напорной характе-
ристики для каждого ГЦН.
Сечение трубопровода условно разбивалось на три кольцевые зо-
ны с четырьмя трубками Пито в каждой и центральную зону с одной
трубкой. Расход через петлю определялся как
е=збоо1 и/;..
/=1
(4.1)
53
Глава четвертая
Рис. 4.1. Измерение скоростей во входном патрубке:
1 — корпус реактора; 2— имитатор шахты; 3— входной патрубок; 4—трубка Пито; 5—
крестовина с трубками Пито
В качестве иллюстрации на рис. 4.2 приведено сравнение конт-
рольных напорных характеристик с паспортными для одного ГЦН.
Для остальных получена аналогичная картина. Как показал анализ
Расход, м3/ч
Рис. 4.2. Сравнение паспортной и контрольной характеристик для ГЦН №3.
Паспортная характеристика:
□ - при Г= 100 °C; - при Г= 300 °C; х - контрольная характеристика; линия - ап-
проксимация
54
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-1000
погрешностей определения расходов и напоров на заводском стенде
и в реакторных условиях, различия между паспортными и контроль-
ными характеристиками для каждого из четырех ГЦН не являются
значимыми, хотя при наложении на один график контрольные хара-
ктеристики ложились более кучно, чем заводские. Таким образом,
было подтверждено, что по паспортным характеристикам можно до-
статочно надежно определять расходы через петлю в реакторных ус-
ловиях, и впредь на последующих блоках контрольные характеристи-
ки можно не снимать.
На 5-м блоке по контрольным характеристикам были отградуиро-
ваны ГЗЗ для мониторинга расхода по петлям. Было установлено, что
все ГЗЗ имеют одинаковый расходный коэффициент.
Определение КГС. По перепадам давления на реакторе, ПГ, участ-
ках холодных и горячих ниток ГЦТ, а также на элементах проточной
части реактора определялись их КГС. Одной из важнейших характе-
ристик является гидравлическое сопротивление активной зоны, зна-
ние которого позволяет оценить величину запаса до всплытия ТВС.
При подготовке к ПНР в стендовых условиях проводились гидравли-
ческие испытания как натурных ТВС, так и их имитаторов для каж-
дого блока. Значения полученных КГС было необходимо подтвер-
дить во время испытаний в реакторных условиях.
На разных блоках применялись ТВС различных типов. На 5-м
блоке НВАЭС это были чехловые ТВС, на 1-м блоке ЮУАЭС и 5-м
блоке «Козлодуй» — серийные бесчехловые ТВС, на 1-м блоке
ВоАЭС — бесчехловые ТВС новой модификации — УТВС. Для полу-
чения зависимостей КГС ТВС (имитаторов) от числа Рейнольдса на
стенде было пролито: 10 чехловых ТВС и 10 их имитаторов для 5-го
блока НВАЭС, 10 бесчехловых ТВС и 4 их имитатора для 1-го блока
ЮУАЭС, 2 УТВС и 6 их имитаторов для 1-го блока ВоАЭС. В качест-
ве примера на рис. 4.3 и 4.4 приведено сравнение КГС имитаторов,
полученных в стендовых условиях (кривая), с КГС соответствующих
имитационных зон, полученных во время горячей обкатки (точки).
Следует отметить, что КГС реактора не зависел от температуры тепло-
носителя, хотя КГС активной зоны от нее явно зависит. При разогреве
снижение КГС зоны компенсируется увеличением КГС эллиптического
днища шахты вследствие уменьшения зазора между ним и корпусом. За-
зор уменьшается из-за разницы в тепловом расширении шахты и корпуса,
изготовленных соответственно из нержавеющей и углеродистой стали.
Распределение расхода на входе в активную зону. В порядке подго-
товки к измерению распределения расхода на входе в активную зону
55
Глава четвертая
Рис. 4.3. КГС активной зоны 5-го блока НВАЭС
Рис. 4.4. КГС активной зоны реактора 1 -го блока ЮУАЭС
56
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-1000
имитаторы ТВС снабжались расходомерными устройствами. Их рас-
ходный коэффициент определялся одновременно с проливкой имита-
торов. На 5-м блоке НВАЭС в качестве таких устройств применялись
трубки Пито, установленные в хвостовиках имитаторов. Их расходный
коэффициент принимался постоянным в предположении, что поле
скоростей во всех хвостовиках одинаково и соответствует условиям гра-
дуировки. Однако здесь пришлось столкнуться с неожиданностью: во-
преки результатам, полученным на модели, измеренные расходы имели
слишком большой разброс: от 387 до 713 м3/ч. Нано отметить, что при-
менение подобного способа измерения на семикассетном стенде проб-
лем не создавало. Проблема возникла из-за различия в картине течения
в нижней камере на стенде и на АЭС. В последнем случае в этой каме-
ре течение носит сложный пространственный характер, и условия вхо-
да потока в отдельные трубы отличаются, что приводит к деформирова-
нию поля скоростей в хвостовике, что заранее не предполагалось.
По измерению перепада давления на опорных трубах расходы на
входе в ТВС находились в пределах 485-611 м3/ч.
Чтобы окончательно разобраться с этим вопросом, были проведе-
ны аэродинамические испытания входного участка реактора в мас-
штабе 1:5 (см. главу 1). Расходы измерялись в каждой ячейке актив-
ной зоны. Полученное распределение расходов показано на рис. 4.5
для работы четырех петель при проектном зазоре между днищем шах-
ты и корпусом в горячем состоянии (17 мм в масштабе 1:5). На рисун-
ке заметна следующая закономерность:
• на периферии расходы повышены, особенно в угловых ТВС, до
110%;
• в центре активной зоны расходы равны средним значениям;
• на середине ее радиуса расходы понижены до 92-93%.
Следует отметить, что конфигурация входной части реактора и
дискретный подвод теплоносителя создают примерно половину из-
меренной неравномерности. Другая половина обусловлена особен-
ностями заполнения опорными трубами пространства внутри днища
шахты, в результате чего условия входа потока в периферийные тру-
бы несколько облегчены.
С учетом возможного отклонения расходов из-за разброса КГС
опорных труб для доверительной вероятности 0,95 значения относи-
тельных расходов на входе в ТВС могут составлять 89—114%. Это рас-
пределение неоднократно подтверждалось при ПНР на последующих
блоках с ВВЭР-1000. В качестве примера на рис. 4.6 показано распре-
деление на 1-м блоке ЮУАЭС.
57
Глава четвертая
IV
16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Рис. 4.5. Распределение относительных расходов на входе в активную зо-
ну при работе четырех петель на аэродинамической модели
17 19 21 23 2S 27 29 31 33 35 37 39 41
Рис. 4.6. Распределение относительных расходов на входе в имитаторы
ТВС при работе четырех петель на 1 -м блоке Южно-Украинской АЭС
58
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР* 1000
Способ измерения расхода на входе в ТВС пришлось усовершен-
ствовать. В хвостовик было вставлено полое обтекаемое тело, лобовая
часть которого представляла собой полусферу, а кормовая — конус.
Этим обеспечивалось минимальное гидравлическое сопротивление
по сравнению, например, с дроссельной шайбой. Дополнительное
сопротивление, вносимое обтекателем в общий КГС имитатора, не
превышало 5%. В обтекатель через крышку реактора вставлялся коа-
ксиальный зонд. Внутренняя трубка зонда выходила наружу навстре-
чу потоку и воспринимала положительное статическое давление. Для
фиксации в заданном положении зонд имел упор. Отрицательное да-
вление отбиралось из полости обтекателя. Для его усреднения по ок-
ружности обтекателя в месте максимального сужения потока сверли-
лись отверстия, так что давление внутри было нечувствительным к
полю скоростей набегающего потока. Это было подтверждено специ-
альными опытами.
Описанное устройство показано на рис. 4.7. На него получено ав-
торское свидетельство.
Несмотря на некоторую неравномерность распределения расхо-
дов на входе в ТВС, измерения перепадов давления на имитационной
зоне в различных точках по ее сечению показали, что неравномер-
ность расходов в пределах зоны на примере 1-го блока ЮУАЭС прак-
тически отсутствует. Это является результатом хорошего выравнива-
ния расходов по сечению активной зоны с бесчехловыми ТВС, что
ранее было установлено измерениями на семикассетном стенде.
Рис. 4.7. Устройство для измерения
расхода на входе в активную зону
ВВЭР-1000 при пусконаладочных
работах:
1 - отборы статического давления; 2 -
упор; 3 - обтекатель; 4 — конус; 5 -
хвостовик имитатора ТВС; 6 -
коаксиальный зонд
59
Глава четвертая
Пульсации давления в первом контуре. Исследования проводились
с целью изучения гидродинамической нестабильности потока в реа-
кторах ВВЭР-1000 как причины вибрации элементов РУ. В задачи ис-
следований, проводимых в период ПНР на 5-м блоке НВАЭС, входи-
ло определение интенсивности и частотного спектра пульсаций дав-
ления, их распределения по проточному тракту и выявления зон по-
вышенных пульсаций. Указанные данные необходимы для определе-
ния гидродинамических усилий, действующих на обтекаемые эле-
менты с целью обоснования вибрационной прочности ВКУ. Для про-
ведения измерений пульсаций давления были разработаны малогаба-
ритные датчики динамического давления тензометрического типа.
Они были установлены по всему проточному тракту ГЦТ и реактора.
В табл. 4.2 и на рис. 4.8 указаны количество и места установки датчи-
ков давления в проточном тракте.
Таблица 4,2. Расположение датчиков давления
Место установки___
ГЦТ
Опускной канал
Опорный узел
Имитационная зона
Выходной участок
Количество
5
6
2
5
4
Рис. 4.8. Места установки датчиков давления
60
Основные результаты измерений на АЭС с ВВЭР-1000
Рис. 4.9. Распределение максимальных амплитуд пульсаций давления в
проточном тракте
На рис. 4.9 показано распределение пульсаций давления (макси-
мальные амплитуды пульсаций) по проточному тракту РУ 5-го блока
НВАЭС при работе четырех ГЦН. Амплитуда пульсаций на напорной
линии ГЦН составляет 15 кПа, что ниже допустимой проектной ве-
личины, которая равняется 20 кПа. Однако за ГЗЗ на холодной нитке
ГЦТ она возрастает до 24 кПа, после чего монотонно снижается и на
входе в опускной канал реактора не превышает 9 кПа. Внутри реакто-
ра по ходу теплоносителя максимальные амплитуды и частотный
спектр пульсаций давления практически не изменяются. Непосред-
ственно на входе в имитатор ТВС максимальная амплитуда пульса-
ций давления составила 6 кПа, что ниже допустимой величины
9 кПа, между выгородкой и шахтой на трех уровнях по высоте имита-
ционной зоны — от 5 до 7 кПа, в районе головки кассеты — до 10 кПа,
в объеме блока защитных труб — от 6 до 10 кПа. Основная энергия
пульсаций давления по всему тракту движения теплоносителя содер-
жится на частотах 10 и 100 Гц, т.е. на частотах, генерируемых ГЦН. В
районе поворота потока при его выходе из реактора наблюдался ме-
стный скачок амплитуды пульсации до 22 кПа, но уже на выходе из
реактора в ГЦТ она не превышала 10 кПа. Далее по тракту ГЦТ амп-
литуда монотонно возрастает и на всасывающей стороне ГЦН она со-
ставляет 22 кПа.
В результате проведенных исследований было показано, что при-
нятые меры по улучшению гидродинамики проточного тракта реак-
тора ВВЭР-1000 дали положительные результаты: уровень гидроди-
намической нестабильности потока теплоносителя в проточной час-
ти невысок и значительно ниже, чем на установках ВВЭР-440, осо-
бенно в районе днища шахты.
61
Кризис теплоотдачи в активной зоне
В нормальных условиях эксплуатации реакторов ВВЭР теплообмен в
активной зоне происходит в условиях вынужденной конвекции недо-
гретого теплоносителя. Лишь в наиболее теплонапряженных ТВС
возможно поверхностное кипение. Объемное кипение может воз-
никнуть в ряде переходных режимов при ННУЭ. Все эти режимы те-
плоотдачи хорошо изучены, и по ним имеются надежные расчетные
рекомендации, например, в работе [4].
Важнейший показатель теплотехнической надежности активной
зоны — запас до кризиса теплоотдачи. Суть этого явления состоит в том,
что при повышении теплового потока или энтальпии теплоносителя
нарушается контакт жидкости со стенкой, что ведет к снижению коэф-
фициента теплоотдачи и росту температуры оболочки твэла до опасной
величины, последствием чего может быть нарушение целостности обо-
лочки с выходом продуктов деления в теплоноситель.
В 60-е годы прошлого века, когда разворачивалось проектирова-
ние РУ ВВЭР-440 и ВВЭР-1000, отмечалась значительная противо-
речивость опытных данных по КТП даже для каналов простейшей
геометрии — круглых труб. Объясняется это отсутствием общепри-
нятой методики исследования такого сложного явления, как кризис
теплоотдачи. Данные для пучков стержней, из которых составлены
ТВС, были немногочисленны и также противоречивы. РУ ВВЭР-
210 и 365 были спроектированы с большими запасами по кризису
теплоотдачи с использованием самых консервативных расчетных
рекомендаций для КТП. Но их использование при проектировании
ВВЭР-1000 ставило под сомнение саму осуществимость этого про-
екта. Максимальный тепловой поток в активной зоне ВВЭР-1000
был доведен до 1,57 МВт/м2 (для сравнения: в ВВЭР-210 — 0,78; в
ВВЭР-365 - 1,14; в ВВЭР-440 - 1,25 МВт/м2) [5].
Из рис. 5.1 можно видеть, насколько сильно различались реко-
мендации для расчета КТП в пучках стержней в 60-е годы. Противо-
речивость данных была обусловлена рядом причин, среди которых
можно отметить:
62
Кризис теплоотдачи в активной зоне
-0,1 -0,05 0 0,05 0,1 0,15 0,2
Массовое паросодержание х
Рис. 5.1. Сравнение наиболее известных формул для КТП при давлении
12,3 МПа, pw= 2500 кг/(м2 с) и обогреваемой длине пучка 2,5 м по состо-
янию на 60-е годы:
1 - формула W-3 Вестингауза для средних параметров в пучке [6]; 2— формула Миро-
польского [7]; 3 - формула ЭНИН-ЭИЛ [8]; 4 - формула Смолина [10]; 5 - формула
W-2 Вестингауза [6]; 6- формула Осмачкина [9]
а) способ фиксации возникновения кризиса теплоотдачи. В то
время предлагались и использовались различные способы фиксации
момента наступления кризиса:
• по повышению температуры стенки до заранее установленного
предела 500—600 °C;
• по повышению электрического сопротивления пучка при локаль-
ном росте температуры стенки (пучок включается в мостовую из-
мерительную схему);
• по покраснению стенки от высокой температуры (более
600 °C, которое наблюдалось через оптическую систему);
• по первым признакам непропорционального повышения темпе-
ратуры стенки, фиксируемым поверхностными термопарами;
63
Глава пятая
Время, с
Рис. 5.2. Изменение температуры стенки в зависимости от теплового по-
тока с поверхности
б) недостаточное воспроизведение условий, характерных для ре-
альной ТВС, на пучках с малым числом стержней (об этом подробнее
будет сказано ниже).
При всех способах фиксации кризиса, кроме последнего, кризис
фиксируется после того, как момент нарушения пропорционально-
сти между приростами тепловой нагрузки и температуры стенки уже
пройден, и момент наступления кризиса определяется в значительной
степени субъективно. Сказанное понятно из рис. 5.2, где показан ха-
рактер изменения температуры стенки при росте тепловой нагрузки.
В работах фирмы Вестингауз [6] и B&W [11] применялся следую-
щий метод фиксации кризиса теплоотдачи. Внутри обогреваемой
трубки устанавливалась медная гильза высотой 20—25 мм. Зазор меж-
ду трубкой и гильзой был минимальный. Для электрической изоля-
ции на медную гильзу напылялся тонкий слой керамики. На ее на-
ружной поверхности были профрезерованы четыре вертикальных па-
за. Изнутри к гильзе между пазами крепились термопары. При повыше-
нии температуры стенки в любом месте контакта с гильзой тепловая вол-
на очень быстро через медную деталь доходила до горячего спая термопа-
ры, и это фиксировалось системой измерения. Наличие вертикальных
пазов позволяло определить азимутальное положение «горячего» пятна.
В работе [9] кризис фиксировался термопарами, свободно подве-
шенными внутри обогреваемой трубки. Поскольку трубка изнутри
заполнялась газом, который имеет плохую теплопроводность, повы-
шение температуры стенки термопара фиксировала с задержкой.
64
Кризис теплоотдачи в активной зоне
В экспериментах ОКБ «Гидропресс» [12], [13] применялся метод,
аналогичный тому, что применялся в США. Он позволял быстро и
точно зафиксировать момент повышения температуры стенки, если
«горячее» пятно находилось в месте контакта трубки с гильзой. Этот
метод оказался вполне надежным, что благоприятно сказалось на
воспроизводимости экспериментальных данных. В настоящее время
за КТП принимается момент, соответствующий первым признакам
непропорционального роста температуры стенки при повышении те-
плового потока.
Указанные неопределенности в расчетных корреляциях для КТП
стимулировали постановку исследования кризиса теплоотдачи в пуч-
ках стержней в ОКБ «Гидропресс» как организации Главного констру-
ктора. Ввиду ограниченной мощности источника питания (1000 кВт)
исследования проводились на семистержневых пучках, составленных
из тонкостенных нержавеющих трубок, по которым пропускался по-
стоянный ток от двух мотор-генераторов. Более крупным стендом на
тот момент времени в России был стенд КС в ИАЭ им. Курчатова
(примерно 6000 кВт). Однако этот стенд был спроектирован для ис-
пытаний полномасштабных ТВС реактора РБМК, и его циркуляци-
онный контур был рассчитан на давление до 10 МПа, что было недо-
статочно для нужд реакторов ВВЭР. За рубежом наиболее крупным
был теплофизический стенд в Колумбийском университете в США с
мощностью на опытном участке около 10 МВт, что позволяло испы-
тывать полноразмерные пучки с числом стержней до 36.
Несмотря на малое количество стержней в пучке, в эксперименте
были соблюдены такие условия, чтобы результаты исследования мог-
ли быть перенесены на натурную ТВС, состоящую из большого чис-
ла твэлов. Семистержневой пучок представлял собой фрагмент мас-
сива твэлов со «стандартными» ячейками без теплогидравлических
неоднородностей, как показано на рис. 5.3.
Одним из основных требований было выбрать такой размер шести-
гранного канала, чтобы кризис теплообмена возникал одновременно на
всех стержнях пучка. Одновременность выхода на кризис всех стержней
означает, что все они поставлены примерно в равные условия по охлаж-
дению, и в этом случае такие результаты можно переносить на натурную
ТВС. Несоблюдение этого требования ведет к накоплению теплогидрав-
лической неравномерности по сечению пучка, которая тем больше, чем
больше его длина. Кризис возникает только в «горячих» ячейках пучка, а
в среднем параметры в пучке еще не достигают критических значений.
Это создает ложную видимость влияния длины пучка на КТП.
65
Глава пятая
Рис. 5.3. Поперечное сечение ТВС ВВЭР-1000 и ее фрагмент в виде семи-
стержневого пучка
После подбора оптимального размера шестигранного канала «под
ключ» (34,5 мм для ВВЭР-440 и 35,5 мм для ВВЭР-1000) в ОКБ «Гид-
ропресс» были испытаны пучки с различной длиной для расширения
диапазона исследуемых параметров.
Следует указать еще на одну причину, по которой может произой-
ти искажение опытных данных. Как показано на рис. 5.4, шестигран-
ный канал, в который вставляется пучок, образован втулками из не-
электропроводящего материала (в данном случае - из талькохлори-
та). Эти втулки вставляются в чехловую трубу, которая, в свою оче-
редь, вставляется в прочный корпус. Все эти компоненты должны
быть взаимно уплотнены во избежание паразитных протечек помимо
пучка, иначе не весь расход воды, подаваемый на опытный участок,
пройдет через пучок. В результате получится явно заниженная вели-
чина КТП.
Трубки, отобранные для изготовления пучков, калибровались по
наружному диаметру и электрическому сопротивлению.
Наконец, важное значение имеет качество воды в циркуляцион-
ном контуре стенда. При проведении опытов контур заполнялся хи-
мически очищенным дистиллятом. Образование отложений на од-
ном из концов пучка из-за электролиза при использовании постоян-
66
Кризис теплоотдачи в активной зоне
Рис. 5.4. Общий вид опытного участка:
1 - нижний токоподвод; 2 - прочный корпус; 3 - чехловая труба с шестигранным
каналом; 4 - пучок стержней; 5 - верхний токоподвод; 6 - подача газа внутрь трубы;
7 - вывод термопар из пучка
67
Рис. 5.5. Принципиальная схема стенда:
1 — циркуляционный насос; 2 - расходомерное устройство; 3 — предвключенный
нагреватель; 4 - экспериментальный участок; 5- сепаратор; 6 — конденсаторы; 7, 8—
фильтры; 9— компенсатор давления; 10—термопара; 11 — датчик давления
ного тока предотвращалось как непрерывной заменой воды в конту-
ре путем подпитки-продувки, так и хромированием медных токопод-
водящих деталей.
Принципиальная схема стенда представлена на рис. 5.5. Она
представляла собой замкнутый циркуляционный контур, давление в
котором поддерживалось с помощью газового компенсатора давле-
ния 9. Циркуляция обеспечивалась бессальниковым циркуляцион-
ным насосом 1. Для подогрева воды на входе в экспериментальный
участок использовался трубчатый электронагреватель 3 с регулируе-
мой мощностью от 0 до 700 кВт. Экспериментальный участок 4 обог-
ревался постоянным током от двух мотор-генераторов общей мощ-
ностью до 1100 кВт. Кроме того, в контуре имелись сепаратор 5, кон-
денсаторы 6 и фильтры 7 и 8. Для разгрузки трубок от внешнего дав-
ления их внутренняя полость сообщалась с газовым объемом ком-
пенсатора давления.
В течение 1970-х годов в ОКБ «Гидропресс» было испытано 19
пучков стержней, из них 16 с равномерным тепловыделением по дли-
68
Кризис теплоотдачи в активной зоне
Таблица 5.1. Опытные данные для получения корреляции
Номер пучка 1 2 3 4 5 6 7 8
Количество точек nt 70 118 162 54 152 31 39 59
не и радиусу и 3 пучка с неравномерным тепловыделением по длине.
Всего было получено около 1000 экспериментальных точек, из них
около 700 при равномерном тепловыделении.
Все полученные экспериментальные точки на пучках с равномер-
ным тепловыделением были условно сведены к 8 группам, которые
представлены в табл. 5.1, причем пучки 6—8 испытаны в ИАЭ им.
Курчатова.
После статистической обработки этих точек [12], [13] была полу-
чена эмпирическая корреляция для определения КТП в пучках
стержней при равномерном тепловыделении по длине:
$₽аан= 0,795(1 - х)°.Ю5Р-0,5(ри,)0,184 - 0,3! 1Х( 1 _ 0,0185т3). (5.1)
Эта расчетная корреляция рекомендована для следующего диапа-
зона параметров:
• давление от 7,45 до 16,7 МПа;
• массовая скорость от 700 до 4000 кг/(м2 с);
• относительная энтальпия в месте кризиса от минус 0,1 до плюс
0,4.
Полученная корреляция учитывает в неявном виде влияние ДР,
которые располагались с шагом 255 мм. Последняя решетка находи-
лась на таком же расстоянии от конца обогреваемой части пучка, что
обеспечивало минимальное влияние ДР в сторону увеличения КТП.
Кроме того, контролировалась температура стенки вблизи двух пос-
ледних ДР, где кризис теплоотдачи не фиксировался.
Среднеквадратичная погрешность корреляции (5.1) равна 13,1%
при практически нулевом смещении от среднего значения. Указан-
ные отклонения определялись по формулам:
~эксп_ драсч
Ал. = 4 кр/ ЮО; (5.2)
дрэеч
кр/
69
Глава пятая
N
_
А.=^100’
(5.3)
(5.4)
Гистограмма распределения отклонений расчетных значений от
экспериментальных для всей выборки точек приведена на рис. 5.6.
По оси X приведено относительное отклонение расчета от экспери-
мента, по оси У— количество точек N, содержащихся в одном столб-
це.
Рис. 5.6. Гистограмма распределения отклонений расчетных значений от
экспериментальных для всей выборки (765 точек)
70
Кризис теплоотдачи в активной зоне
Как видно из гистограммы, полученное распределение отклоне-
ний близко к нормальному распределению, а среднее значение
близко к нулю (0,25%).
Величина погрешности расчетной корреляции для пучков оказы-
вается примерно в 2—2,5 раза больше, чем для круглых труб, имею-
щих простейшую форму поперечного сечения. Геометрия поперечно-
го сечения пучка гораздо сложнее, и точное воспроизведение ее каж-
дый раз без технологических погрешностей невозможно. А их влия-
ние на результаты эксперимента значительно. По нашим данным, ре-
зультаты определения КТП на пучках с одинаковыми номинальными
характеристиками могут отличаться на 10%, что дает существенный
вклад в общую погрешность корреляции в дополнение к прочим ме-
тодическим и приборным погрешностям. Если в опытах не допуще-
но грубых ошибок, нет никаких оснований игнорировать опытные
данные с одного пучка и включать в статистику данные с другого. По-
лученная величина погрешности согласуется с выводами из анализа,
выполненного Л. Тонгом [6] для пучков стержней. По его оценке по-
грешность 1,96о^ (для уровня вероятности 95%) не может быть мень-
ше ±25% при определении КТП по средним параметрам в сечении
пучка, что показано в табл. 5.2. Таким образом, величина <3q для кор-
реляции, полученная в ОКБ «Гидропресс», находится на уровне дру-
гих известных корреляций для пучков.
В расчетах запаса до кризиса принимается, что кризис в активной
зоне не должен достигаться при доверительной вероятности 95%. Это
значит, что величину критического теплового потока надо принимать
по нижней границе доверительного интервала ±1,96о^. При односто-
ронней оценке ширина доверительного интервала равна 1,645о^ при
той же вероятности 95%, как это следует из закона нормального рас-
пределения.
Таблица 5.2. Вклад различных факторов в общую погрешность
корреляции для пучков стержней (в процентах) согласно Л. Тонгу
Случайные и систематические ошибки и различие в
характеристиках циркуляционных петель
Несовершенство формулы при учете влияния параметров
Технологические погрешности при изготовлении пучков
Статистическая природа турбулентности потока
Всего
10
5
5
3
23
71
Глава пятая
Повышение статистической надежности корреляции требует про-
ведения опытов на нескольких пучках. Это вытекает из рекоменда-
ций МАГАТЭ [14] и требований контрактов с иностранными заказ-
чиками, где относительно запасов до кризиса (DNBR) записано сле-
дующее: «Для DNBR должна быть вероятность 95% того, что при
уровне доверия 95% ни один твэл в активной зоне не подвергнется кри-
зису теплоотдачи». Уровень доверия 95% показывает, насколько на-
дежно определено математическое ожидание (т.е. отклонение Д^ от
среднего) корреляции, а не только величина ад. Здесь речь идет о вос-
производимости опытных данных на нескольких однотипных пучках
(с геометрией ВВЭР), причем желательно их получение в разных ор-
ганизациях. Выше уже говорилось, что технологические погрешно-
сти, да и сама сложность такого явления, как кризис теплоотдачи, не
допускают разработки расчетной корреляции на базе только одного
испытанного пучка.
Если построить частные гистограммы для каждого пучка относи-
тельно общей гистограммы, показанной на рис. 5.6, то отклонения от
среднего значения будут выглядеть так, как представлено в табл. 5.3.
Разброс средних значений на частных гистограммах для каждого
из восьми пучков позволяет определить доверительный интервал для
среднего значения общей гистограммы. Рассматривая выборку из
восьми элементов с отклонениями от среднего значения Az (z = 1-^8),
приведенную в таблице, можно определить средневзвешенную дис-
персию D:
П=1(Дв-Д/)2л,/(81 и;) = 8,396. (5.5)
1 4 t=\
Отсюда определяется выборочный стандарт s (среднеквадратич-
ное отклонение для ограниченного объема выборки)
Таблица 5.3. Параметры частных гистограмм
Номер пучка по табл. 5.1 1 2 3 4 5 6 7 8
Количество точек л. 70 118 162 54 152 31 39 59
Отклонение от среднего значения Az, % 2,6 -6,3 10,7 -н,з 4,8 8,4 -12,2 -8,4
72
Кризис теплоотдачи в активной зоне
5 = <0=2,898 (5.6)
и односторонний доверительный интервал для вероятности 95%. В
данном случае неприменим квантиль нормального распределения
1,645 ввиду ограниченности объема выборки. Здесь применяется
квантиль распределения Стьюдента, равный 1,90 для выборки из
восьми элементов (семи степеней свободы).
Полагая, что и s являются независимыми величинами, можно
определить нижнюю границу доверительного интервала для довери-
тельной вероятности 95% при уровне доверия 95% как
^(1,6450, )2 + (1,90s)2
1 100 + Л'
= 0,7805.
(5.7)
Таким образом, корреляция ОКБ «Гидропресс» (5.1) должна при-
меняться в виде 0,780<7кр, что соответствует рекомендациям МАГАТЭ,
приведенным выше. Если полагать, что эта корреляция не имеет не-
определенности в оценке среднего значения (5 = 0), понижающий
множитель для q равен 0,787, т.е. на 0,9% больше. Практически обе
оценки нижней границы доверительного интервала одинаковы.
Примеры сравнения полученной корреляции с корреляциями
W-3 Тонга [6], B&W [11] и Смолина [18] приведены на рис. 5.7.
Массовое паросодержание х
Рис. 5.7. Сравнение корреляции ОКБ «Гидропресс» с другими известными
корреляциями при Р = 15,7 МПа и массовой скорости 2500 (слева) и 4000
кг/(м2-с) (справа);
1 - ОКБ ГП; 2 - B&W; 3 - W-3; 4 - Смолин
73
Глава пятая
В последнее время получил признание новый подход к расчету за-
паса до кризиса. Для этого в основу кладутся скелетные таблицы
КТП для труб [15], на которые накладываются понижающие коэф-
фициенты, учитывающие специфику пучка, причем КТП определя-
ется для ячейки пучка. Вызвано это тем, что единой корреляцией для
пучков невозможно покрыть весь диапазон параметров, представля-
ющий интерес. В то же время для труб накоплен огромный массив
данных. Таблицы составлены по тщательно отфильтрованным дан-
ным из многочисленных источников. Этот подход реализован, на-
пример, в кодах RELAP/Mod3.2, КОРСАР. В ряде зарубежных публи-
каций, например [16], подтверждается возможность и плодотвор-
ность такого подхода, который рекомендован также МАГАТЭ [17]. В
этом же источнике утверждается, что если проанализировать данные, по-
лученные на тщательно испытанном пучке с надлежащей фиксацией на-
ступления кризиса, величина КТП в ячейках отличается от КТП в трубе
на величину не более 5% (с учетом корректирующих коэффициентов).
Сравнение корреляции ОКБ ГП с упомянутыми таблицами пред-
ставлено на рис. 5.8. Следует отметить, что табличные данные приве-
дены без понижающих коэффициентов. Если табличные значения
КТП для труб считать максимальной оценкой (при равенстве гидра-
влического диаметра пучка и диаметра трубы), то корреляция ОКБ
ГП имеет, как и следует ожидать, небольшой консерватизм и допус-
кает ее использование в поячеечном анализе. Но в поячеечном ана-
лизе имеются трудности в расчетном и экспериментальном опреде-
лении параметров теплоносителя в отдельных ячейках.
Недостатком полученной корреляции является то, что она не ох-
ватывает область паросодержаний х < —0,1 из-за недостаточной мощ-
ности стенда. Поэтому в указанном диапазоне используется корреля-
ция В.Н. Смолина [18], несмотря на ее явный консерватизм.
Из представленных данных можно видеть, что корреляция ОКБ
ГП статистически обоснована. Она является общепризнанной в
странах, эксплуатирующих реакторы типа ВВЭР; имеются положи-
тельные отзывы о ней в отечественной и зарубежной литературе, на-
пример [19], [20].
Недавно в ГНЦ ФЭИ были проведены опыты на 19-стержневых
пучках с геометрией ВВЭР. Среди них был пучок без теплогидравли-
ческих неоднородностей в поперечном сечении, что позволяет полу-
чать или проверять на нем базовые корреляции. В работе [21] показа-
но удовлетворительное согласие данных, полученных на этом пучке,
с корреляцией ОКБ ГП в сопоставимом диапазоне параметров.
74
Кризис теплоотдачи в активной зоне
Рис. 5.8. Сравнение корреляций ОКБ «Гидропресс» и Смолина с данными
для труб для давления 16 МПа и массовых скоростей 1000-
4000 кг/(м2с):
♦— трубы;--------корреляция ОКБ ГП; О — корреляция Смолина
В 70-80-е годы прошлого столетия, в рамках сотрудничества по
линии бывшего СЭВ, проводились исследования по кризису тепло-
отдачи в Чехии на ЗЭМ «Шкода» и в Венгрии в Центральном инсти-
туте физических исследований (ЦИФИ).
На ЗЭМ «Шкода» имеется большая водяная петля, позволявшая
испытывать семи- и 19-стержневые пучки с геометрией ВВЭР, при-
чем среди них были пучки с осевой и радиальной неравномерностью
тепловыделения. На пучках без неравномерностей, а также с осевой
неравномерностью, были получены данные, согласующиеся с дан-
75
Глава пятая
Рис. 5.9. Поперечное сечение пучка с имитацией стыка двух бесчехловых
ТВС
ными ОКБ «Гидропресс». На 19-стержневом пучке с симметричной
радиальной неравномерностью тепловыделения были получены дан-
ные, которые использовались для проверки различных методик
предсказания кризиса в пучке с неравномерным тепловыделением по
радиусу пучка.
В ЦИФИ кризис исследовался на 10-стержневом пучке, который
воспроизводил стык двух бесчехловых ТВС, как показано на рис. 5.9.
Зазор между двумя половинами пучка мог варьироваться в пределах
допуска на взаимное расположение ТВС (от нуля до 4 мм). Стык ме-
жду соседними ТВС образует «нестандартные» ячейки, в которых па-/
раметры теплоносителя существенно отличаются от «стандартных».
Было установлено, что при максимальном зазоре преждевременное
возникновение кризиса (по сравнению со «стандартными» ячейка-
ми) предотвращается повышенным расходом теплоносителя, а при
минимальном - благодаря повышенной турбулизации потока обода-
ми ДР. В целом КТП оказался на примерно 15% выше, чем в «стан-
дартных» ячейках [22].
Следует отметить, что изменение геометрии поперечного сечения
ТВС и способов дистанционирования твэлов влечет за собой необхо-
76
Кризис теплоотдачи в активной зоне
димость опытной проверки КТП и сравнения полученных данных с
базовой зависимостью типа (5.1).
В ядерном реакторе тепловыделение по высоте активной зоны не-
равномерное. Это влияет на величину критического теплового пото-
ка, поскольку соотношение энтальпий в ядре потока и в погранич-
ном слое в данном поперечном сечении отличается от такового для
равномерного теплового потока, хотя балансовая энтальпия одна и та
же. Кризис кипения определяется параметрами теплоносителя в по-
граничном слое. Если кризис возникает на участке со снижающимся
тепловым потоком, пограничный слой, сформировавшийся перед
данным сечением, имеет более высокую энтальпию, и для возникно-
вения кризиса требуется меньший тепловой поток. Проявляется так
называемый «эффект памяти».
Пример одного из профилей, характерного для реактора ВВЭР-
1000, показан на рис. 5.10.
Воспроизвести неравномерное тепловыделение по длине пучка
стержней — довольно сложная инженерная задача. С точки зрения
соблюдения геометрических характеристик пучка требуется, чтобы
наружный диаметр трубок, имитирующих твэлы, был постоянен и
равен диаметру натурного твэла.
Длина, м
Рис. 5.10. Профиль осевого тепловыделения для активной зоны реактора
ВВЭР-1000
77
Глава пятая
Рис. 5.11. Профили тепловыделения трех испытанных пучков (точки -
места измерения температуры)
С другой стороны, при прямом обогреве трубок электрическим
током необходимо, чтобы трубка имела неравномерную толщину
стенки по длине, т.е. переменный внутренний диаметр. При этом
толщина стенки должна изменяться в широких пределах — от 0,6 до
3,5 мм. С помощью специальной оснастки специалистами из Всесо-
юзного трубного института в Днепропетровске была изготовлена /
партия трубок с переменной толщиной стенки. Из этих трубок были
собраны три пучка с различными профилями тепловыделения по
длине, которые приведены на рис. 5.11.
Для расчета критических тепловых потоков при неравномерном
тепловыделении по длине была предложена методика [23]-[25], за-
ключающаяся в следующем.
В качестве базовой зависимости для КТП принимается формула
(5.1), к которой добавляется коэффициент, называемый фактором
формы F:
78
Кризис теплоотдачи в активной зоне
Рис. 5.12. Сравнение опытных данных при осевой неравномерности
теплового потока с расчетом по корреляции (5.8)
-in
4e₽ = <HF’
F = J q{z)dz ,
q*VL z-L
(5-8)
где n = 3,79 — 19,61P/P* + 17,88(P/P*)2; — тепловой поток в кри-
зисном сечении, МВт/м2; Р* = 22,12 МПа — критическое давление;
L = 55 - длина релаксации (называемая также длиной усреднения).
Опыты были проведены в следующей области параметров:
• давление от 8,2 до 16,8 МПа;
• массовая скорость от 1400 до 3140 кг/(м2 с);
• относительная энтальпия в месте кризиса от 0,04 до 0,31;
• относительная энтальпия на выходе пучка от 0,11 до 0,32.
79
Глава пятая
Кроме собственных 294 экспериментальных точек, для анализа
были использованы данные работ [26], [27], так что всего в рассмат-
риваемый массив вошло 438 точек. Корреляция (5.8), полученная с
помощью методов статистического анализа, описывает опытные
данные ОКБ «Гидропресс» с погрешностями oq = 6,9% и &q = — 0,6%.
Сравнение опытных данных ОКБ «Гидропресс» с расчетом по корре-
ляции (5.8) приведено на рис. 5.12. Эти данные сравнивались также с
расчетами с использованием факторов формы Смолина [18], Вильсо-
на [26], Тонга [6]. Анализ показал, что данные ОКБ «Гидропресс» луч-
ше всего описываются при использовании собственного фактора
формы, который был рекомендован для использования в расчетах за-
паса до кризиса в реакторах ВВЭР.
В 2000—2001 гг. в ОКБ «Гидропресс» были продолжены экспери-
менты по исследованию кризиса теплоотдачи при неравномерном
тепловыделении по длине. Необходимость этих исследований была
обусловлена тем, что в последнее время в рамках совершенствования
топлива появились новые профили тепловыделения, более плоские с
резким спадом на концах. Для таких профилей фактор формы Fсог-
ласно (5.8) не был экспериментально обоснован, и его применение в
расчетах могло приводить к сомнительным результатам. Кроме того,
далее выяснилось, что значение показателя степени “л” в этой фор-
муле не отражает физической картины явления, хотя в сочетании с
другими величинами, входящими в нее, он обеспечивает удовлетво-
рительное описание ранее полученных данных.
Дополнительные эксперименты проводились на трубах, посколь-
ку они требуют гораздо меньше затрат, чем пучки стержней.
Эксперименты были проведены на профилях тепловыделения,
близких к показанному на рис. 5.10. Было установлено, что экспери-
ментальные данные хорошо согласуются с расчетами по корреляции
(5.8). Для оптимизации расчетной методики было предложено упро-
стить вычисление показателя степени “л” в формуле (5.8). Он был
принят равным минус единице. В этом случае экспериментальные
данные с пучков (см. значения рис. 5.8) описываются модернизиро-
ванной корреляцией со среднеквадратичной погрешностью s = 9,8%
и отклонением от среднего Л = 1,25%. Сравнение расчета с экспери-
ментом показано на рис. 5.13.
При проведении исследований кризиса применительно к параме-
трам реакторов ВВЭР было замечено, что кризис теплоотдачи (точ-
нее - отклонение от пузырькового кипения) при высоких давлениях
и массовых скоростях развивается довольно медленно и не грозит пе-
80
Кризис теплоотдачи в активной зоне
КТП, МВт/м2 (эксперимент)
Рис. 5.13. Сравнение экспериментальных данных из работы [23] с
расчетом по модернизированной корреляции (5.8) с п = -1
режогом поверхности твэла при первых признаках его появления. Это
обусловлено тем, что разность в коэффициентах теплоотдачи в режи-
мах развитого пузырькового и переходного кипения не слишком вели-
ка. Поэтому при первых признаках повышения температуры стенки
рост температуры ограничивается несколькими десятками градусов.
Пример такого роста был показан на рис. 5.2. На основе таких измере-
ний был сделан вывод, что после достижения DNB (первых признаков
ухудшения теплоотдачи) еще имеется некоторый запас по тепловому
потоку (примерно 7—10%), когда температура стенки не превосходит
500-600 °C, и устойчивое пленочное кипение еще не установилось. На
базе материаловедческих исследований, выполненных ВНИИНМ,
было определено, что циркониевые оболочки твэлов при такой темпе-
ратуре еще не подвергаются деформации как от внешнего, так и внут-
реннего давления. Согласно зарубежным данным [28], [29] оболочка
из циркалоя допускает неоднократный выход на температуру до 600 °C
в течение 15 с, не теряя дальнейшей работоспособности.
81
Глава пятая
Рис. 5.14. Границы достижения q (1) и достижения температуры стенки
600 °C (2) при Р = 15,7 МПа:
а - pw = 3000 кг/(м2 с); б - pw = 3500 кг/(м2с)
Графики сравнения тепловых потоков, соответствующих первым
признакам кризиса и моменту достижения температуры оболочки
600 °C, приведены на рис. 5.14.
В последнее время появились новые рекомендации [17] по учету
влияния осевой неравномерности теплового потока на КТП. Полага-
ется, что при поверхностном кипении «эффект памяти» вырождает-
ся, и при х < 0 величину F можно приравнять единице, а при х > 0 ве-
личина /’определяется как
(5.9)
где — координата точки закипания; z - текущая координата.
82
Кризис теплоотдачи в активной зоне
Опытные данные ОКБ «Гидропресс» получены при х > 0 из-за не-
достатка мощности стенда, так что проверить это соотношение не
представляется возможным.
Следующий вопрос, который требовал решения - это условия
возникновения кризиса теплоотдачи в нестационарных режимах.
Именно в этих режимах запас до кризиса может быть минимальным.
Это относится, прежде всего, к спаду расхода через активную зону
при потере питания ГЦН. Хотя срабатывает аварийная защита реак-
тора, мощность, отводимая от активной зоны, остается еще достаточ-
но высокой и быстро спадает, но ее сочетание с пониженным расхо-
дом теплоносителя приводит к минимальному запасу до кризиса. Си-
туация с минимальным запасом длится порядка 10 с, но кризис недо-
пустим в проектных режимах, хотя выше были приведены благопри-
ятные данные о последствиях кратковременного входа в кризис при
температуре оболочки не более 600 °C.
Опыты, проведенные в ОКБ «Гидропресс» на пучках стержней,
показали, что при скорости спада расхода, характерной для выбега
ГЦН при обесточивании, влияние нестационарности процесса на
возникновение кризиса не проявляется. Недавно в работе [17] был
установлен количественный предел для скорости спада расхода, при ко-
торой она не влияет на возникновение кризиса. Для этого постоянная
времени переходного процесса “с” должна быть не менее 10 с. Для номи-
нального расхода через петлю 22 000 м3/ч в ВВЭР-1000 это значит, что
расход снижается по экспоненте Q = б^ехр(—т/с) до нуля за 50 с. В дей-
ствительности выбег ГЦН существенно больше (порядка 180—200 с).
Мерой «динамичности» переходного процесса является соотно-
шение между временем прохода теплоносителя через активную зону
и постоянной времени переходного режима. Если эти величины со-
измеримы, нарушается баланс энтальпии в приграничном слое и яд-
ре потока, что проявляется в виде «эффекта памяти» как при нерав-
номерном осевом тепловыделении. Приграничный слой не успевает
настроиться на текущее значение расхода. Поэтому при быстром спа-
де расхода критический тепловой поток повышается, что подтвер-
ждается опытом.
Были проведены опыты с пульсациями давления, характерными
для входа в активную зону ВВЭР, которые отражаются также на пуль-
сациях расхода. Их влияния на возникновение кризиса не обнаруже-
но. Однако известно, что более интенсивные пульсации способству-
ют снижению КТП.
83
Теплогидравлика в аварийных и переходных
режимах
6.1
МАТРИЦЫ ВЕРИФИКАЦИИ ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКИХ
КОДОВ
Перечень аварийных и переходных режимов, рассматриваемых в
проектах РУ ВВЭР, отличается большим разнообразием. Эти режимы
можно разделить на следующие виды.
1. Аварии с течью теплоносителя при разрыве трубопроводов пер-
вого контура. По характеру протекания процессов они подразделя-
ются на большие, средние и малые течи. К большим течам примени-
тельно к ВВЭР относятся разрыв ГЦТ полным сечением (Ду 500 или
850), разрыв трубопроводов САОЗ и дыхательного трубопровода КД
(Ду 250 или 300). К малым течам относятся разрывы с условным диа-
метром 100 мм и менее. К ним относятся и такие аварии, как разрыв
трубок ПГ и повреждение коллектора теплоносителя в ПГ с образо-
ванием межконтурной течи, непосадка предохранительного клапана
КД. Остальные течи относятся к промежуточным.
2. Аварии и переходные режимы без потери теплоносителя перво-
го контура, связанные с ННУЭ и грозящие перейти в аварию с серь-
езными последствиями. Сюда можно отнести:
• отказ в срабатывании аварийной защиты (ATWS);
• возмущения реактивности;
• обесточивание АЭС;
• разрыв главного паропровода;
• разрыв трубопровода питательной воды;
• потеря питательной воды;
• потеря теплоотвода;
• переохлаждение;
• расхолаживание реактора посредством подпитки-продувки.
84
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
В перечисленных режимах возникает целый ряд явлений, степень
влияния которых на безопасность зависит от конкретных условий.
Чтобы выработать единое понимание этих явлений и их значение для
безопасности РУ, в 1980-х годах в рамках OECD/CSNI были разрабо-
таны и далее продолжали совершенствоваться матрицы верифика-
ции теплогидравлических расчетных кодов для обоснования безопас-
ности установок PWR. Прежде всего были идентифицированы явле-
ния, которые могут иметь место в перечисленных выше режимах, да-
но их описание с указанием относительной важности для безопасно-
сти. Далее были отобраны экспериментальные установки двух типов,
в которых возникают рассматриваемые явления. Первый тип — это
установки, структурно моделирующие РУ в том или ином масштабе.
В них явления воспроизводятся во взаимосвязи, что не позволяет
рассмотреть влияние отдельного явления на ход изучаемого процес-
са. Установки такого типа называются интегральными. Второй тип —
это установки, на которых исследуются отдельные явления. Результа-
ты их исследования учитываются в интегральных расчетных кодах.
Соответственно было разработано два типа матриц [30], [31]. Первый
тип относится к интегральным установкам и включает в себя три ма-
трицы явлений: для больших, средних и малых течей и переходных
режимов. Матрицы второго типа включают в себя перечень ярлений
и экспериментальных установок, на которых они воспроизводятся, и
полученные опытные данные. Для реакторов PWR накоплен боль-
шой объем экспериментальной информации. Поэтому важной зада-
чей было отобрать ограниченное количество опытов, удовлетворяю-
щих установленным требованиям по качеству и охватывающих весь
круг явлений и процессов, моделируемых теплогидравлическими ко-
дами. На этой основе в OECD был создан банк опытных данных,
включающий в себя также данные, полученные на АЭС при возник-
новении нештатных ситуаций.
Верификация кодов, используемых в странах OECD, проводилась
путем решения международных стандартных задач (проблем). Для
этого выбирался тип аварии или переходного процесса, соответству-
ющая экспериментальная установка с ее полным описанием, началь-
ными условиями и алгоритмом проведения опыта. Далее участвую-
щими сторонами проводился предтестовый расчет с использованием
собственных кодов. После этого участники получали документиро-
ванные результаты опыта и выполняли посттестовый расчет, в кото-
ром учитывались фактическое изменение параметров и другие осо-
бенности опыта, не учтенные в предтестовом расчете. Наконец, про-
85
Глава шестая
Таблица 6.1. Явления, имеющие отношение к безопасности ВВЭР, и
их относительная важность
Явления Большие течи Малые и промежу- точные течи Переходные режимы
1. Расход через течь + + 0
2. Сепарация фаз + 4- —
3. Перемешивание и конденсация при впрыске 4- 0 0
4. Двухфазный поток по первичной и вторичной стороне ПГ 0 0 0
5. Распределение потоков и паро- содержаний в активной зоне + + 4-
6. Проникновение и байпас воды в опускном канале + — —
7. Впрыск в верхнюю камеру и про- никновение воды + — —
8. Захлебывание при противотоке над активной зоной + 0 —
9. Паровое запирание (унос жидкости и др.) 0 — —
10. Образование уровня в верхней камере 0 0 —
И. Теплоотдача в активной зоне, включая кризис кипения, высыхания, выход из кризиса Распространение фронта смачи- вания + + +
12. + 0 —
13. Капельный унос (верхняя камера, активная зона) + 0 —
14. Осаждение (верхняя камера, активная зона) + 0 —
15. Поведение насоса в одно- и двухфазном потоке + + 4-
16. Влияние неконденсирующихся газов 0 0 —
17. Естественная циркуляция одно- фазного потока по первому контуру — 4- 4-
18. Естественная циркуляция двух- фазного потока по первому контуру 4- 4-
86
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
Таблица 6.1. (продолжение)
Явления Большие течи Малые и промежу- точные течи Переходные режимы
19. Возврат конденсата по горячей стороне петли, захлебывание — + —
20. Асимметричное поведение петель — 0 4-
21. Уровень смеси и унос в ПГ (первичная и вторичная сторона) — + 4-
22. Уровень смеси и унос в активной зоне + + —
23. Стратификация в горизонтальных трубопроводах 4- 4- 4-
24. Прорыв гидрозатвора 0 + —
25. Теплоотдача в заполненной ак- тивной зоне — — —
26. Теплоотдача в частично оголенной активной зоне 4- 4- —
27. Теплоотдача в ПГ по первичной стороне 0 + +
28. Теплоотдача в ПГ по вторичной стороне 0 + +
29. Теплогидравлика компенсатора давления — + 0
30. Теплогидравлика дыхательного трубопровода — 4- 0
31. Тепло, запасенное в конструкциях, и тепловые потери 0 0 0
32. Естественная циркуляция внутри активной зоны: зазоры между ТВС, экранные ТВС (ВВЭР-440) — — 0
33. Поведение гидрозатвора на горячей стороне петли — 4- 0
34. Рециркуляция в трубах ПГ по первому контуру — 0 0
35. Перемешивание и транспорт бора — 4- +
36. Накопление воды в трубах ПГ — 0 —
37. Обратная связь между теплогид- равликой и нейтронной кинетикой — 0 +
87
Глава шестая
водилось сравнение результатов, полученных по разным кодам, и де-
лались выводы.
В 1990-х годах международная группа экспертов при поддержке
OECD приступила к разработке аналогичных матриц применительно
к ВВЭР. Ввиду схожести конструкции и рабочих параметров ВВЭР и
PWR, было признано целесообразным принять за основу матрицы
для PWR, однако выделить специфику ВВЭР там, где она имеется.
Эта работа завершилась в 2001 г. выпуском отчета [32].
В результате для ВВЭР принято три типа матриц верификации
интегральных кодов. Первая содержит явления, характерные для
больших течей из первого контура, вторая — для средних и малых те-
чей, третья - для переходных режимов без потери теплоносителя.
Всего идентифицировано 37 явлений, которые перечислены в
табл. 6.1. Если данное явление имеет большое значение для безопас-
ности в рассматриваемой аварии, оно отмечено знаком «+», если
умеренное (слабое) — цифрой «0», если не имеет значения — знаком
«—», даже если это явление объективно возникает.
Следует отметить, что в западных странах и Японии накоплена
обширная база данных, полученных как на интегральных стендах
различного масштаба, так и на стендах для изучения отдельных явле-
ний. В ряде случаев исследования проводились в порядке двухсто-
ронней или многосторонней кооперации. Данные, полученные на
крупномасштабных установках, являются, как правило, коммерче-
ским продуктом и недоступны для нужд верификации кодов приме-
нительно к ВВЭР. Обзор этих установок приведен в работе [33].
6.2
КРАТКИЙ ОБЗОР ИССЛЕДОВАНИЙ АВАРИЙНЫХ
ПРОЦЕССОВ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ВВЭР
Хронологически ситуация сложилась таким образом, что исследова-
ния применительно к аварийным режимам в России начались после
заключения в 1970 г. контракта на разработку проекта РУ В-213 для
Финляндии. Контракт предусматривал учет требований по обеспече-
нию безопасности, действующих за рубежом. Прежде всего, имелось
в виду обоснование безопасности при постулированной аварии с раз-
рывом ГЦТ полным сечением. Актуальность рассмотрения малых те-
88
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
чей теплоносителя возникла позднее после аварии на АЭС TMI-2 в
США в 1979 г.
Необходимость обоснования безопасности РУ в авариях с потерей
теплоносителя породила новое направление в практике теплогидра-
влических исследований. Если раньше исследовались преимущест-
венно процессы в стационарных режимах, то теперь потребовались
исследования режимов, отличающихся большой скоростью изменения
параметров и взаимосвязью различных явлений. Это потребовало под-
нять на качественно более высокий уровень технику эксперимента.
Возникшие задачи ОКБ «Гидропресс» пришлось решать собствен-
ными силами, поскольку ни в одной организации в то время не было
опыта в подобных исследованиях, а сроки выполнения работ по кон-
тракту были жесткими. Прежде всего, возникла потребность одно-
временного измерения большого количества параметров, меняю-
щихся во времени с большой скоростью. В ряде случаев требовались
средства измерения, не выпускаемые промышленностью. Сюда можно
отнести датчики давления, работающие в специфических условиях, ме-
тодику измерения расхода двухфазного потока с переменными параме-
трами, истекающего через разрыв, методику измерения физического
уровня. Сложной была проблема создания конструкции имитатора твэ-
ла с косвенным нагревом, который воспроизводил бы номинальный те-
пловой поток и динамические характеристики реального твэла. Из зару-
бежных публикаций следовало, что все эти технические средства прове-
дения эксперимента — дорогостоящая наукоемкая продукция. Что каса-
ется техники сбора и обработки информации, получаемой одновремен-
но по многим измерительным каналам, в то время в распоряжении име-
лись только светолучевые осциллографы с записью на бумажную ленту.
Дальнейшая обработка осциллограмм выполнялась вручную.
В ОКБ «Гидропресс» эксперименты с моделированием процессов
при разрыве ГЦТ проводились на интегральном стенде безопасно-
сти, сооруженном в 1972 г. Процессы воспроизводились в одномер-
ном приближении при начальном тепловом потоке на имитаторах
твэлов, близком к номинальному в горячей части активной зоны. Це-
лью экспериментов было подтверждение консервативности расчет-
ных методик, применяемых в анализе безопасности. В этих условиях
масштаб стенда 1:3000 по мощности, выделяемой в активной зоне,
был признан достаточным, поскольку увеличение масштаба связано
с лавинообразным ростом затрат и удлинением сроков выполнения
работ. Например, сооружение стенда UPTF в ФРГ, моделирующего
первый контур в масштабе 1:1 по всем размерам, но при пониженном
89
Глава шестая
давлении, обошлось в один миллиард немецких марок. Даже при та-
ком масштабе стенда как в ОКБ «Гидропресс», подготовка и проведе-
ние одного опыта с имитацией большой течи требовали не менее од-
ного месяца напряженной работы. Судя по зарубежным публикаци-
ям, на более крупных интегральных стендах подготовка подобных
опытов занимала гораздо больше времени. При этом надо иметь в ви-
ду, что на стенде безопасности опыты проводились с начальным теп-
ловым потоком на имитаторах твэлов, примерно равном номиналь-
ному. Этим преследовалась цель определить, прежде всего, макси-
мальный рост температуры оболочек твэлов и сопоставить его с рас-
четом, который выполнялся в условиях большой неопределенности в
описании сопутствующих явлений. А для этого требовались имитато-
ры твэлов, выдерживающие такой тепловой поток. Разработку их
конструкции с проведением опытно-технологических работ, выбор
жаростойких материалов пришлось выполнять собственными сила-
ми. На пучке из семи имитаторов можно было уверенно получать те-
пловой поток до 1,2 МВт/м2, хотя на отдельных образцах удавалось
получать до 1,5 МВт/м2. Однако ресурс имитаторов позволял прово-
дить на них только один опыт с большой течью, после чего они при-
ходили в негодность. В то же время было известно, что один имита-
тор твэла с термопарами, выпускаемый американской фирмой
“Watlow”, стоил околоЮОО долларов (по состоянию на 1970-е годы).
В 70-80-е годы прошлого столетия в ряде стран были сооружены
интегральные стенды, моделирующие РУ PWR в масштабе, сущест-
венно превосходившим стенд безопасности. Их перечень приведен в
табл. 6.2.
Номинальный тепловой поток на стержнях воспроизводился только
на установках Semiscale, LOBI и LOFT (последняя — с ядерным обогре-
вом). Важно отметить, что при сопоставимых начальных условиях опы-
тов на установке LOFT максимальная температура оболочек твэлов при
имитации большой течи была примерно на 100 °C меньше, чем на уста-
новке Semiscale, причем время пребывания активной зоны при высо-
кой температуре было существенно меньше. Различия объясняются
тем, что на установке Semiscale процессы воспроизводились в одномер-
ном приближении, а на установке LOFT проявлялись пространствен-
ные эффекты, действующие в благоприятную сторону.
На других стендах, перечисленных в табл. 6.2, тепловой поток был
на уровне остаточного тепловыделения или несколько больше. Боль-
шая течь воспроизводилась с того момента, когда завершается стадия
истечения (UPTF); выполнялась большая программа опытов приме-
90
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
Таблица 6.2. Характеристики зарубежных интегральных стендов
Название стенда Масштаб Мощность на актив- ной зоне, МВт Давление, МПа Число стержней Страна, год пуска
Semiscale/Mod2 1:1705 2 17 25 США, 1973
LOBI/MOD2 1:712 5,3 16 64 Италия, 1982
SPES 1:427 9 20 97 Италия, 1984
BETHSY 1:100 3 17 428 Франция, 1986
LSTF 1:48 10 16 1064 Япония, 1985
LOFT 1:46 36,7 17 1300 США, 1978
PKL-2 1:145 3 4 314 ФРГ, до 1985
CCTF 1:21,4 10 0,6 2048 Япония, 1979
UPTF 1:1 Впрыск пара 2,2 49408 ФРГ, 1985
нительно к стадии повторного залива при большой течи, малым те-
чам и переходным режимам.
Интегральные стенды, моделирующие ВВЭР, были созданы в
Финляндии (PACTEL, REWET) и Венгрии (РМК). После прекраще-
ния работ на стенде безопасности ОКБ «Гидропресс», который не
был приспособлен для исследований по малым течам, в ЭНИЦ были
последовательно сооружены два интегральных стенда: ИСБ и ПСБ.
Параметры этих стендов приведены в табл. 6.3.
На этих стендах воспроизводились малые течи и различные переход-
ные режимы. Опытные данные с этих стендов включены в матрицы ве-
рификации для ВВЭР. На стенде ПСБ планируется проведение опытов
с большими течами, но при тепловом потоке ниже номинального.
Таблица 6.3, Интегральные стенды, моделирующие ВВЭР
Стенд Масштаб Мощность, МВт Число стержней Давление, МПа Реактор прототип Год пуска
PACTEL 1:305 1 144 12,5 ВВЭР-440 1990
РМК 1:2070 до 2 19 16 ВВЭР-440 1985
ИСБ 1:3000 1,8 19 25 ВВЭР-1000 1992
ПСБ 1:300 до 10 168 20 ВВЭР-1000 1999
91
Глава шестая
63
ЭКСПЕРИМЕНТЫ НА СТЕНДЕ БЕЗОПАСНОСТИ
Для исследования аварийных процессов при течи теплоносителя в
ОКБ «Гидропресс» была создана интегральная экспериментальная
установка (стенд безопасности), структурно моделирующая первый
контур. На ней предполагалось изучать только процессы, характер-
ные для мгновенного разрыва ГЦТ полным сечением. Первоначаль-
ной задачей исследований было получение опытных данных для
обоснования расчетных методик анализа безопасности проектируе-
мой АЭС «Ловииза». Работа была начата до аварии на АЭС TMI-2 в
США, когда об авариях с малыми течами речи не было, и все внима-
ние было сосредоточено на больших течах. Поэтому в схеме стенда не
был воспроизведен ПГ, теплопередача в котором, в отличие от малых
течей, не имеет значения на начальной стадии аварии.
Целью экспериментов на стенде было воспроизведение следую-
щих физических явлений в соответствии с табл. 6.1:
• расход теплоносителя из разорвавшегося трубопровода;
• теплоотдача в модели активной зоны в течение всего процесса
аварии, включая кризис теплоотдачи, осушение, возврат к пу-
зырьковому кипению;
• распространение фронта смачивания;
• унос капель из активной зоны и верхней камеры;
• осаждение капель в активной зоне и верхней камере;
• байпас и проникновение воды САОЗ.
После проведения исследований применительно к РУ В-213 рабо-
та была продолжена применительно к РУ ВВЭР-1000 с теми же целя-
ми. Приводимое ниже описание стенда относится к его последней
модификации. Некоторые результаты работы изложены в работах
[35], [36], [37].
Описание стенда безопасности. В состав стенда входят следующее
оборудование и системы: модель реактора, исправная циркуляцион-
ная петля и циркуляционная петля с течью, КД, циркуляционный
насос, система аварийного охлаждения модели активной зоны, сис-
тема разгерметизации контура (имитации разрыва трубопровода), га-
зовая система, система электропитания. Основные характеристики
стенда представлены в табл. 6.4.
92
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
Таблица 6.4. Основные характеристики стенда безопасности
Количество петель 2
Соотношение объемов петли с течью и исправной петли 1:12
Рабочее давление, МПа 16,0
Температура, °C До 350
Номинальная электрическая мощность, МВт 1,0
Масштаб стенда:
— по высотным размерам 1:1
- по мощности 1:3000
— по объему теплоносителя 1:2000
Основными условиями при создании стенда безопасности явля-
лись:
• воспроизведение основного оборудования первого контура;
• обеспечение динамики спада давления в модели реактора при мо-
делировании полного поперечного разрыва ГЦТ такой же, как и в
реальном реакторе.
Модель реактора содержала нижнюю камеру с опускным кольце-
вым каналом, верхнюю камеру, имитатор шахты и модель активной
зоны.
Внутри шахты была установлена модель активной зоны, которая
представляла собой семистержневую сборку имитаторов твэлов, по-
мещенную в шестигранный канал с размером «под ключ» 36 мм. Вы-
сота обогреваемой части сборки составляла 3530 мм. Диаметр стерж-
ней, геометрия ДР, их число и аксиальное расположение были такие
же, как в реакторе.
Исправная циркуляционная петля и петля с течью моделировали
ГЦТ реального реактора. Исправная (работоспособная) петля была
изготовлена из трубы 60x5 мм и моделировала совокупность всех ис-
правных петель РУ. Длина петли составляла около 45 м. В исправной
петле были установлены: циркуляционный насос (насос не модели-
рует ГЦН первого контура), механический фильтр и электронагрева-
тель. К петле подключался охладитель, расположенный на байпас-
ной линии.
Петля с течью (аварийная петля) была изготовлена из трубы 38x4 мм,
длина петли около 9 м. Аварийная петля оснащалась системой разгерме-
тизации циркуляционного контура.
93
Глава шестая
Система разгерметизации включала в себя два мембранных клапа-
на. Мембранный клапан был разработан в ОКБ «Гидропресс» и кон-
структивно оформлен следующим образом. Между источником дав-
ления и атмосферой последовательно установлены две мембраны.
Каждая мембрана зажата во фланцевом соединении и опирается на
диафрагму, формирующую отверстие течи. Между мембранами обра-
зован объем, который с одной стороны изолирован от контура, а с
другой — от атмосферы. В этот объем от газовой системы подается газ
с давлением, равным примерно половине рабочего давления в конту-
ре. Таким образом, каждая мембрана воспринимает половину рабо-
чего давления, что уменьшает толщину мембран и способствует более
быстрому их разрыву в заданный момент времени. Разрыв мембран
происходит при управляемом снижении давления в объеме между
мембранами. Мембрана, установленная со стороны контура, разру-
шается возросшим перепадом давления. Вторая мембрана разруша-
ется ударной волной давления. Разрушение мембран происходит по
острым кромкам отверстия в диафрагме. Ранее применялась одиноч-
ная мембрана, которая воспринимала полное давление. Она прожи-
галась разрядом тока от подведенного электрода. Однако у такого ре-
шения имелось два крупных недостатка: а) не гарантировалось полу-
чение отверстия полным сечением и б) мог произойти самопроиз-
вольный разрыв мембраны до того, как опыт был подготовлен.
Оценка времени разгерметизации контура проводилась по пока-
заниям двух индуктивных датчиков давления, один из которых был
установлен перед мембраной со стороны контура, а второй - в объе-
ме между мембранами. Измерения времени разгерметизации, прове-
денные в ряде опытов, показали, что оно не превышает 5 миллисе-
кунд.
Между клапанами была установлена перемычка с арматурой, за-
крытием которой обеспечивалось раздельное истечение через оба
конца «разорванного» трубопровода.
Гидроаккумулятор моделировал пассивную часть (САОЗ). Он со-
единялся трубопроводами с верхней и нижней камерами на уровне
выходных и входных патрубков.
Система электропитания стенда служила для обеспечения работы
циркуляционного насоса, подкачивающих насосов, подачи электро-
питания на электронагреватель и имитаторы твэлов. Пространствен-
ная схема стенда представлена рис. 6.1.
Конструкция имитатора твэла, рассчитанная на тепловые потоки,
характерные для ВВЭР-1000, разрабатывалась в ОКБ «Гидропресс» с
94
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
Рис. 6.1. Пространственная схема стенда:
1 — корпус модели реактора; 2 — имитатор шахты; 3 — семистержневой пучок; 4 -
компенсатор давления; 5 - работоспособная петля; 6 - расходомерная диафрагма; 7-
циркуляционный насос; 8 - электронагреватель; 9 - охладитель; 10 - аварийная
петля; 11 — мембранный клапан; 12 - гидроаккумулятор; 13 - механический фильтр
начала 1970-х годов и защищена авторскими свидетельствами (авто-
ры изобретений С.В. Левчук, В.Д. Накладнов и др.). Эта конструкция
с некоторыми вариациями использовалась и в других исследованиях,
где требовался косвенный обогрев стержней. В опытах на стенде без-
опасности применялись имитаторы твэлов, имеющие следующую
конструкцию. В качестве оболочки использовалась та же труба из
сплава Zr + 1% Nb, что и для штатного твэла. Внутри оболочки раз-
95
Глава шестая
Таблица 6.5. Геометрические характеристики имитатора
твэла, мм
Наружный диаметр оболочки 9,15
Внутренний диаметр оболочки 7,75
Диаметр стержня в зоне повышенного тепловыделения 5,1
Диаметр стержня в зоне пониженного тепловыделения 6,2
Наружный диаметр изолирующих втулок 7,6
Внутренний диаметр изолирующих втулок 5,2
Длина зоны повышенного тепловыделения 1990
Длина зоны пониженного тепловыделения 730+730
Полная длина обогреваемой части имитатора твэла 3450
мещался нагревательный стержень, который состоял из трех участков:
центрального и двух концевых. Центральный участок был изготовлен
из ниобия, концевые — из молибдена. Центральный участок изолиро-
вался от оболочки втулками из нитрида алюминия, концевые — напы-
ленным на них слоем из двуокиси алюминия. Зазоры между стержнем,
втулками и оболочкой заполнялись гелием. Геометрические размеры
имитатора твэла представлены в табл. 6.5, а его конструктивная схема
и профиль аксиального тепловыделения — на рис. 6.2.
Ток к стержню подводился через медные токоподводы. Они вводи-
лись под оболочку через изолирующие гермовводы. По длине имита-
тор твэла имел ступенчатое тепловыделение. В средней части имитато-
ра, т.е. на участке стержня из ниобия, тепловой поток был повышен.
Система измерений. По тракту циркуляции предусматривалось из-
мерение давления, меняющегося с большой скоростью, перепада да-
вления на пучке имитаторов твэлов, температуры потока в циркуля-
ционном контуре, температуры наружной поверхности имитаторов
твэлов, скорости и плотности теплоносителя, истекающего через
течь, расхода охлаждающей воды из системы САОЗ и ее температуры,
тока и напряжения на пучке.
Температура теплоносителя и наружной поверхности оболочек
твэлов, расход охлаждающей воды, ток и напряжение измерялись
обычными стандартными измерительными средствами, которые не
требуют подробного описания.
Измерение нестационарных давлений и перепада давления, ско-
рости и плотности двухфазного потока, истекающего через течь, про-
96
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
Рис. 6.2. Конструкция имитатора твэ-
ла (а) и профиль аксиального тепло-
выделения (б):
1 - оболочка; 2 - участок стержня из мо-
либдена; 3- напыленный слой изоляции из
двуокиси алюминия; 4 - участок стержня
из ниобия; 5 - изолирующие втулки из ни-
трида алюминия; qu - тепловыделение на
центральном участке стержня; qn - тепло-
выделение на периферийном участке
стержня
водилось с применением нестандартных средств, разработанных в
ОКБ «Гидропресс».
В условиях быстрого изменения давления для безынерционного
измерения необходимо применение электрических преобразовате-
лей, которые должны отвечать следующим требованиям:
• чувствительность преобразователя должна быть достаточной для
регистрации исследуемого процесса с погрешностью, не превы-
шающей заданную;
• должна быть известна и воспроизводима калибровочная характе-
ристика;
• собственная частота преобразователя должна превышать частоту
исследуемого процесса в 8-10 раз;
• выходной сигнал преобразователя должен быть стабильным в ус-
ловиях быстрого изменения температуры среды;
• перед чувствительным элементом преобразователя не должно
быть объемов, увеличивающих его инерционность.
Полезный электрический сигнал от преобразователя достаточно
мал и обычно необходимо его усиление для последующей регистра-
ции.
97
Глава шестая
Полоса разброса значений давления, измеренных группой
Рис. 6.3.
индуктивных датчиков в нижней камере
В ОКБ «Гидропресс» для измерения быстропеременного давления
в опытах с моделированием большой течи сначала применялись ин-
дуктивные датчики промышленного изготовления. Но они были рас-
считаны на иные условия применения и поэтому на стенде давали
значительную погрешность. На рис. 6.3 показана полоса разброса ре-
зультатов при одновременном измерении давления группой одина-
ковых датчиков в одном сечении нижней камеры модели реактора.
Высокая погрешность индуктивных датчиков побудила разрабо-
тать тензометрический датчик давления, на который получено автор-
ское свидетельство (В.В. Ковалев, Е.П. Котляков и др.). Конструк-
тивно он состоит из корпуса и закрепленных в нем мембраны и ба-
лочки с тензорезисторами. Тонкостенная мембрана воспринимает
давление и передает его через толкатель на балочку. На балочке уста-
новлены два термостойких тензорезистора, которые включены в по-
лумост. Собственная частота колебаний упругой системы датчика да-
вления составляет 19 кГц.
98
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
Электрический сигнал от датчика подается на усилитель ТА-5.
Усиленный сигнал поступает на регистрирующий прибор, в качестве
которого применяется светолучевой осциллограф. Динамические ка-
чества регистратора определяются частотным диапазоном установ-
ленного в осциллографе гальванометра.
Динамические качества измерительного канала с тензометриче-
ским датчиком давления проверялись тем же методом, что и с инду-
ктивным: в одном сечении устанавливались четыре одинаковых тен-
зометрических датчика. Результаты измерения давления в нижней
камере реактора при моделировании двухстороннего разрыва трубо-
провода диаметром 30 мм показаны на рис. 6.4.
Как видно из рис. 6.4, давление, измеренное тензометрическими
датчиками, имеет значительно меньший диапазон разброса, чем из-
меренное индуктивными.
Статистическая обработка результатов методических эксперимен-
тов позволила определить среднеквадратичную погрешность измере-
ния быстропеременного давления тензометрическим датчиком. При
статистической обработке за истинное значение измеряемого давле-
Рис. 6.4. Полоса разброса значений давления, измеренных группой тензо-
метрических датчиков в нижней камере
99
Глава шестая
ния принималось его среднеарифметическое значение, определен-
ное по показаниям нескольких датчиков. Полученная по результатам
обработки максимальная среднеквадратичная погрешность измере-
ния быстропеременного давления не превышает 0,49 МПа.
Измерение переменного перепада давления основано на тех же
принципах, что и измерение давления. Для этого был разработан спе-
циальный датчик, состоящий из двух полумостовых тензометриче-
ских датчиков давления. Их тензорезисторные полумосты включены
встречно по мостовой схеме в один измерительный канал. Электри-
ческий сигнал, снимаемый с диагонали моста, соответствует разно-
сти давлений, измеренных двумя датчиками давления, и подается на
усилитель ТА-5 с записью параметра на светолучевом осциллографе.
Расстояние между точками отбора давлений не влияет на динамиче-
ские свойства измерительного канала, так как организована безы-
нерционная электрическая передача сигнала к измерительному мос-
ту. Определение погрешности измерения перепада давлений также
проводилось в серии аналогичных опытов. В этих опытах перепад да-
вления на модели активной зоны измерялся четырьмя равноценны-
ми датчиками. Результаты измерений показаны на рис. 6.5.
Результаты измерений показывают, что максимальный разброс
определяемого параметра не превышает 0,75 МПа. Статистическая
обработка полученных результатов позволила вычислить среднеквад-
Рис. 6.5. Полоса разброса измеренных перепадов давления на модели ак-
тивной зоны
100
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
ратическую погрешность измерения перепада давлений, которая со-
ставила ±0,34 МПа.
Измерение массового расхода теплоносителя с изменяющимися в
широком диапазоне параметрами (давление — от исходного номиналь-
ного значения до атмосферного; объемное паросодержание — от нуля и
практически до единицы; температура - от исходного номинального
значения до температуры насыщения, определяемой давлением в конце
процесса) является достаточно трудной задачей. Поиск оптимального
решения усложняется тем, что нельзя применить какой-либо один
принцип, дающий одновременно информацию о скорости, динамиче-
ском напоре или плотности двухфазного потока. Необходимо обеспе-
чить одновременное измерение двух любых из указанных параметров.
Для измерения массового расхода истекающего теплоносителя на
стенде было применено комбинированное измерительное устройст-
во, состоящее из турбинного расходомера и однолучевой гамма-про-
свечивающей установки. В основу метода измерения были положены
следующие предпосылки:
1) чувствительность показаний турбинного расходомера к струк-
туре двухфазного потока можно ослабить до приемлемого уровня,
приняв диаметр крыльчатки расходомера равным диаметру канала, что
способствует усреднению импульсов, действующих на крыльчатку;
2) истечение теплоносителя происходит с очень большими массо-
выми скоростями, что способствует гомогенизации потока и позво-
ляет пренебрегать проскальзыванием пара;
3) гамма-просвечивание позволяет определить среднее по сече-
нию мгновенное паросодержание;
4) оба измерительных канала обладают достаточными динамически-
ми качествами для регистрации измеряемых параметров без искажения.
С учетом изложенных требований в ОКБ «Гидропресс» был разра-
ботан и изготовлен турбинный расходомер. Преобразующим элемен-
том расходомера является крыльчатка, изготовленная из магнитного
материала. Диаметр крыльчатки — около 28 мм. Крыльчатка закреп-
лена на оси, которая с двух сторон опирается на термостойкие под-
шипники, защищенные обтекателями. Крыльчатка, ось и подшип-
ники размещены внутри обоймы, имеющей внутренний диаметр 30 мм.
Обойма с крыльчаткой устанавливается в трубопровод с помощью
фланцевого разъема. Частотный сигнал от крыльчатки воспринима-
ется индуктивной катушкой, находящейся снаружи обоймы.
Принцип действия турбинного расходомера следующий. Лопасти
крыльчатки, проходя мимо полюса постоянного магнита, изменяют
101
Глава шестая
магнитный поток в цепи индуктивной катушки. В витках катушки наво-
дится переменный сигнал по току, пропорциональный скорости враще-
ния крыльчатки. Далее сигнал подается непосредственно на светолуче-
вой осциллограф или в интегратор, где дискретные импульсы преобразу-
ются в аналоговый сигнал, подаваемый на светолучевой осциллограф.
Градуировка турбинных расходомеров проводилась в стационар-
ном потоке пароводяной смеси, приготовленной смешением пита-
тельной воды и перегретого пара на методическом стенде. В резуль-
тате градуировки была определена зависимость скорости вращения
крыльчатки (частоты) от скорости смеси при различных значениях
давления и паросодержания. Градуировочная зависимость расходо-
мера показана на рис. 6.6, откуда видно, что частота вращения крыль-
чатки пропорциональна скорости смеси .Пунктиром обозначена гра-
дуировочная зависимость, полученная в потоке воздуха. Она совпа-
дает с зависимостью, полученной на пароводяной смеси, до частоты
160 Гц. Затем пропорциональность нарушается из-за возросшего
вклада трения в общее сопротивление вращению. Пароводяная
смесь, как более тяжелая среда, отдаляет момент нарушения пропор-
циональности за пределы исследованного диапазона. Такой же эф-
фект может быть достигнут совершенствованием подшипников. Та-
ким образом, представляется возможным использовать градуировоч-
Скорость потока, м/с
Рис. 6.6. фадуировочная характеристика турбинного расходомера
102
Теллогидравлика в аварийных и переходных режимах
рушением пропорциональности, т.е. допуская ее линейность во всем
диапазоне скоростей при движении пароводяной смеси.
На стенде безопасности были установлены два турбинных расхо-
домера в непосредственной близости от клапанов разгерметизации.
Для измерения плотности истекающего теплоносителя был при-
менен метод просвечивания потока пучком гамма-излучения. При
этом обеспечивается бесконтактное измерение с высоким быстро-
действием. В качестве излучателя применялся изотоп с низкой энер-
гией излучения - тулий-170, что обеспечивает получение максималь-
ного полезного сигнала при умеренных требованиях к биологиче-
ской защите. В качестве детектора излучения использовался сцин-
тилляционный счетчик, состоящий из кристалла NaJ и фотоэлек-
тронного умножителя ФЭУ-93, который превосходит газоразрядные
счетчики на два порядка как по эффективности регистрации излучения,
так и по разрешающей способности. Частотный сигнал от ФЭУ подавал-
ся на интегрирующую R-C цепочку, и в виде электрического сигнала,
прошедшего усилитель, поступал на регистрирующий прибор КСП-4.
Градуировка измерительного канала проводилась по двум репер-
ным точкам с известной плотностью: для воды с номинальными па-
раметрами перед разгерметизацией и для пара с параметрами в конце
опыта. Предполагалось, что градуировочная характеристика линейна.
Массовый расход через течь в данный момент времени определял-
ся перемножением скорости пароводяной смеси и ее плотности. По-
грешность измерения массового расхода теплоносителя через течь
определялась из материального баланса. Для этого количество воды,
вытекшей из контура, сравнивалось с интегралом кривой спада рас-
хода через течь. В проведенных опытах разница не превысила 10%.
Температура оболочек имитаторов твэлов измерялась поверхностны-
ми термопарами, установленными на центральном и двух периферийных
имитаторах (всего 12 шт.). Измерялось также распределение температур
по контуру в 15 точках. Полная схема измерений представлена на рис. 6.7.
Основные результаты эксперимента. Здесь представлены результа-
ты эксперимента со следующими начальными условиями:
• давление в верхней камере модели — 15,2 МПа;
• температура воды на входе в пучок - 296 °C;
• температура воды на выходе из пучка - 328 °C;
• мощность на пучке — 0,568 МВт;
• мощность на пучке в конце опыта — 0,040 МВт;
• удельный тепловой поток в средней части пучка —1,25 МВт/м2;
• расход воды через пучок — 3,1 кг/с;
103
Рис. 6.7. Принципиальная схема стенда:
1 - модель реактора; 2— измеритель плотности; 3- измеритель скорости; 4- устройство разгерметизации; 5- электрона-
греватель; 6 — циркуляционный насос; 7 - охладитель; 8 - измеритель расхода; 9 - гидроаккумулятор; Т — измерение тем-
пературы; Р- измерение давления
Глава шестая
Теплогидравлика в аварийных и переходных режимах
• расход воды в работоспособной петле — 5,1 кг/с;
• расход воды в аварийной петле — 2,0 кг/с;
• диаметр отверстия течи — 2 х 0,03 м;
• давление воды в емкости САОЗ — 5,88 МПа.
Имитировался гильотинный разрыв ГЦТ у входного патрубка ре-
актора. Спад остаточного тепловыделения имитировался за счет ме-
ханического выбега мотор-генераторов с задержкой 2,5 с. Вода САОЗ
подавалась в верхнюю и нижнюю камеры одновременно. Изменение
температуры оболочки центрального имитатора твэла в средней его
части представлено на рис. 6.8. В течение переходного режима было
зафиксировано две области повышения температуры. Первый значи-
тельный разогрев оболочек происходит через 2-3 с после разгермети-
зации контура и вызван возникновением кризиса теплоотдачи при
кратковременном застое циркуляции перед ее реверсом. Первый пик
температуры длится 1-2 с, после чего происходит быстрое расхола-
живание оболочек до текущей температуры теплоносителя. Выход из
кризиса связан со снятием аккумулированного тепла в имитаторах
твэлов при возникновении устойчивой обратной циркуляции двух-
фазного потока через пучок. Повторный разогрев оболочек начина-
ется с момента снижения уровня теплоносителя в пучке. Расхолажи-
вание оболочек на этой стадии режима происходит при повторном
заполнении пучка имитаторов водой из емкости САОЗ.
Время, с
Рис. 6.8. Температура оболочки центрального имитатора твэла в его
средней части по показаниям трех термопар
105
Глава шестая
106
Время, с
Рис. 6.9. Изменение скорости теплоносителя, истекающего через течь:
- короткая ветвь; W2 — длинная ветвь
Рис. 6.10. Изменение плотности теплоносителя, истекающего через течь
pj - плотность в короткой ветви; р2 - плотность в длинной ветви
Теллогидравлика в аварийных и переходных режимах
Как видно из графика рис. 6.9, скорость теплоносителя, истекающего
через короткую ветвь разорванного трубопровода, значительно ниже
скорости потока через длинную ветвь. Плотность пароводяного потока в
короткой ветви выше, чем в длинной, что видно на графике рис. 6.10.
В заключение следует отметить, что эксперименты с имитацией
больших течей на интегральном стенде в России пока больше нигде
не проводились.
64
СТЕПЕНЬ ЗАПОЛНЕНИЯ МАТРИЦ ВЕРИФИКАЦИИ ДНЯ ВВЭР
Наряду с исследованиями на интегральном стенде, в ОКБ «Гидропресс»
был проведен большой комплекс работ по исследованию явлений 1,7,8,
11,12,16,19,21,26,35 согласно табл. 6.1, а также других явлений, не ука-
занных в таблице. Обзор этих исследований дан в главе 8.
Вместе с тем, применительно к ВВЭР в Финляндии на интеграль-
ных и фрагментных стендах были выполнены исследования по по-
вторному заливу при большой течи, по отдельным явлениям при ма-
лой течи и в переходных режимах. Особо следует отметить исследова-
ние по поведению гидрозатвора на модели с натурными размерами,
исследования по проблеме накопления бора в реакторе при малой те-
чи на крупномасштабных установках. В Венгрии на интегральном
стенде были проведены опыты с имитацией малых течей и некоторых
переходных режимов. Все эти исследования охватывают явления 4,8,
17, 18, 22, 23, 24, 26.
В 1990-х годах начались работы в ГНЦ ФЭИ применительно к
ВВЭР. Были развернуты работы по кризису теплообмена, повторно-
му заливу, теплоотдаче в осушенной активной зоне. Аналогичные ис-
следования были проведены и в РНЦ «Курчатовский институт».
В целом в работе [34] отмечается, что для малых течей и переход-
ных режимов (с учетом происшествий, имевших место на АЭС, и
проведенных там испытаний) имеется достаточно информации для
верификации кодов. Что касается больших течей, то матрица вери-
фикации для ВВЭР не закрывает явления 3 и 5-10. Важная информа-
ция ожидается со стенда ПСБ в ЭНИЦ, но этот стенд также воспро-
изводит процессы в одномерном приближении. Поэтому было бы
желательным получение опытных данных с зарубежных крупномас-
штабных установок.
107
Экспериментальное обоснование новых систем
безопасности
В новых проектах РУ ВВЭР-1000, в дополнение к действующим уста-
новкам, предусмотрены новые системы безопасности, предназна-
ченные для противодействия запроектным авариям с повреждением
активной зоны [38], [39], [40]. С точки зрения теплогидравлики пре-
дусмотрены следующие системы:
• система пассивного отвода тепла (СПОТ) к конечному поглотите-
лю, каковым является атмосферный воздух;
• система быстрого ввода бора (СБВБ);
• дополнительная система залива активной зоны в авариях с течью
теплоносителя на основе гидроемкостей второй ступени (ГЕ-2).
Кроме того, в проекте РУ ВВЭР-640 рассматривается концепция
удержания расплава активной зоны в пределах корпуса реактора при
условии его надежного наружного охлаждения. Для этого также тре-
буется своя система.
Все эти системы являются принципиально новыми и требуют экс-
периментального обоснования их работоспособности на стендах пред-
ставительного масштаба перед их включением в проект. Эти системы
основаны на пассивных принципах действия, т.е. для их срабатывания
не требуется подвод энергии извне. Действие СПОТ и ГЕ-2 основано на
естественной циркуляции, в СБВБ могут использоваться механиче-
ский выбег ГЦН и естественная циркуляция в первом контуре.
7.1
ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРАВЛИКИ СИСТЕМЫ БЫСТРОГО
ВВОДА БОРА
Система быстрого ввода бора (СБВБ) впервые применена в проекте
РУ ВВЭР-1000 повышенной надежности и безопасности (В-392,
В-412) и предназначена для обеспечения снижения мощности реак-
108
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
тора в аварии с отказом аварийной защиты (ATWS), являясь вторым
независимым средством воздействия на реактивность.
СБВБ включает в себя сосуды с борным раствором с концентра-
цией 40 г/кг, которые установлены на байпасе ГЦН всех циркуляци-
онных петель. В случае отказа аварийной защиты открывается запор-
ная арматура, и под действием перепада давления на ГЦН раствор
бора вытесняется теплоносителем из сосуда СБВБ в первый контур.
Таким образом, характер вытеснения борного раствора из сосуда явля-
ется одним из наиболее важных процессов, характеризующих работо-
способность данной системы, что и было задачей исследования [41].
Экспериментальная установка. Принципиальная схема экспери-
ментальной установки приведена на рис. 7.1. Основным узлом уста-
новки являлась модель сосуда СБВБ, изготовленная в масштабе 1:4 и
изображенная на рис. 7.2. Объем модели составлял 0,13 м3 (объем со-
суда СБВБ для РУ В-392 составляет 8,32 м3). Вода подводилась и от-
Рис. 7.1. Принципиальная гидравлическая схема экспериментальной
установки:
1 - бак холодной воды; 2 - подпиточный насос; 3 - бак горячей воды; 4 -
циркуляционный насос; 5 - расходомерные диафрагмы; 6 - регулятор расхода; 7 -
турбинный расходомер; 8 - модель сосуда СБВБ; 9 - байпасная линия; 10 - подвод
пара
109
Глава седьмая
водилась через колена с углом поворота 90° и внутренним диаметром
50 мм. Рассматривался также процесс вытеснения раствора из сосуда
с коленами внутренним диаметром 26 мм.
Изучение вытеснения раствора бора из сосуда СБВБ проводилось
путем подачи горячей воды в модель, заполненную холодной водой,
т.е. изменение концентрации борного раствора моделировалось из-
менением температуры воды.
Измерение температуры проводилось малоинерционными термо-
парами, установленными на входе и выходе модели, а также на пяти
зондах внутри модели, на каждом из которых было установлено до
пяти термопар для измерения температуры во всем объеме сосуда
(см. рис. 7.2).
Подобие изучаемого процесса вытеснения раствора натурному
обеспечивалось определенной, заранее заданной величиной расхода
горячей воды через модель. При этом в модельном и натурном сосу-
де должно быть выдержано равенство числа Струхаля (безразмерно-
го времени), характеризующего скорость протекания процесса:
от КД
Рис. 7.2. Модель сосуда СБВБ:
1 - входной патрубок; 2 — корпус; 3 —
колено; 4 — выходной патрубок; 5 —
зонд с термопарами
110
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
WMTM _WHTH
LM Ln
(7.1)
где w — скорость; L — линейный размер; т — время.
Отсюда получаем моделирующий расход вытесняющей воды для
модели масштаба М:
QM=QHM\ (7.2)
При соблюдении геометрического подобия процессы термиче-
ского расслоения и перемешивания зависят от числа Фруда, опреде-
ляемого как
W2
Fr----X—’
Др
gD----
Р
(7.3)
где Др — разность плотностей борного раствора и теплоносителя; р —
плотность борного раствора; g = 9,81 м/с2.
Если ориентироваться на число Фруда, модельный и натурный
расходы (0М и Сн) должны быть связаны соотношением
(7.4)
По проекту РУ В-392 расход теплоносителя через емкость СБВБ
при работе четырех ГЦН равен примерно 1200 м3/ч, а его плотность
при температуре 295 °C равна 741 кг/м3. Плотность борного раствора
в зависимости от температуры Ги концентрации с (г/кг) определяет-
ся следующим уравнением:
Р = Ро( 7) + 0,315с + 0,0001с2,
(7.5)
111
Глава седьмая
где Рп(7) - плотность чистой воды в зависимости от температуры,
кг/м3.
Плотность раствора в емкости при температуре 60 °C и концент-
рации 40 г/кг равна 996 кг/м3. На стенде плотность горячей воды, вы-
тесняющей холодную воду из модели емкости, при температуре 60 °C
была 983, а холодной — 1000 кг/м3. Исходя из этих данных и соотно-
шения (7.4), расход через модель емкости согласно числу Фруда дол-
жен быть 9,66 м3/ч для диаметра колен 50 мм. По соотношению (7.2)
он равен 15,7 м3/ч. Таким образом, применительно к работающему
ГЦН максимальные моделирующие расходы по обоим соотношени-
ям в опытах были существенно меньше верхней границы исследован-
ного диапазона расходов (24,2 м3/ч).
Согласно проектным данным для РУ В-392, в случае срабатыва-
ния СБВБ при отключении четырех ГЦН расход теплоносителя через
сосуд уменьшается соответственно уменьшению расхода по циркуля-
ционной петле, как показано на рис. 7.3 (пересчитано на модель).
При этом учтено, что СБВБ срабатывает через 10 с после обесточива-
ния ГЦН, когда расход через петлю снижается в 1,5 раза.
Опыты проводились как при постоянных, так и переменных рас-
ходах горячей воды через модель. Для имитации уменьшения расхо-
да теплоносителя через сосуд СБВБ экспериментальная установка
имела регулятор расхода, состоящий из шести параллельных после-
Рис. 7.3. Уменьшение расхода через модель сосуда при отключении ГЦН
112
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
щи регулятора проводилось ступенями так, чтобы максимально при-
близиться к расчетной кривой падения расхода при выбеге ГЦН.
Исследования проводились в диапазоне постоянных значений
расходов горячей воды через модель сосуда от 2 до 24 м3/ч. Расходы
измерялись диафрагмами с предельной относительной погрешно-
стью не более 2,5%. Величины переменных во времени расходов кон-
тролировались при помощи турбинного расходомера.
Для проверки влияния на перемешивание скорости горячей воды,
поступающей в модель сосуда, была проведена серия экспериментов
с коленами, имеющими внутренний диаметр 26 мм.
Эксперименты на установке проводились в следующей оче-
редности.
Вначале модель и весь контур экспериментальной установки при
помощи насоса из бака объемом 25 м3 заполнялись холодной водой с
температурой 20-25 °C. Затем вода в баке объемом 1,5 м3 нагревалась
паром примерно до 60 °C. Одновременно с этим по байпасной линии
с помощью циркуляционного насоса разогревались трубопроводы до
входа в модель, а заодно перемешивалась подогреваемая в баке вода.
Задвижка на входе в модель в это время была закрыта. Далее цирку-
ляционный насос выключался, задвижка на байпасной линии закры-
валась, а на входе в модель открывалась. При этом, чтобы обеспечить
необходимую величину расхода горячей воды через модель, задвижка
устанавливалась в заранее определенном положении. На этом подго-
товка к проведению экспериментов заканчивалась.
Началом эксперимента считался момент включения циркуляци-
онного насоса с открытой задвижкой на входе в модель, после чего
горячая вода поступала сначала в модель, а затем в бак с холодной во-
дой. За 10—15 с до пуска насоса начиналась регистрация необходи-
мых параметров.
Результаты исследования. Исследования состояли из двух серий
экспериментов. Первая серия опытов проводилась на модели с коле-
нами, у которых внутренний диаметр был равен 50 мм, что соответст-
вовало в выбранном масштабе проектной конструкции емкости
СБВБ. Она состояла из 12 опытов при постоянных расходах горячей
воды через емкость в диапазоне от 3 до 24 м3/ч и шести опытов с пе-
ременным расходом воды через емкость.
Вторая серия опытов проводилась на емкости с коленами умень-
шенного диаметра, равного 26 мм, т.е. при увеличенных скоростях
горячей воды, поступающей в емкость. Серия состояла из 18 опытов
с постоянными расходами через емкость в диапазоне от 2 до 25 м3/ч.
113
Глава седьмая
Безразмерная концентрация борного раствора на выходе из емко-
сти 0 выражалась через безразмерную температуру в следующем ви-
де:
Т - Г
0= ——\
Tt-T.
(7.6)
где Ti — текущая температура воды на выходе из емкости; Тт и То —
температура горячей и холодной воды.
Во время проведения опытов температура горячей воды на входе в
модель достигала своего максимального значения, равного темпера-
туре горячей воды в баке, не сразу после пуска насоса, а с некоторой за-
держкой, связанной с вытеснением объема холодной воды в трубопро-
воде между задвижкой и моделью. Поэтому температура на входе в мо-
дель принималась с учетом транспортного запаздывания, а отсчет вре-
мени начинался с момента подхода фронта горячей воды к модели.
Изменение температуры воды на выходе из модели представля-
лось в виде функции относительного времени ее заполнения
9 = F(——) = Ду), (7.7)
т
зап
где тзап = KM/QM — время заполнения модели объемом Гм водой рас-
ходом QM.
Ввиду того, что участок трубопровода между моделью и задвиж-
кой на ее входе в начале опыта был заполнен холодной водой, а тер-
мопары на входе и выходе модели были расположены на некотором
расстоянии от модели, вводилась поправка на запаздывание показа-
ний термопар.
При определении относительного времени процесса вытеснения
данные поправки становятся постоянными и не зависящими от рас-
хода.
Изменение относительной температуры воды на выходе модели
емкости СБВБ с коленами Dy 50 и Dy 26 в зависимости от относи-
тельного времени вытеснения холодной воды в опытах с постоянным
расходом горячей воды приведено на рис. 7.4 и 7.5.
Как видно из графиков, для всех расходов через модель имеет ме-
сто единая совокупность точек, что свидетельствует об автомодель-
114
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Рис. 7.4. Изменение относительной температуры на выходе из модели с
коленами диаметром 50 мм при различных постоянных расходах воды
через модель в диапазоне 3,1-24,2 м3/ч
ности гидродинамических процессов в широком диапазоне расходов.
Вначале примерно 30—40% раствора борной кислоты из емкости вы-
тесняется путем чисто поршневого выдавливания. Далее концентра-
ция бора на выходе начинает уменьшаться. Изменение относитель-
ной температуры воды (концентрации бора) на выходе из емкости
может быть аппроксимировано функциями вида:
0 = 1 —/Л2у3 при 0 < у < 1; (7.8)
0 = 1 - /Л2[ 1 + 0,95(v - I)0’7] при 1 < у < 3. (7.9)
Непосредственное подтверждение пригодности данной эмпири-
ческой зависимости для режимов с переменными расходами горячей
воды через модель было получено в опытах с переменным расходом.
Независимость протекающих в емкости гидродинамических процес-
сов от расхода (для колен Dy 50) с учетом разности плотностей и совпа-
дение результатов опытов при переменных и постоянных расходах горя-
чей воды через модель позволяет уверенно переносить результаты мо-
дельных исследований на полномасштабную установку типа В-392.
115
Глава седьмая
Рис. 7.5. Изменение относительной температуры воды на выходе из моде-
ли с коленами диаметром 26 мм в диапазоне постоянных расходов 2-
25 м3/ч:
кривая 1 - данные для колен диаметром 50 мм; точки вокруг этой кривой — данные для
колен диаметром 26 мм при расходах до 16,4 м3/ч; точки отдельно — данные для колен
диаметром 26 мм при расходах более 16,7 м3/ч
Как можно видеть из рис. 7.5, результаты второй серии опытов с
коленами внутри модели Dy 26 до расхода 16,4—16,7 м3/ч совпадают
с результатами первой серии опытов с коленами Dy 50. При дальней-
шем увеличении расхода резко меняется характер термического рас-
слоения и перемешивания внутри модели сосуда. Это является след-
ствием увеличения скоростного напора струи, вытекающей из вход-
ного колена, что способствует перемешиванию и удлиняет процесс
вытеснения борного раствора из емкости, что нежелательно при сра-
батывании СБВБ на выбеге ГЦН.
Количество холодной воды, вытесненной из модели после одно-
кратного заполнения (у = 1), составляет 89,4%, что следует из интег-
рирования кривой на рис. 7.4. Полностью раствор бора вытесняется
из емкости за относительное время у = 1,4. Например, при срабаты-
116
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
вании СБВБ в стационарном режиме при работе всех четырех петель
время заполнения емкости должно составлять
V 8 32
т_ = — 3600 = ------ 3600 = 24,9 с.
odll
Таким образом, полное вытеснение борного раствора произойдет
через 24,9-1,4 = 34,8 с, когда площадь под кривой 0 =Ду) будет рав-
на единице. На самом деле полная площадь под кривой равна 1,12,
что является следствием поглощения тепла стенками сосуда. При ис-
пользовании солевого трассера эта методическая погрешность не
возникла бы. Она не имеет никакого значения, если ГЦН работают,
но становится важной при их выбеге. Если принять у = 1,4 при вы-
беге, то, с учетом кривой на рис. 7.4, условием полного вытеснения
раствора является соотношение
1 тзап
- J е(т)л=1,4,
V о
(7.10)
откуда определяется время и время вытеснения раствора М^п-
Если время выбега ГЦН меньше времени вытеснения раствора, часть
его может остаться в емкости.
Вытеснение раствора может продолжаться при развитой естест-
венной циркуляции в первом контуре. Однако положение может ос-
ложниться, если СБВБ расположена ниже петли. В этом случае в тру-
бопроводе от емкости к ГЦТ более холодная жидкость может образо-
вать тепловой затвор, который естественная циркуляция преодолеть
не сможет. Этот вопрос должен быть проанализирован расчетными
методами с учетом кривой спада расхода, опытной кривой вытесне-
ния раствора, момента кампании активной зоны. При расположении
СБВБ выше петли вместо теплового затвора образуется сифон, кото-
рый может снять указанную проблему.
Ускорить поступление раствора из емкости в первый контур мож-
но, если поршневой характер вытеснения из емкости растянуть во
времени путем совершенствования внутрикорпусных устройств, соз-
дав таким образом возможно более плоский фронт вытеснения.
117
Глава седьмая
72
ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СИСТЕМЫ
ПАССИВНОГО ОТВОДА ТЕПЛА
Система предназначена для отвода остаточного тепловыделения от
активной зоны при обесточивании АЭС с потерей всех источников
переменного тока до 24 ч. Тепло отводится за счет естественной цир-
куляции всех сред: теплоносителя первого контура, пара-конденсата
второго контура и атмосферного воздуха.
На ранней стадии проекта к ПГ каждой петли подключались че-
тыре воздушных теплообменника-конденсатора (всего 16), образую-
щих четыре канала расхолаживания. В режиме ожидания эти ТО по
пару и конденсату постоянно подключены к ПГ, воздушный тракт до
и после ТО перекрыт воздушными затворами. В таком режиме име-
ются тепловые потери от нагретой теплоизоляции, от протечек воз-
духа через затворы и от утечки тепла через строительные конструк-
ции. При обесточивании электромагнитов, которые удерживают воз-
душные затворы в закрытом положении, последние под действием
силы тяжести открываются. Атмосферный воздух за счет естествен-
ной тяги поступает во входной кольцевой коллектор, расположен-
ный вокруг защитной оболочки. Затем по воздуховодам воздух на-
правляется в ТО, где нагревается, конденсируя пар, и далее поступа-
ет в тяговые участки воздуховодов и через выходной коллектор сбра-
сывается в атмосферу (рис. 7.6).
СПОТ рассчитана на отвод 2% номинальной мощности, т.е.
60 МВт при температуре наружного воздуха 50 °C и отказе одного ка-
нала СПОТ (принцип единичного отказа). При отсутствии отказа
мощность СПОТ должна быть 80 МВт. Проектная температура на-
ружного воздуха находится в пределах от минус 40 до плюс 50 °C.
СПОТ — принципиально новая система, а это требует ее экспери-
ментальной отработки на крупномасштабном стенде при ее внедре-
нии в проект АЭС.
Стенд с полномасштабным ТО был создан в ОКБ «Гидропресс» в
1992 г. Он включает в себя воздушный тракт с натурными размерами
по высоте, затворы до и после ТО, паро-конденсатный тракт. Источ-
ником насыщенного пара служит сосуд, имитирующий ПГ. В него
под уровень воды подавался слабо перегретый пар. Конденсат отво-
118
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Рис. 7.6. Новые системы безопасности в проекте РУ В-392:
1 — реактор; 2 - ПГ; 3 - подвод пара к СПОТ; 4 — трубопровод отвода конденсата; 5 —
входной кольцевой коллектор воздуха; 6 - теплообменник СПОТ; 7 - воздушные за-
творы; 8 — тяговая шахта; 9— выходной коллектор воздуха; 10— дефлектор; 11 — сис-
тема быстрого ввода бора; 12 — гидроемкость второй ступени (ГЕ-2); 13 — фильтро-
вальная установка; 14 — труба-теплообменник пассивной системы фильтрации
(ПСФ); 15 - паровой коллектор; 16 — вентиль ПСФ
дился через сливной трубопровод в имитатор ПГ при замкнутом кон-
туре естественной циркуляции, или во внешние системы при разомк-
нутом. Принципиальная схема стенда показана на рис. 7.7.
Полномасштабный ТО был изготовлен из углеродистых труб 32x4 мм,
образующих четырехходовые змеевики в вертикальной плоскости. Пря-
молинейные участки змеевиков имели винтовые ребра диаметром 52,
толщиной 1 и шагом 6 мм. Змеевики образовывали две параллельно
включенные секции по пару и конденсату. Выбор указанного типо-
размера труб был продиктован возможностями их изготовления, су-
ществовавшими на начало 90-х годов. Этот типоразмер не являлся
119
Глава седьмая
Рис. 7.7. Схема стенда с теплообменником СПОТ:
1 - ТО; 2 - тяговая труба; 3 - верхняя пара воздушных затворов; 4 - сдувка газов; 5
конденсатор; 6- имитатор ПГ; 7- пароохладитель
Рис. 7.8. Трубный пучок новой модели ТО (показана одна половина)
120
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Рис. 7.9. Тепловая мощность СПОТ в зависимости от температуры
наружного воздуха
оптимальным с точки зрения массогабаритных характеристик. Сей-
час промышленностью освоено производство оребренных труб лю-
бого желаемого типоразмера.
В последнее время на стенде установлена и испытывается новая
конструкция ТО, воздушный тракт при этом остался без изменений.
Новый ТО снабжен трубами оптимального типоразмера: диаметр
25x2,5, диаметр ребер 45, их толщина 1, шаг 5 мм (рис. 7.8). Теперь к
одному ПГ подключаются не четыре, а три ТО, причем их суммарная
мощность увеличена по сравнению с прежними ТО. В конструкции
приняты меры по предотвращению температурных пульсаций на
концах труб: увеличен угол их наклона, выход из нижних труб подто-
плен. Такие ТО предполагается установить на РУ В-392 (вторая оче-
редь НВАЭС) и В-412 (АЭС в Индии).
Были проведены эксперименты при различных температурах на-
ружного воздуха. Были определены тепловые потери СПОТ в режи-
ме горячего ожидания. Также была снята мощностная характеристи-
ка ТО при открытых воздушных затворах. Мощность, отводимая ТО
в пересчете на всю СПОТ, в зависимости от температуры наружного
воздуха при номинальном давлении пара 6,3 МПа показана на
рис. 7.9.
121
Глава седьмая
Время, с
Рис. 7.10. Выход ТО на стационарный режим после открытия воздушных
затворов при температуре воздуха 28 °C:
dP— показания перепадомера по воздуху
Определялось время выхода модели ТО на стационарную мощ-
ность из режима горячего ожидания после открытия воздушных за-
творов. Из рис. 7.10 видно, что это время составляет =21 с.
Проводились опыты с проверкой влияния неконденсирующихся
газов, которые могут скапливаться в трубчатке ТО, на процесс тепло-
обмена и на динамические характеристики СПОТ. В отличие от на-
турного процесса накопления газа, который в режиме ожидания про-
текает очень медленно, в опытах он вводился за короткое время, в ре-
зультате чего требовалось определенное время для стабилизации по-
ля температур и концентраций в трубной системе. Было установлено,
что весь газ в конце концов скапливается в нижнем коллекторе. Про-
являлось это в снижении температуры конденсата, которая до этого
равнялась температуре насыщения. После открытия воздушных за-
творов температура конденсата быстро возвращалась к температуре
насыщения. Однако количество введенного газа (в одном опыте =1,7 кг,
в другом =7,44 кг) на несколько порядков превышает прогнозируемую
величину, так что в реальных условиях вряд ли возможно обнаружить
накопление газа в системе по снижению температуры конденсата.
122
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Угол открытия затворов, град.
Рис. 7.11. Тепловая мощность модели ТО в зависимости от угла поворота
нижних воздушных затворов
Во избежание чрезмерной скорости расхолаживания РУ или для
поддержания ее в состоянии горячего резерва требуется регулирова-
ние степени открытия воздушных затворов пассивным образом. Спо-
собы такого регулирования в настоящее время находятся на стадии
разработки. Во время экспериментов была снята мощность ТО, как
функция угла поворота нижних воздушных затворов. Опыты показали,
что у плоского затвора регулирующая способность ограничена углом
поворота от нуля до 40° относительно горизонтали, причем регулиро-
вочная характеристика существенно нелинейна, как показано на
рис. 7.11. Поэтому желательно профилирование затворов (или специ-
ального регулятора) для получения более приемлемой характеристики.
Проводились опыты при низких температурах окружающего воз-
духа, низких давлениях пара и открытых воздушных затворах. При
ограничении поступления пара в ТО без прикрытия воздушных за-
творов происходит его быстрое расхолаживание, давление в ТО резко
падает вплоть до образования вакуума. Это грозит замерзанием кон-
денсата в трубках. Исследования теплогидравлики СПОТ продолжа-
ются. В частности, необходимо, опираясь на опытные данные, вери-
фицировать расчетную программу, описывающую поведение параме-
тров в СПОТ.
123
Глава седьмая
73
ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ
ДОПОЛНИТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЫ ЗАЛИВА
АКТИВНОЙ ЗОНЫ (ГЕ-2) РУ В-392
Данная система служит для подпитки реактора водой в аварии с по-
терей теплоносителя при одновременной потере всех источников пе-
ременного тока в течение 24 ч. Для этого в новых проектах АЭС пре-
дусмотрен запас воды в восьми соединенных параллельно емкостях
общим объемом 960 м3. Из этих емкостей вода через линии САОЗ
сливается самотеком в верхнюю и нижнюю камеры реактора. Систе-
ма срабатывает при снижении давления в первом контуре до
1,5 МПа. После этого открываются изолирующие клапаны пассивно-
го действия, которые соединяют верхнюю часть емкостей с ГЦТ ни-
же выходных коллекторов ПГ (где уже находится пар). Нижняя часть
ГЕ-2 подключается к линиям САОЗ. Таким образом, пар начинает за-
мещать воду в ГЕ-2 и предотвращает ее зависание при сливе в реак-
тор.
При анализе работы ГЕ-2 возникают следующие проблемы.
1. Запас воды в баках лишь немного превышает количество воды,
испаряющейся в реакторе за 24 ч. Поэтому вода из баков должна рас-
ходоваться очень экономно, в соответствии с кривой спада остаточ-
ного тепловыделения. В идеале подача воды должна в точности сле-
довать этой кривой. Тогда активная зона гарантированно может на-
ходиться под уровнем воды. Но для этого нужен регулятор с электро-
питанием, что невозможно по определению. Поэтому предусматри-
вается ступенчатая во времени подача воды через переливные трубы,
расположенные на разной высоте и имеющие разную пропускную
способность. Она тем больше, чем выше расположен перелив. При
оголении верхнего перелива расход воды скачком уменьшается и
продолжает оставаться примерно постоянным до оголения следующе-
го перелива и т.д. В проекте предусмотрено четыре ступени расхода.
2. При подключении ГЕ-2 к первому контуру возникают сложные,
термодинамически неравновесные процессы, связанные с взаимо-
действием холодной воды и пара. Такие явления, как их встречное те-
чение, захлебывание, чередование в трубах водяных и паровых про-
124
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Рис. 7.12. Принципиальная схема стенда ГЕ-2 (первоначальная)
бок, гидроудары могут препятствовать выходу системы на нормаль-
ный режим работы. Их изучение на масштабированных моделях не
гарантирует получения представительных результатов. Поэтому в
ГНЦ ФЭИ создана полномасштабная установка с натурной трасси-
ровкой всех трубопроводов [42]. Цель исследования - проверить, на-
сколько перечисленные явления могут препятствовать запуску систе-
мы в работу и внести необходимые коррективы в проект системы.
Принципиальная схема установки показана на рис. 7.12. Два верхних
бака имитируют две подключенные параллельно ГЕ-2, соединенные
снизу и сверху уравнительными линиями. Между баками к уравни-
тельным линиям подключен коллектор с четырьмя сливными труба-
ми, с помощью которых обеспечивается ступенчатое изменение рас-
хода. Эти трубы опущены несколько ниже точки поступления воды в
нижние баки для создания гидрозатвора. Два нижних бака имитиру-
ют паровое пространство входной или выходной камеры реактора.
Они также соединены уравнительными линиями снизу и сверху. Пар
от внешнего источника подается в нижние баки, откуда поступает в
верхнюю часть ГЕ-2, замещая вытекающую воду.
Первая задача, которая решалась на этом стенде — это настройка
сливных линий на заданные расходы, которая проводилась в изотер-
125
Глава седьмая
Рис. 7.13. Расходная характеристика стенда ГЕ-2, полученная на холодной
воде
мических условиях на холодной воде. Полученная расходная характе-
ристика стенда показана на рис. 7.13 и соответствует проектной.
Несмотря на кажущуюся простоту схемы пассивного залива, при
первых пусках стенда с подачей пара обнаружились такие явления,
которые показали неспособность этой схемы работать по назначе-
нию. В верхних баках, не имеющих газовой подушки, при пуске воз-
никали гидроудары и колебания уровня. Поскольку натурная обвяз-
ка двух ГЕ-2 не полностью симметрична, опорожнение верхних ба-
ков проходило по-разному. Был проведен ряд последовательных мо-
дернизаций схемы, направленных на устранение выявленных недос-
татков [43]. Было сочтено целесообразным решать эту задачу, ввиду
ее сложности, по частям, для чего временно использовалась схема с
одним верхним баком.
Расходная характеристика при первом «горячем» пуске стенда с
первоначальной схемой показана на рис. 7.14. Та же характеристика
после ряда модернизаций при использовании только одного верхне-
го бака показана на рис. 7.15. Как можно видеть, получена стабиль-
ная характеристика на всех четырех ступенях расхода, близкая к про-
ектной (см. рис. 7.13).
126
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Рис. 7.14. Расходная характеристика стенда при «горячем» пуске до мо-
дернизации
Рис. 7.15. Расходная характеристика после ряда модернизаций при ис-
пользовании одного верхнего бака
127
Глава седьмая
Дальнейшей целью является получение такой же характеристики
для двух параллельно работающих ГЕ-2.
3. Предполагается, что СПОТ может дополнительно поддержи-
вать запас воды в реакторе, повышая надежность его охлаждения.
Для этого температура воды в ПГ должна быть снижена за счет рабо-
ты СПОТ до такого уровня, когда становится возможной конденса-
ция пара внутри труб ПГ и возврат части конденсата в реактор. К это-
му времени давления в первом контуре и под защитной оболочкой
уже одинаковы. По мере спада мощности, выделяемой в реакторе,
давление в первом контуре при конденсации пара имеет тенденцию к
снижению. В результате из пространства защитной оболочки в
первый контур начинает поступать паровоздушная смесь. Воздух,
выделяющийся при конденсации пара, может резко ухудшить тепло-
передачу в ПГ вплоть до полного ее прекращения. Происходит так
называемое «отравление» трубчатки. Если течь расположена на хо-
лодной стороне петли, полное «отравление» невозможно, поскольку
накоплению воздуха препятствует поток пара, проходящий через ПГ
в сторону течи. Содержание воздуха в ПГ автоматически отслежива-
ет спад мощности в реакторе, поддерживая нулевой перепад давле-
ния между первым контуром и защитной оболочкой. Из-за наличия
гидрозатвора на холодной стороне петли, который периодически за-
полняется и прорывается, описанный процесс должен носить коле-
бательный характер. Следовательно, при течи на холодной стороне
петли проблемы с конденсацией пара не возникает (см. параграф 8.3).
При течи на горячей стороне ПГ становится тупиковым объемом,
что ведет к прогрессирующему накоплению в нем воздуха вплоть до
полного «отравления». Эффект полного «отравления» был продемон-
стрирован на маломасштабном стенде в ГНЦ ФЭИ. Время, за кото-
рое оно достигается, зависит от фракционного состава паровоздуш-
ной смеси. Это время может растянуться за счет того, что накаплива-
ющийся в выходной части ПГ воздух расходуется на замещение воды
в ГЕ-2. Тем не менее, для гарантированного поддержания конденса-
ции может потребоваться принудительное удаление воздуха в про-
цессе управления аварией.
4. При работе ГЕ-2 отвод тепла от РУ происходит за счет кипения
в активной зоне при наличии уровня, положение которого зависит от
места течи. При совместной подпитке реактора от ГЕ-2 и конденса-
том из ПГ избыток воды сливается в течь. Этот избыток существенно
меньше, чем при работе насосов САОЗ. Поэтому требует рассмотре-
ния проблема накопления бора в реакторе.
128
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Для комплексного изучения всех перечисленных вопросов, свя-
занных с работой новых пассивных систем безопасности, в ГНЦ
ФЭИ намечено дополнить стенд ГЕ-2 моделями СПОТ и ПГ [44].
74
ОХЛАЖДЕНИЕ ДНИЩА КОРПУСА РЕАКТОРА
В СЛУЧАЕ АВАРИИ С ПЛАВЛЕНИЕМ АКТИВНОЙ ЗОНЫ
Постановка задачи. При достаточно длительной потере охлаждения
активной зоны реактора ВВЭР неизбежно ее плавление и накопле-
ние расплава в нижней части корпуса. Дальнейшее развитие аварии
может привести к разрушению корпуса и выходу расплава наружу,
что резко увеличивает вероятность выхода радиоактивных материа-
лов за пределы защитной оболочки АЭС. Поэтому удержание распла-
ва в корпусе реактора является заманчивой концепцией, требующей
всестороннего обоснования. Один из ее ключевых моментов — на-
дежность охлаждения нижней части корпуса реактора при затопле-
нии реакторной шахты водой. Если при этом на поверхности днища
не возникает кризис теплоотдачи, данная концепция заслуживает бо-
лее глубокой проработки и имеет шансы быть обоснованной.
Охлаждение нижней части корпуса реактора происходит в услови-
ях естественной циркуляции с относительно небольшими скоростя-
ми воды. Сочетание геометрических и режимных параметров, опре-
деляющих возникновение кризиса теплоотдачи, является уникаль-
ным и не имеет аналогов в практике предыдущих исследований. Ес-
ли обратиться к исследованиям кризиса теплоотдачи в условиях сво-
бодного объема, можно видеть, что опыты проводились на пластинах
малого размера, ориентированных в пространстве различным обра-
зом. В частности на пластинах, обращенных теплоотдающей поверх-
ностью вниз, КТП, как показано в работах [45]—[47], снижается при-
мерно в 5 раз по сравнению с поверхностью, обращенной вверх. Дан-
ными этих исследований невозможно воспользоваться при анализе
теплоотдачи от нижней части корпуса реактора, представляющей со-
бой эллипсоид вращения диаметром около 4,5 м. Его большие разме-
ры создают предпосылки для более интенсивной естественной кон-
векции воды, способствующей отводу пара от поверхности. Кроме
129
Глава седьмая
того, при затоплении реакторной шахты водой создается контур есте-
ственной циркуляции, подъемным участком которого является зазор
между корпусом и шахтой, а опускным — пространство вне шахты.
Эти факторы, несомненно влияющие на КТП, должны учитываться
при исследовании охлаждаемости корпуса реактора. Появившиеся в
последнее время публикации [48]—[53] содержат обнадеживающие
сведения по этому вопросу. В работе Теофануса и Туомисто [53] сооб-
щается об исследованиях на установке ULPU-2000, где изучалась те-
плоотдача от нижней поверхности днища к воде. Испытывались тол-
стостенные криволинейные обогреваемые блоки, различным обра-
зом ориентированные в пространстве. В этой работе приведены
обоснования возможности моделирования секторного участка дни-
ща реактора прямоугольным опытным участком. В работе предложе-
на расчетная формула для определения КТП при наклоне поверхно-
сти от 5 до 30°.
С целью разработки расчетных корреляций, относящихся к охла-
ждению днища, в ОКБ «Гидропресс» были проведены следующие
эксперименты:
1) определение величины КТП на поверхности, обращенной вниз
и погруженной в свободный объем жидкости;
2) определение влияния угла наклона поверхности по отношению
к горизонту на величину КТП;
3) проверка устройств для усиления естественной циркуляции
вдоль участка днища с малым наклоном поверхности.
Из-за различий в целях эксперименты проводились на двух стен-
дах. Первый стенд малого масштаба предназначался для методиче-
ских исследований теплоотдачи от плоской поверхности, ориентиро-
ванной вниз или под углом к горизонту. Второй стенд представлял
собой крупно- или полномасштабную модель днища, на которой ис-
следовался не только кризис теплоотдачи, но и опробовались различ-
ные варианты конструкций для усиления естественной циркуляции у
поверхности днища. На всех моделях тепловой поток создавался путем
пропускания электрического тока через металлическую пластину.
Экспериментальные установки и методика проведения опытов.
Маломасштабный стенд. Схема экспериментальной установки
изображена на рис. 7.16. Модель состояла из бака с водой объемом
200 л, в который погружен опытный участок, представляющий собой
стальную пластину толщиной 0,8 мм, длиной 500 мм и шириной от 50
до 200 мм. Опытный участок имел возможность поворота на 180° для
изменения угла наклона к горизонту. Бак имел электрообогрев для
130
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Рис. 7.16. Схема маломасштабной модели:
1 — бак с водой; 2 - опытный участок; 3 — поворотная штанга; 4 — паронитовая про-
кладка; 5- термопара; 6— смотровое окно; 7- медный токоподвод; 8— спираль обо-
грева
получения воды с заданной температурой. Для ориентации теплово-
го потока в одном направлении часть экспериментального участка
изолировалась сверху слоем паронита толщиной 5 мм. Оценочными
расчетами было определено, что тепловой поток через паронит со-
ставляет не более 2% от суммарного количества тепла, выделяющего-
ся в пластине.
Между слоем паронита и пластиной прокладывались термопары,
выполненные из кабеля КТМС с диаметром горячего спая 0,5 мм,
предназначенные для фиксации кризиса теплоотдачи. Если даже ме-
жду поверхностью пластины и паронитом образовывалась тонкая
прослойка воды, то она быстро выкипала и далее теплопередача про-
исходила через слой пара с низкой теплопроводностью. На боковых
стенках бака были установлены смотровые окна для наблюдения за
процессом кипения и фиксации кризиса теплоотдачи по моменту по-
явления красного пятна на поверхности пластины. Мощность на уча-
стке, изолированном паронитом, определялась по току и напряже-
нию.
131
Глава седьмая
Рис.7.17. Стенд с крупномасштабной моделью половины днища:
1 - бак с водой; 2- токоподводы; паронитовая прокладка; 4— имитатор днища ре-
актора; 5 — термопара; 6 — направляющий кожух
Крупномасштабные стенды. Первоначально опыты проводились
на модели, воспроизводящей натурную половину профиля днища.
Схема этой модели изображена на рис. 7.17. Модель состояла из бака
с водой объемом 3 м3, в который был погружен опытный участок,
представляющий собой стальную ленту толщиной 2 мм, шириной
250 мм и длиной 2,4 м. По бокам и у нижнего торца к ленте были при-
жаты вертикальные пластины с гидро- и электроизоляцией стыков.
Этим обеспечивалась циркуляция только вдоль ленты без боковых
растечек. Поверхность ленты, обращенная вверх, в начальном вари-
анте водой не заполнялась, и этим обеспечивался отвод тепла прак-
тически только от нижней поверхности. Однако возникли большие
трудности с герметичностью стыков. От изолирующих прокладок
пришлось отказаться и полость над лентой заполнить водой. Чтобы
ограничить тепловой поток вверх, к верхней поверхности ленты был
прижат слой паронита толщиной 10 мм. Вода под паронитом быстро
испарялась, а дальнейшее ее проникновение туда сдерживалось на-
гретой поверхностью с температурой более 100 °C. На горизонталь-
ной части ленты под слоем паронита устанавливались термопары для
132
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
Рис. 7.18. Стенд с полномасштабной моделью:
1 — бак с водой; 2 — направляющий кожух; 3 — обогреваемая пластина; 4 — боковина;
5 - щелевое отверстие в кожухе; 6 - токоподвод; 7- уровнемер; 8- теплоизоляция из
паронита; 9- тахометрический расходомер
фиксации кризиса теплоотдачи. В опытах с интенсификацией есте-
ственной циркуляции вдоль поверхности днища устанавливался на-
правляющий кожух из стального листа такой же ширины.
На втором этапе испытывалась симметричная модель днища. Схе-
ма модели изображена на рис. 7.18. Модель состояла из бака с водой
объемом 4,5 м3, в который погружались опытные участки разных ти-
пов.
Опытный участок 1 с равномерным тепловыделением по длине,
схема которого показана на рис. 7.19, представлял собой металличе-
скую ленту толщиной 5 мм, шириной 200 мм в форме эллиптическо-
го днища реактора в натуральную величину. Длина обогреваемого
участка составляла 5,6 м, а необогреваемого — по 0,8 м на обоих вер-
тикальных участках. Термопары устанавливались под слоем парони-
та толщиной 10 мм на полюсе днища. Оставшаяся верхняя поверх-
ность ленты была покрыта слоем паронита толщиной 5 мм.
Опытный участок 2 представлял собой ленту той же длины и ши-
рины, но разной толщины по длине. В районе полюса днища надли-
не 2,8 м толщина равнялась 5 мм, далее на длине 1,4 м — 3 мм и по
133
Глава седьмая
Рис. 7.19. Схема опытного участка 1 и 2 полномасштабной модели:
1 - токоподвод; 2— изоляция из паронита; 3 - обогреваемая пластина; 4 - термопары
краям на длине 1,4м - 2 мм. Эти соотношения толщины пластины
позволяли достигнуть неравномерности тепловыделения в пропор-
ции 1:3:5 от полюса днища до перехода эллиптической части в верти-
кальный участок. Термопары устанавливались под слоем паронита
толщиной 10 мм на участке наибольшего тепловыделения в районе
перехода от эллиптической части днища в цилиндрическую. Остав-
шаяся внутренняя поверхность ленты была покрыта слоем паронита
толщиной 5 мм. Схема опытного участка аналогична показанной на
рис. 7.19.
Опытный участок 3 был также изготовлен из металлической лен-
ты разной толщины. Район полюса днища и левая половина опытно-
го участка были выполнены из ленты толщиной 5 мм и, следователь-
но, имели пониженное тепловыделение. Правая половина опытного
участка была выполнена из ленты толщиной 2 мм, т.е. имела повы-
шенное тепловыделение. На этой половине были выделены участки с
134
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
различными углами наклона к горизонту: 18°; 32°; 75° и 90° протя-
женностью по 500 мм каждый. Сверху внутренняя поверхность лен-
ты не изолировалась паронитом по всей длине, как это было на опыт-
ных участках 1 и 2, а изолировались поочередно лишь выделенные
участки с разными углами наклона. Тем самым кризис инициировал-
ся именно на этих участках. На оголенных участках пластины, омы-
ваемых с обеих сторон, кризис теплоотдачи не ожидался. На боковых
ограничивающих стенках мог устанавливаться съемный кожух для
создания естественной циркуляции.
Для измерения скорости циркуляции на входе в опытный участок
устанавливался турбинный расходомер. На модели имитировался па-
роотводящий тракт с целью выяснить, имеются ли пульсации уровня
воды в районе перехода эллиптической части днища в цилиндриче-
скую или нет.
На рис. 7.18 стрелками показан контур естественной циркуляции
в модели. Пароотводящий участок в зазоре между корпусом реактора
и шахтным колодцем имитировался трубой внутренним диаметром
50 мм. Вода из зазора между днищем и кожухом перетекала в свобод-
ное пространство бака через боковое отверстие в кожухе размером
200x200 мм. Предполагалось, что часть генерируемого пара будет вы-
ходить через трубу, а остальная часть — через боковое отверстие. При
большом расходе пара имелась возможность наблюдать поведение
уровня воды выше бокового отверстия.
Зазор между кожухом и обогреваемой пластиной в районе полюса
днища составлял 90 мм, в районе перехода эллиптической части дни-
ща в цилиндрическую - 150 мм. Вода на полюс днища поступала че-
рез прямоугольное отверстие в кожухе размером 180x200 мм.
Методика проведения опытов. Опыты проводились в следующей
очередности. Первоначально вода в баке, где устанавливались опыт-
ные участки, подогревалась до температуры около 100 °C. При атмо-
сферном давлении внизу бака недогрев воды до кипения был поряд-
ка 5 °C. После этого подавалось напряжение на обогреваемую часть
пластины, которое плавно повышалось ступенями сначала по 5%, а
затем, при приближении к кризису, — по 1%. После каждой ступени
проводилась выдержка в течение 5 мин. За момент возникновения
кризиса принималась температура 400 °C внутренней поверхности
пластины. Это значение было выбрано потому, что это была мини-
мальная устойчивая граница после начала роста температуры. Воз-
никновение и развитие кризиса в данном случае существенно отли-
чается от такового при исследовании кризиса на пучках стержней,
135
Глава седьмая
как описано в главе 5. Нестабильность температуры поверхности при
подходе к кризису еще более присуща для толстой пластины, как это
было отмечено в работе [53]. Первые горячие пятна, возникающие
случайным образом, исчезали и повторно возникали благодаря высо-
кой теплопроводности стенки. Поэтому для четкой фиксации кризи-
са в опытах [53] на каждой ступени мощности проводилась выдержка
от 50 до 150 мин, чтобы отличить кризисный режим от докризисного.
Результаты опытов
Опытами на маломасштабной модели с пластинами шириной от 50
до 200 мм, установленными горизонтально, было определено, что
увеличение ширины пластины снижает КТП, но при ширине более
200 мм ее влияние исчезает. В пределе КТП равен 380 кВт/м2. Когда
пластина была ограждена буртиками высотой 5 мм, КТП снизился до
147 кВт/м2. При увеличении угла наклона к горизонту КТП сущест-
венно возрастает и достигает при вертикальном положении пласти-
ны 1000 кВт/м2.
Рассматривая зависимости для КТП от угла наклона поверхно-
сти, можно отметить, что в известных работах [45]—[47] опытными
участками служили пластины очень малых размеров, поскольку ис-
следования проводились применительно к охлаждению радиоэлек-
тронной аппаратуры. Вблизи пластин с большими размерами, име-
ющими к тому же кривизну, развивается значительная естественная
конвекция, способствующая отводу пара и притоку воды к поверх-
ности. Поэтому предлагаемые, например в работе [46], зависимости
нельзя использовать для расчета теплоотдачи от днища реактора. На
вертикальной пластине нами получена величина КТП равная 1,3
МВт/м2, а по расчетной зависимости согласно [46] она равна
0,8 МВт/м2.
Были проведены опыты на шести вариантах крупномасшабных мо-
делей. В четырех из них воспроизводилась натурная половина профи-
ля днища. В двух других была воспроизведена симметричная цент-
ральная часть днища с использованием той же обогреваемой ленты.
В варианте 1 опытный участок с трех сторон был огорожен прижаты-
ми пластинами, исключающими боковые растечки пара. Стыки по
всей длине были изолированы и герметизированы. Полость модели
над обогреваемой пластиной была заполнена воздухом. Тепловой по-
ток с верхней поверхности считался пренебрежимо малым. Кризис у
полюса днища возникал на площади размером 250x250 мм. КТП был
равен 175 кВт/м2 при температуре поверхности не выше 400 °C. Это
значение несколько превышало КТП, полученный на плоской пла-
136
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
стине, ограниченной буртиками по краям. Однако оно было меньше
380 кВт/м2, что было получено на пластине шириной 200 мм без бур-
тиков на маломасштабной модели. После первого опыта нарушилась
герметизация обогреваемой ленты. Поэтому в дальнейших опытах от
герметизации пришлось отказаться, а верхнюю сторону ленты по-
крыть слоем паронита, как на маломасштабной модели.
В варианте 2 были оставлены только боковые пластины, а торце-
вая была убрана. Полученное значение КТП 185 кВт/м2 оказалось
несколько больше, чем в предыдущем опыте.
В варианте 3 опытный участок был снабжен направляющим кожу-
хом для побуждения естественной циркуляции вдоль поверхности
днища. Кожух представлял собой металлическую пластину, положен-
ную на боковую выгородку и укрепленную с помощью электросвар-
ки на длине 3 м. В нижней части зазор имел величину 90, а в верхней
вертикальной части — 150 мм. Вода в зазор проходила сбоку и далее
вверх под уровень воды в баке. При величине теплового потока
300 кВт/м2 температура по всей поверхности обогрева не превышала
115 °C, однако дальнейший подъем мощности в данных опытах не
проводился.
В варианте 4 конструкция кожуха была изменена с тем, чтобы
вода из большого объема на центр днища поступала не сбоку, а сни-
зу, что ближе к натурным условиям. Для этого между кожухом и
осью днища была устроена щель шириной 90 мм, а с торца подвод
воды был перекрыт перегородкой. Аналогично предыдущему опыту,
при тепловом потоке 300 кВт/м2 кризис теплоотдачи не был
достигнут.
Замена эллиптической поверхности днища корпуса реактора пря-
моугольной пластиной, изогнутой в виде половины эллипса, вносит
некоторый консерватизм в результаты опытов. В действительности
паровые пузыри могут отходить от полюса во всех направлениях, а в
крупномасштабной модели - только в одном. В модели условия от-
вода пара от полюса днища ухудшаются, и моделирование теплогид-
равлической обстановки у полюса требует более тщательного рассмо-
трения. Поэтому работа была продолжена.
В варианте 5 из той же ленты длиной 2,4 м был сделан симметрич-
ный профиль, воспроизводящий только центральную часть днища.
Малая длина вертикальных обогреваемых участков по краям модели
ограничивала естественную циркуляцию, что придавало опытам не-
который консерватизм. Было проведено два опыта: без кожуха и с
ним. В опыте без кожуха был получен КТП 185 кВт/м2, что совпала-
137
Глава седьмая
Таблица 7.1. Результаты опытов на крупномасштабных моделях
Вариант модели Описание модели (см. рис. 7.17) КТП, кВт/м2
1 Без направляющего кожуха, сверху ленты воздух 173
2 Без направляющего кожуха, сверху лента покрыта
паронитом и затоплена 185
3 Добавлен направляющий кожух, вход воды в
зазор сбоку >300
4 То же, но вход воды в зазор снизу >300
5 Симметричная (центральная часть днища), без
кожуха 185
6 То же с кожухом, вход воды в зазор через
центральное отверстие 600
ет с данными, полученными на предыдущих моделях. При использо-
вании направляющего кожуха величина КТП достигла 600 кВт/м2.
Результаты опытов, проведенных на различных вариантах круп-
номасштабной модели, сведены в таблицу 7.1.
Результаты опытов на полномасштабных моделях. В варианте 1 из
ленты длиной 5,6 м, шириной 200 мм и толщиной 5 мм был выпол-
нен симметричный профиль с натурной протяженностью и равно-
мерным обогревом по длине. Вертикальные необогреваемые участки
по краям модели имели длину по 800 мм. С этим вариантом было
проведено два опыта: с кожухом и без него. В опыте без кожуха был
получен КТП 300 кВт/м2, что выше, чем на симметричной крупно-
масштабной модели (вариант 5). Это является следствием улучшения
естественной конвекции благодаря увеличению высотного размера.
В опыте с кожухом получен КТП 530 кВт/м2. При этом кризис тепло-
отдачи возникал не на полюсе днища, как это можно было предполо-
жить, а охватывал протяженный участок с углом наклона к горизон-
ту от 30 до 75°. Так как термопары были установлены только в районе
полюса днища модели, где ожидался кризис, то зафиксировать его по
увеличению температуры пластины не удалось. Кризис был отмечен
появлением на поверхности пластины протяженных пятен с цветами
побежалости. Пережога пластины при этом не произошло.
В варианте 2 использовалась такая же лента, как в предыдущем ва-
рианте, но с различной толщиной по длине, как показано на
рис. 7.19. Был проведен всего один опыт совместно с направляющим
138
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
кожухом. Был получен критический тепловой поток 1000 кВт/м2 в
месте перехода эллиптической части днища к цилиндрической в рай-
оне угла наклона поверхности от 75 до 90°.
Тахометрический расходомер, установленный во входном отвер-
стии, не зафиксировал наличия циркуляции. Скорость страгивания
тахометра была не менее 0,12 м/с, поэтому можно предположить, что
скорость естественной циркуляции на входе в модель не превышала
этой величины.
В варианте 3 без направляющего кожуха была получена зависи-
мость КТП от угла наклона теплоотдающей поверхности:
^(ф) = 300 + 12,8<р, кВт/м2 при 0 < ф < 32°; (7.11)
^кр(ф) = 710 + 2’85<Ф “ 32°)> кВт/м2 при 32° < ф < 90°. (7.12)
Первая формула хорошо согласуется с формулой из работы Тео-
фануса [50], полученной в опытах на толстостенной пластине с про-
филем днища реактора на установке ULPU-2000:
^кр(ф) = 300 + 12,6ф, кВт/м2 при 5° < ф < 30°. (7.13)
В работе [54] приведены экспериментальные результаты, полу-
ченные на установке «Петля» (НИТИ). Здесь исследования проводи-
лись при вынужденной циркуляции вдоль поверхности днища, т.е.
условия экспериментов были аналогичными экспериментам настоя-
щей работы с использованием направляющего кожуха для возбужде-
ния естественной циркуляции. Было получено, что КТП зависит от
величины массовой скорости потока вдоль поверхности днища. При
угле наклона 0 градусов полученное авторами работы [54] значение
600 кВт/м2 близко к полученному в ОКБ «Гидропресс» значению
530 кВт/м2 на первом варианте полномасштабной модели с кожухом.
При угле наклона 90° получено значение КТП 1200 кВт/м2, что не-
сколько выше, чем в работе [53], но несколько меньше, чем в насто-
ящей работе на маломасштабных пластинах. Эти данные НИТИ
можно рассматривать как опыты с наличием направляющего кожуха.
Результаты этих экспериментов хорошо согласуются с результата-
ми работы [55], в которой авторы охлаждали, опуская в воду, предва-
рительно нагретую до 300-350 °C модель днища. Эта модель имела
диаметр 1,22 м и высоту 1,14 м. Материалом корпуса были нержаве-
ющая сталь или алюминий. Обрабатывая результаты расхолаживания
методом решения обратной задачи теплопроводности, авторы полу-
чили КТП на полюсе днища 400-600 кВт/м2, а на вертикальном уча-
139
Глава седьмая
Расстояние от полюса L/D
Рис. 7.20. Опытные данные работы [55]. Температура воды, °C:
7-90; 2-93; 5—97; 4- 100
Рис. 7.21. Расчетное распределение теплового потока вдоль поверхности
днища для реактора В-213 АЭС «Ловииза» [53]
140
Экспериментальное обоснование новых систем безопасности
стке — 1060 кВт/м2. Эти данные получены для температуры воды
90—100 °C и показаны на рис. 7.20.
Для сравнения на рис. 7.21 показано расчетное распределение те-
плового потока вдоль поверхности днища реактора В-213 АЭС «Ло-
вииза», заимствованное из [53]. В расчете полагалось, что вся актив-
ная зона расплавлена и стекла наднище, а тепловой поток направлен
только вниз. Из графика можно видеть, что минимальный запас до
кризиса может иметь место в любой точке поверхности днища.
141
gj| Исследование отдельных аварийныхх процессов
е
в
&1
ИССЛЕДОВАНИЕ ЗАКРИЗИСНОЙ ТЕПЛООТДАЧИ
Физическая модель явления. Существует два типа закризисной тепло-
отдачи. Первый тип - это переход от нормального режима охлажде-
ния жидкостью к охлаждению паром. В этом случае возможны следу-
ющие режимы:
• первый - это быстрый переход от режима охлаждения поверхно-
сти за счет пузырькового кипения жидкости к пленочному режи-
му кипения при высоких тепловых потоках. Это имеет место при
так называемом кризисе первого рода (departure from nucleate boil-
ing - DNB), при котором происходит резкое снижение коэффи-
циента теплоотдачи с обогреваемой поверхности, что приводит к
быстрому росту ее температуры и возможному пережогу. Этот ре-
жим возможен в режимах с ННУЭ, когда тепловой поток с по-
верхности твэла достаточно высок;
• второй режим - это высыхание тонкой пленки жидкости на обог-
реваемой поверхности при высоких массовых паросодержаниях
потока и сравнительно невысоких тепловых нагрузках, так назы-
ваемый кризис второго рода (dryout). Этот режим имеет место при
различных авариях с течами из первого контура.
Второй тип закризисной теплоотдачи - это возврат от парового
охлаждения обогреваемой поверхности к нормальному режиму охла-
ждения жидкостью. Здесь также возможны два режима возврата:
• первый— это режим возврата из кризиса при высоких тепловых
потоках за счет уменьшения теплового потока (return to nucleate
boiling — RNB). Как правило, тепловой поток возврата к нормаль-
ному режиму и критический тепловой поток при принудительном
течении теплоносителя близки друг к другу;
142
Исследование отдельных аварийных процессов
• второй— это расхолаживание сильно разогретой поверхности при
подаче жидкости снизу или сверху, так называемое повторное
смачивание. В зарубежной литературе это явление называется
“quenching”, т.е. закалка. В этом случае вблизи фронта охлажде-
ния имеют место очень высокие тепловые потоки и градиенты
температур.
Широко известна формула З.Л. Миропольского [56]:
Nux = 0,023< Re"
(8.1)
где№х=^-;Ке" = ^-;у= 1 -0,1(—- 1)°-4(1 -х)°>4
к" g" р"
Эта формула предсказывает коэффициент теплоотдачи после воз-
никновения кризиса для труб диаметром 8 мм в следующем диапазо-
не параметров:
• давление — от 4 до 21,5 МПа;
• массовые скорости — от 700 до 2000 кг/(м2-с);
• относительная энтальпия (паросодержание х) — от 0 до 1,0.
Аналогом формулы Миропольского за рубежом является формула
Dougall-Rohsenow [57], которая рекомендуется для следующих диа-
пазонов параметров:
• давление — до 3,5 МПа;
• массовые скорости — от 1600 до 3650 кг/(м2 с);
• относительная энтальпия — менее 0,5.
Обе формулы были справедливы для устойчивого пленочного ре-
жима охлаждения паром при (Тст - Ts) > 200 °C. Эти формулы обос-
нованы по массовым скоростям более 700 кг/(м2 с). Анализ аварии на
АЭС TMI-2 в США показал, что очень большое значение для безо-
пасности имеют аварии с малыми течами из первого контура, когда
массовые скорости движения теплоносителя ниже указанного пре-
дела.
В области переходного режима кипения с разницей температур
(Тст - Ts) до 150 °C для расчета коэффициента теплоотдачи предлага-
лись корреляции Матсона [58] и Тонга [59]:
143
Глава восьмая
а = 166460ехр(—0,67>/Д7) +
+ 5,479(Л/')0’505Р14’ст^’0,1б(Х")°’189;г0'1В; (8.2)
а = 5037,62 + 94540ехр[—0,018( Тст - 7^]. (8.3)
Эти зависимости имели ограниченный диапазон применения и
были подтверждены данными на пучках стержней с квадратной ре-
шеткой.
Поэтому для уточнения известных корреляций и получения но-
вых в ОКБ «Гидропресс» в период с 1976 по 1986 гг. были проведены
исследования всех видов закризисной теплоотдачи применительно к
ВВЭР.
В формулах (8.1)—(8.3) и далее обозначения имеют следующие
размерности:
р - плотность, кг/м3;
ц - коэффициент динамической вязкости, Па с;
X — коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К);
а — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2 К);
d - гидравлический диаметр, м;
Гст и Ts — температуры стенки и насыщенного пара, °C;
индексы «и» относятся к пару и воде на линии насыщения.
Установки для исследования закризисной теплоотдачи. Первые экс-
перименты в ОКБ «Гидропресс» были проведены на семистержневых
пучках [60]. Пучки были идентичны тем, на которых исследовался
кризис теплоотдачи. Стержни имели диаметр 9,1 мм и расположение
по треугольной решетке с шагом 12,6 мм. Обогреваемая длина пучка
была 1750 мм. Пучок имел ДР из стандартных сотовых ячеек. Внутри
четырех трубок пучка по высоте были установлены термопары. Кон-
струкция термопар была аналогичной той, что использовалась при
исследовании кризиса теплоотдачи. Стенд, на котором проводились
эксперименты, мог работать как по замкнутой, так и по разомкнутой
схемам. При разомкнутой схеме (рис. 8.1) на вход пучка подавалась
пароводяная смесь, приготовленная за счет смешения воды и пере-
гретого пара. Параметры экспериментов при использовании разомк-
нутой схемы были следующие:
• давление - от 0,49 до 5,88 МПа;
• массовая скорость — от 50 до 700 кг/( м2с);
• относительная энтальпия на выходе из пучка — от 0,6 до 1,24.
В экспериментах после установления заданных значений расхода
пара и воды сначала достигался кризис теплоотдачи на выходе пучка.
144
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.1. Схема стенда разомкнутого типа для исследования закризисной
теплоотдачи:
7 - опытный участок; 2 — смеситель; 3 - конденсатор; 4 - баллоны с газом;
5 - датчики давления; 6 - термопара; 7- расходомерная диафрагма
При дальнейшем повышении мощности граница кризиса перемеща-
лась вверх по потоку. При этом температура на выходе из пучка рос-
ла. На каждой ступени мощности после стабилизации режима запи-
сывались показания приборов. Опыт прекращался при превышении
температуры поверхности стержней 800 °C.
При замкнутой схеме стенда опыты были проведены при больших
массовых скоростях и давлениях:
• давление - от 13,8 до 15,7 МПа;
• массовая скорость - от 2000 до 3400 кг/(м2 с);
• относительная энтальпия х на выходе из пучка - от 0 до 0,2.
Позднее в ОКБ «Гидропресс» были проведены эксперименты на
кольцевом канале [61] в области очень малых массовых скоростей
145
Глава восьмая
[менее 150 кг/(м2 с)]. Схема экспериментального канала показана на
рис. 8.2. Согласно рекомендациям Барнета [62], результаты опытов,
проведенных на кольцевом канале, при соблюдении определенных
условий можно переносить на пучки стержней — основную геомет-
рию ТВС для ВВЭР. Такими условиями являются следующие: диа-
метр обогреваемого стержня в кольцевом канале должен быть равен
диаметру стержня в пучке стержней; внутренний диаметр канала, ок-
ружающего обогреваемый стержень, должен быть выбран таким, что-
бы тепловой диаметр кольцевого канала и пучка стержней были оди-
наковы. В данных исследованиях эти условия были соблюдены.
Рис. 8.2. Общий вид кольцево-
го канала:
1 — корпус колонки; 2 - токопод-
вод; 3 - узел вывода термопар; 4 -
обогреваемый стержень; 5 - термо-
пары; 6 - направляющие втулки;
7 - теплоизоляция
146
Исследование отдельных аварийных процессов
Параметры экспериментов, проведенных на кольцевом канале,
приведены в табл. 8.1.
Как видно из этой таблицы, эксперименты были проведены в ши-
роком диапазоне изменения давления теплоносителя при очень низ-
ких массовых скоростях.
Результаты исследований. Исследования, проведенные на пучках
стержней, показали, что формула Миропольского [56] хорошо согла-
суется с экспериментами на пучках стержней в рекомендуемом диа-
пазоне параметров при устойчивом пленочном кипении при
(Тст - Ts) > 200 °C. В области массовых скоростей менее 300 кг/(м2 с)
расхождение с экспериментом становится значительным.
В переходной области от начала ухудшения теплообмена до устой-
чивого пленочного кипения сравнение с экспериментом показало,
что корреляции Матсона [58] и Тонга [59] хорошо совпадают с опыт-
ными данными. Было сделано заключение, что в области параметров:
давление — от 3,92 до 20 МПа;
массовая скорость - более 340 кг/(м2 с);
относительная энтальпия — от 0 до 1,0
при разнице между температурой стенки и температурой пара менее
150 °C из двух указанных корреляций верна та, которая дает меньшее
значение коэффициента теплоотдачи.
Эксперименты, проведенные на кольцевом канале при малых
массовых скоростях, характерных для охлаждения активной зоны
при остаточном тепловыделении, показали, что формула Мирополь-
Таблица 8.1. Параметры экспериментов на кольцевом канале
Давление, МПа Массовая скорость, i сг/( м2с)
2,0 8,9 10,5 12,2 15,6 18,5 30,5 46,5
4,4 13,6 19,7 22,3 25,5 31,5 50,5
7,0 12,5 17,9 22,5 27,5 31,5 50,0 75,4
9,8 10,8 17,1 22,4 27,1 31,5 50,0 75,0 101
12,0 10,8 17,1 22,4 27,1 31,5 49,7 74,5 98,3 148
13,7 10,7 17,0 22,2 31,0 40,6 49,2 77,3 99 138
15,8 10,7 16,9 22,2 27,4 31 49,4 74,7 94,5 144
147
Глава восьмая
ского неудовлетворительно описывает эти эксперименты. Хорошее
согласие с проведенными экспериментами дает корреляция Condie-
Bengston [63]:
а = 0,00128 .<^/1000)0,4593ргст2598 ( ^[0,6246 4-0,20431п(х + 1)] (8 4)
^0,8095(1 + х)2,0514
Однако в области малых массовых скоростей (менее 100 кг/(м2-с))
корреляция Condie-Bengston занижает коэффициент теплоотдачи, а
в области больших скоростей, наоборот, завышает. Данная корреля-
ция лучше описывает полученные экспериментальные данные, если
к ней добавить поправочный коэффициент
К= 1,6772 - 0,1526(Л/71000) + 7,6709- 10~3(Ле"/1 ООО)2 -
- 1,О971-1О-4(Лг'71ООО)3. (8.5)
В конечном виде модифицированная корреляция Condie-
Bengston выглядит следующим образом:
(Х7Ю00)°>4593Рг212598
а = А'-0,00128-----------------------(Ле")|0,6246+ °’20431п(х +(8.6)
d°>8095(l + х)2-0514
где Re =—-------.
И"
Корреляция (8.6) описывает экспериментальные данные ОКБ
«Гидропресс» в количестве 1146 точек со среднеквадратичным откло-
нением о =14,8% и отклонением от среднеарифметического
Д = -3,1%. Модифицированная корреляция рекомендуется в следу-
ющем диапазоне параметров:
• давление — от 0,5 до 16 МПа;
• массовая скорость — от 5 до 220 кг/(м2-с);
• относительная энтальпия на выходе канала - от 0,5 до 1,96.
В процессе проведения экспериментов было отмечено, что на
температурный режим поверхности твэлов заметное влияние могут
148
Исследование отдельных аварийных процессов
Высота, м
Рис. 8.3. Влияние дистанционирующей решетки на профиль температуры
поверхности стержня при Р= 2,2 МПа и piv= 10 кг/(м2 с)
оказывать ДР. Особенно это проявляется в переходной области меж-
ду началом ухудшения теплообмена и устойчивым охлаждением че-
рез паровую пленку. Непосредственно после решетки температура
поверхности резко снижается, практически до температуры насыще-
ния, а затем снова возрастает до первоначального значения, как по-
казано на рис. 8.3. Это обусловлено тем, что имеющиеся в потоке ка-
пли жидкости под воздействием дистанционирующей решетки от-
брасываются к поверхности твэла и орошают ее, тем самым резко по-
нижая температуру поверхности. После высыхания этих капель за-
кризисный режим охлаждения восстанавливается.
Следует отметить, что корреляция (8.6) основана на измерении
температуры стенки на максимальном расстоянии от ДР, где ее влия-
ние на температурный режим минимально.
Эксперименты также показали, что давление теплоносителя мало
влияет на коэффициент теплоотдачи при закризисном теплообмене.
Коэффициент теплоотдачи медленно снижается при увеличении раз-
ности температур между поверхностью твэла и температурой насы-
щения.
149
Глава восьмая
&2
ИССЛЕДОВАНИЕ ПОВТОРНОГО ЗАЛИВА
В ходе аварии с большой течью имеется момент, когда активная зона
реактора теряет значительную часть теплоносителя, и твэлы разогре-
ваются до высокой температуры. Системы безопасности спроектиро-
ваны так, чтобы не допустить длительного осушения активной зоны.
При снижении давления в первом контуре для компенсации утечки
теплоносителя сначала включаются насосы высокого давления. Од-
нако расход от них невелик, так что давление в первом контуре и мас-
са воды в реакторе продолжают уменьшаться. При снижении давле-
ния до 5,9 МПа срабатывают ГА, которые подают в реактор большое
количество воды за короткий промежуток времени. Это в какой-то
мере поддерживает массу воды в реакторе в фазе истечения. И лишь
при подключении насосов низкого давления в конце фазы истечения
масса воды в первом контуре начинает расти, и уровень воды в актив-
ной зоне повышается. Начинается процесс повторного залива, когда
в разогретую активную зону поступает охлаждающая вода. Повтор-
ный залив связан с продвижением фронта смачивания оболочек твэ-
лов. Перед фронтом их поверхность имеет высокую температуру, и
они охлаждаются паром с каплями воды, уносимых с уровня воды. Нали-
чие капель имеет важное значение для сдерживания роста температуры
оболочек. Вблизи уровня воды орошение поверхности каплями даже не-
сколько понижает эту температуру. А в самом фронте происходит про-
цесс смачивания поверхности с резким увеличением отвода тепла.
Процесс повторного залива - это довольно сложное теплогидрав-
лическое явление. Поэтому оно изучалось поэтапно. Сначала иссле-
дования проводились на простейших моделях (труба или кольцевой
канал). Например, на заводе «Шкода» в Чехии опыты проводились
на прозрачном кольцевом канале с помещенным внутри стержнем —
имитатором твэла. Стержень разогревался до покраснения при вялом
обтекании паром, а затем в кольцевой канал подавалась вода. Про-
цесс продвижения фронта охлаждения фиксировался кинокамерой.
Из этих съемок было видно, как устойчиво происходит залив при по-
даче воды снизу и как неустойчиво, с пульсациями и выбросами во-
ды, происходит залив при подаче воды сверху. Однако уже тогда бы-
ло очевидно, что процессы, происходящие в многостержневых сбор-
ках, гораздо более сложны.
150
Исследование отдельных аварийных процессов
Конечная цель исследований по повторному заливу - верифика-
ция расчетных кодов, описывающих этот процесс в анализах безо-
пасности. Для этого требуются опыты на достаточно представитель-
ных моделях. Так, в США был сооружен крупномасштабный инте-
гральный стенд FLECHT [64] для обоснования кода REFLUX, в ФРГ -
стенд PKL для обоснования кода ATHLET, а в Японии — стенд CCTF
[65] для поддержки кода TRAC. В ОКБ «Гидропресс» изучение про-
цессов при повторном заливе началось в 1974 г. на одиночных имита-
торах и семистержневых пучках. С 1975 г. на стенде безопасности на-
чались эксперименты на обогреваемой модели, в которой был уста-
новлен семистержневой пучок из имитаторов твэлов. Стенд безопас-
ности являлся интегральным двухпетлевым стендом, схематично мо-
делирующем первый контур ВВЭР. Его описание дано в главе 6.
Опыты проводились в следующем порядке. В модель подавался
пар и одновременно плавно повышалась мощность на пучке. Разог-
рев пучка ограничивался температурой оболочки центрального ими-
татора 600 °C. Пар из контура сбрасывался через аварийную петлю.
После установления стационарного состояния, быстро перекрыва-
лась подача пара в модель, закрывался дренаж, включались приборы
системы измерения и начинался залив в модель воды с температурой
40 °C. После расхолаживания стержней пучка до температуры ниже
200 °C залив прекращался и мощность на пучке отключалась. Схема
расположения термопар на пучке приведена на рис. 8.4. Всего было
проведено 11 опытов с различными вариантами залива. В табл. 8.2
Таблица 8.2. Исходные параметры экспериментов на семистержне-
вом пучке
Номер опыта Мощность на пучке, кВт Расход воды, л/с Время залива, с Объем залитой воды, л Темпера- тура воды, °C Вид залива
НК ВК
1 17,2 2,57 0,23 21 59 46 ВКиНК
3 18 2,25 — 20 48 43 НК
5 18,4 1,40 — 40 58 37 НК
7 18 1,47 0,25 35 60 36 НКиВК
11 18,6 — 0,25 160 40 36 ВК
НК - нижняя камера, BK - верхняя камера.
151
Глава восьмая
Рис. 8.4. Схема расположения термопар на семистержневом пучке:
1-12- места замера температуры оболочки; ® - имитатор, оснащенный термопарами
152
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.5. Изменение температуры имитаторов твэлов в семистержневом
Время, с
Рис. 8.6. Изменение температуры имитаторов твэлов в семистержневом
пучке в опыте № 11 (залив сврху):
♦ - Н= 300 мм; ▲ - Н= 780 мм; - Н= 1250 мм; * - Н- 1050 мм; • - Н= 1500 мм
153
Глава восьмая
приведены исходные параметры и результаты наиболее характерных
опытов. На рис. 8.5 и 8.6 приведены графики с показаниями термо-
пар в опытах с нижним и верхним заливом.
Из рисунков видно, что на семистержневом пучке при заливе сни-
зу расхолаживание пучка происходит гораздо быстрее и без заметных
пульсаций температур. При этом фронт расхолаживания идет снизу
вверх. При заливе сверху время расхолаживания сильно увеличивает-
ся, причем не только из-за меньшего расхода подаваемой воды. Ме-
няется сам характер продвижения фронта расхолаживания. Участок,
где установлена самая верхняя термопара, охлаждается первым. Тер-
мопары же, установленные ниже, расхолаживаются позже, притом со
значительными пульсациями. Это означает, что вода внутрь узкого
пучка проникает сверху с трудом. Проникновению воды мешает вы-
ходящий из пучка пар.
С 1976 г. началось сооружение стенда, схематично моделирующе-
го первый контур ВВЭР-440 с полномасштабным макетом ТВС из
127 стержней в качестве модели активной зоны. При подготовке этой
работы были разработаны и испытаны имитаторы твэлов с косвен-
ным нагревом и теплофизическими характеристиками, близкими к
натурному твэлу. Макет был оснащен большим количеством термопар
для измерения температуры оболочек, зондами для измерения физи-
ческого уровня по высоте ТВС и давления в ее центральной части.
Принципиальная схема стенда изображена на рис. 8.7, а попереч-
ное сечение макета ТВС и картограмма расположения имитаторов
приведены на рис. 8.8. В табл. 8.3 приведены параметры наиболее ха-
рактерных опытов, проведенных на макете ТВС.
Опыты на макете кассеты проводились в следующей очередности.
Открывались вентили, установленные в аварийной и рабочей пет-
лях. В нижнюю камеру модели подавался пар с давлением до
0,3 МПа. На макет ТВС подавалась мощность, которая поднималась
до такого уровня, пока температура оболочки наиболее нагретого
имитатора не достигала 600 °C. С повышением мощности увеличива-
лась подача пара. Расход пара ограничивался повышением давления
в модели не более 0,5 МПа. После установления стационарного со-
стояния производился наброс мощности до заданной величины. Од-
новременно с этим включались все записывающие приборы, прекра-
щалась подача пара в модель и открывался вентиль на линии подачи
охлаждающей воды в модель. В процессе опыта поддерживался за-
данный расход воды. Опыт заканчивался при полном расхолажива-
нии макета ТВС (до температуры ниже 200 °C).
154
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.7. Схема стенда с полномасштабным макетом ТВС ВВЭР-440:
О - уровнемер; @ - перепадомер; 0 t — термопара; -L - датчик давления;® -
турбинный расходомер; — диафрагма; o-Qo — гамма-установка;
1 — модель; 2 — трубопровод аварийной петли; 3 - трубопровод рабочей петли;
4— петля гидрозатвора; 5 - опускной канал; б - сменная шайба; 7- сбросной бак; 8—
трубопровод пара; 9 - трубопровод заливаемой воды; 10- зонд вода-пар
155
Глава восьмая
Таблица 8.3. Начальные параметры опытов с повторным заливом
на макете ТВС
Номер опыта Схема залива б’в.кг/с тв,°с ^тах’ кВт/м2 Макс. Т °C JCT> v
1 В нижнюю камеру 1,4 40 30 570
2 В нижнюю камеру 2,4 46 24 610
3 В обе камеры 1,4/2,4 41 31,2 630
4 В верхнюю камеру 2,06 46 28,5 640
5 В верхнюю камеру 1,9 46 31,4 690
6 В верхнюю камеру 1,9 40 29,2 630
Рис. 8.8. Картограмма расположения имитаторов в макете ТВС и их осна-
щение измерительными средствами:
ЦТ - центральная трубка с пятью погружными термопарами; 0 - имитатор с пятью
термопарами; ® - имитатор с четырьмя термопарами; ® — имитатор с шестью тер-
мопарами; ОЭ имитатор с тремя термопарами; 0 - трубка с четырьмя отборами
давления; ® - датчик физического уровня (зонд)
156
Исследование отдельных аварийных процессов
На рис. 8.9 и 8.10 приведены графики изменения температуры
оболочек имитаторов в двух опытах. Рассматривая результаты прове-
денных опытов на макете ТВС, можно отметить, что в опытах с зали-
вом в нижнюю камеру происходит постепенное расхолаживание ма-
кета снизу вверх. С уменьшением расхода заливаемой воды время
расхолаживания увеличивается. При комбинированном и верхнем
заливе наблюдаются значительные пульсации температуры оболо-
чек, особенно в верхней и средней частях ТВС. При верхнем заливе
не наблюдается заметного увеличения времени расхолаживания, как
это имело место в семистержневом пучке. Заметно лишь то, что сред-
няя часть ТВС (термопара, расположенная на высоте 1510 мм) расхо-
лаживается практически одновременно с верхним участком ТВС.
Кроме того, наблюдаются некоторые пульсации температур в сред-
ней части. Вероятнее всего, здесь имеет место проникновение зали-
ваемой сверху воды вниз по наименее нагретым частям макета (по
краю периферийных твэлов, около центральной трубки, вдоль по-
верхности шестигранного чехла) и далее происходит залив снизу.
Время, с
Рис. 8.9. Изменение температуры центрального имитатора при заливе
воды в нижнюю камеру:
♦ - Н=240 мм; - Н-440 мм; А- Н- 1510 мм
157
Глава восьмая
Рис. 8.10. Изменение температуры центрального имитатора ТВС при
заливе в верхнюю камеру:
♦ -Н=240 мм;Д-Н = 440 мм; • -Н = 940 мм; + -Н = 1510 мм
Для проверки влияния масштабного фактора на процесс проник-
новения в нижнюю камеру воды, заливаемой сверху через наименее
нагретые участки пучка твэлов, было проведено сравнение сопоста-
вимых опытов на макете ТВС и семистержневом пучке. Параметры
двух сравниваемых опытов с верхним заливом приведены в табл. 8.4.
Таблица 8.4. Сравнение параметров опытов на семистержневом
пучке и макете ТВС ВВЭР-440
Параметр Пучок из семи стержней Макет ТВС
Давление, МПа 0,1 0,1
Удельная мощность на один имитатор, кВт 2,65 2,24
Температура оболочек твэлов перед заливом, °C 720 690
Количество заливаемой воды на один
имитатор, л/с 128 57
158
Исследование отдельных аварийных процессов
Из таблицы видно, что при примерно одинаковых режимных па-
раметрах, даже при условии большей подачи воды в семистержневой
пучок, расхолаживание пучка малого масштаба происходит значи-
тельно дольше, чем расхолаживание макета ТВС. Это является одним
из доказательств, что на эффективность верхнего залива влияет мас-
штабный фактор. Эксперименты на полномасштабной установке
UPTF в Германии подтвердили, что существенного накопления воды
в верхней камере при верхнем заливе не наблюдается. Это возможно
лишь на маломасштабных одномерных моделях.
В последние годы к исследованию процессов при повторном за-
ливе подключился ГНЦ ФЭИ [66]. Были созданы стенды с воспроиз-
ведением первого контура, содержащие опытные участки с пучками
из 7 и 37 имитаторов твэлов, которые воспроизводили геометрию
ТВС ВВЭР-1000. Имитаторы имели профилирование теплового по-
тока по высоте с коэффициентом неравномерности 1,62. Семистерж-
невой пучок имел два необогреваемых стержня, а в 37-стержневом
центральный имитатор имел мощность на 10% выше, чем остальные.
В опытах воспроизводился залив в нижнюю камеру реактора. Схема
установки показана на рис. 8.11.
Из многочисленных опытов на этих пучках было выбрано по од-
ному опыту на каждом. Полученные в этих опытах результаты были
использованы для верификации системных расчетных кодов
КАНАЛ-97 в составе программного комплекса ТРАП разработки
ОКБ «Гидропресс» и КОРСАР/BI разработки НИТИ [67].
В опытах задавались входные параметры, приведенные в табл. 8.5.
Опытные данные, полученные на семистержневом пучке, служи-
ли основой для первой стандартной задачи (СП-1), а на 37-стержне-
вом - второй (СП-2). Сравнение опытных данных с расчетами пока-
зало, что оба кода достаточно удовлетворительно предсказывают по-
ведение основных параметров при повторном заливе: температуры
оболочек имитаторов, скорости продвижения фронта смачивания,
времени полного расхолаживания пучка. Как расчеты, так и экспери-
мент показали образование верхнего фронта смачивания за счет вы-
носа капель воды из пучка и последующего их возврата обратно.
Сравнение опытных и расчетных кривых для расхолаживания 37-
стержневого пучка по коду ТРАП показано на рис. 8.12. Время пол-
ного расхолаживания семистержневого пучка составило примерно
700, а 37-стержневого — 300 с. Следует отметить, что как экспери-
мент, так и расчеты проводились в одномерной постановке. Поэтому
различие в поведении параметров на обоих пучках вряд ли можно от-
159
Глава восьмая
Рис. 8.11. Схема петли повторного залива ГНЦ ФЭИ:
1 - бак; 2 — насос; 3 - парогенераторы; 4 — сдвоенный перекидной клапан; 5 -
перемычки; 6 — расходомер; 7 - сосуд унесенной влаги; 8 - модель ТВС; 9 —
холодильники; 10 - паровой компенсатор-смеситель; 11 - доосушитель пара; 12 —
напорная труба (модель нижней камеры)
Таблица 8.5. Параметры, задаваемые в опытах
Пучок Давление, МПа Максимальный тепловой поток, кВт/м Скорость залива, см/с
7 стержней 0,278 2,94 2,0
37 стержней 0,246 1,77 4,9
160
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.12. Сравнение расчета по комплексу ТРАП с опытом на 37-стержне-
вом пучке для максимальной температуры оболочки имитатора твэла
нести к разному числу стержней. В 37-стержневом пучке тепловой
поток был меньше, а скорость залива больше, чем в семистержневом.
В многостержневой сборке и, тем более, в активной зоне, появля-
ется фактор, ускоряющий продвижение фронта смачивания «горя-
чих» твэлов при заливе снизу. Это происходит благодаря тому, что в
«холодных» областях активной зоны уровень повышается быстрее, а
это создает дополнительный движущий напор для «горячих» облас-
тей.
8.3
КОНДЕНСАЦИЯ ПАРА ВНУТРИ ТРУБ ПГ
Основными средствами противодействия авариям с потерей тепло-
носителя служат системы безопасности для подпитки реактора во-
дой. Энергия из первого контура в основном выводится через течь,
если она достаточно велика и обеспечивает быстрое снижение давле-
ния. Отвод тепла от первого контура через ПГ важен при малых не-
компенсируемых течах. На ранней стадии аварии с малой течью име-
161
Глава восьмая
ет место естественная циркуляция одно- и двухфазного теплоносите-
ля с эффективной теплопередачей через ПГ. Далее потеря теплоноси-
теля приводит к оголению места течи, и оттуда начинает истекать
пар. Может сложиться ситуация, когда критический расход пара че-
рез разрыв меньше выработки пара в активной зоне, а это ведет к ро-
сту давления в первом контуре при продолжающейся потере тепло-
носителя (так называемый «ТМ1-2 эффект»). С другой стороны, на-
сосы аварийной подпитки высокого давления имеют определенный
порог срабатывания (6 МПа у ВВЭР-440 и 8-11 МПа у ВВЭР-1000).
Пассивные ГА первой ступени срабатывают при давлении около 4 и
6 МПа соответственно. Если давление не может естественным обра-
зом снизиться до указанных величин, подпитка первого контура ста-
новится невозможной. В этих условиях решающее значение приоб-
ретает отвод тепла через ПГ за счет конденсации пара внутри его
труб. При конденсации чистого пара разность давлений (температур)
между контурами незначительна, а давление внутри ПГ определяется
уставкой на срабатывание предохранительного клапана, т.е. оно заве-
домо ниже порога срабатывания насосов аварийной подпитки
(НВД). Следовательно, рост давления в первом контуре ограничива-
ется давлением второго контура, что гарантирует включение этих на-
сосов. Это несколько снижает давление в первом контуре вследствие
попадания в него холодной воды, что приводит к прекращению кон-
денсации (ПГ при этом продолжает оставаться горячим). Но по-
скольку вся энергия через разрыв выйти по-прежнему не может, дав-
ление опять возрастает, а конденсация возобновляется, способствуя
снижению давления и прекращению конденсации. Этот периодиче-
ский процесс продолжается, пока не начнутся действия по управле-
нию аварией, направленные на форсированное расхолаживание ПГ с
подпиткой и сбросом пара, а также сбросом пара из КД, либо пока
мощность, выделяемая в реакторе, не снизится до определенного
уровня. Конденсация пара внутри труб ПГ интенсивно изучалась
применительно как к вертикальным, так и горизонтальным ПГ вви-
ду большой важности этого процесса в анализе определенного клас-
са аварий. Большая избыточность поверхности теплообмена сама по
себе гарантирует надежный отвод тепла распада. Тем не менее, следу-
ет учитывать факторы, которые могут существенно ухудшить тепло-
передачу.
Первым из них следует упомянуть «захлебывание», называемое в
зарубежной литературе counter-current flow limitation (CCFL). Суть
его состоит в том, что при стоке конденсата из трубы навстречу по-
162
Исследование отдельных аварийных процессов
ступающему потоку пара может возникнуть кризисное явление, пре-
пятствующее как поступлению пара, так и стоку конденсата. Это яв-
ление возникает тем раньше, чем ниже давление пара. «Захлебыва-
ние» вероятно в ПГ вертикального типа, если расход пара достигает
порогового значения, поскольку затрудняется сток конденсата, обра-
зовавшегося на входном (подъемном) участке трубы, на горячую сто-
рону петли. В горизонтальном ПГ, в котором трубы имеют слабый ук-
лон, конденсат способен стекать в обе стороны, так что «захлебыва-
ние» на входном конце трубы предотвращается возможностью стока
конденсата из выходного конца. Данное явление исследовалось на
стендах с моделями горизонтального ПГ, имеющих две или четыре
полноразмерные трубы [68]. Схема стенда с двухтрубной моделью
приведена на рис. 8.13. Исследованиями было установлено, что сток
конденсата возможен в обе стороны.
«Захлебывание» воспроизводилось только в искусственно создан-
ных условиях, когда пар поступал в трубы через оба конца. Явление
иллюстрируется графиком на рис. 8.14, где показана зависимость да-
вления в первом контуре от расхода пара в обе трубы при различных
температурах и двухстороннем входе пара на двухтрубной модели.
Второй фактор ухудшения теплопередачи — это неконденсирую-
щиеся газы. При потере теплоносителя в первом контуре причинами
появления газов могут быть: радиолиз воды с образованием гремучей
смеси, разогрев оболочек твэлов с пароциркониевой реакцией и об-
разованием водорода, выделение растворенного азота из воды ГА.
Часть этих газов уносится с паром в течь, часть может накапливаться
в ПГ, выделяясь из конденсирующегося пара, если течь расположена
на горячей стороне петли. При течи на холодной стороне газ в ПГ не
накапливается и выносится в течь, что достаточно очевидно.
При течи первого контура на горячей стороне петли можно рас-
смотреть ситуацию, когда ПГ становится тупиковым объемом, где
происходит значительное накопление газа. Оно начинается с выход-
ного коллектора и выходных концов труб. Далее доля труб, заполнен-
ных преимущественно газом, непрерывно возрастает, что существен-
но ухудшает теплопередачу. Для сохранения ее на прежнем уровне
возрастает давление в первом контуре, сжимая накопившийся газ и
уменьшая его объем. Но процесс продолжается, и, в конце концов,
давление в первом контуре достигает предельной величины. Однако
на практике такой пессимистический сценарий в проектных авариях
невозможен, так как количества выделяющихся газов для этого недо-
статочно. Согласно критериям безопасности РУ, установленным
163
Глава восьмая
Рис. 8.13. Схема стенда для исследования теплоотдачи:
1 — теплообменная труба; 2 — коллектор; 3 — охлаждающая вода; 4 - накопитель кон-
денсата; 5- эжектор; 6- линия рециркуляции; 7— перемычка; 8— охладитель конден-
сата; 9- подача пара; 10- вакуумирование и подача газа; 11 - труба ПГ
нормативно-технической документацией [69], допускается окисле-
ние не более одного процента циркония, находящегося в активной
зоне, что дает около 100 нм3 водорода. Количество радиолитических
газов составляет лишь несколько процентов от этой величины. Пока
давление в первом контуре выше порога срабатывания ГА, вода из
них в контур вместе с растворенным азотом не поступает.
Влияние водорода на теплопередачу в трубах изучалось на двух-
трубной модели ПГ (в опытах водород имитировался гелием). По ме-
ре накопления газа возрастал температурный напор и давление в
контуре. Отмечено, что газ, накапливающийся ^ трубчатке, распре-
164
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.14. Зависимость давления от расхода пара, поступающего через
оба конца труб на двухтрубной модели при различных температурах ох-
лаждающей воды:
+ - 7= 120 °C; А - 7= 180 °C; О - 7=210 °C; • - 7= 230 °C
деляется там крайне неравномерно. Прежде всего газ заполняет вы-
ходной коллектор, затем — выходные концы труб. Это обеспечивает
более высокий средний коэффициент теплоотдачи по сравнению с
равномерно перемешанной парогазовой смесью.
Другой особенностью является неравномерное накопление газа
по трубам. Если газ легче пара, верхняя труба может полностью вы-
ключиться из теплообмена. Тем не менее, указанное выше количест-
во водорода занимает около 6% объема трубчатки ПГВ-1000 при дав-
лении, например, 5 МПа. На рис. 8.15 показан температурный напор
в зависимости от средней объемной концентрации газа в трубах мо-
165
Глава восьмая
Рис. 8.15. Температурный напор в зависимости от средней объемной кон-
центрации гелия в трубах модели ПГ
дели ПГ. Как видно из графика, на теплопередачу упомянутое коли-
чество газа практически не влияет. Влияние начинает проявляться
при дальнейшем накоплении газа в виде роста давления и темпера-
турного напора при неизменной подаче пара.
На двухтрубную модель пар подавался в количестве 7—40 кг/ч, что
существенно больше, чем характерно для аварии (2—3 кг/ч в среднем
на одну трубу ПГ). Влияния на теплопередачу расхода пара в указан-
ных пределах и давления в пределах 0,5-3 МПа не отмечено. Для вы-
соких объемных концентраций газа предложена расчетная формула:
ас = 0,0146 Ge-1’5, (8.7)
где ас — средний для трубчатки коэффициент теплоотдачи, кВт/м2К;
Q — средняя тепловая нагрузка, кВт/м2; е - средняя объемная кон-
центрация газа в трубчатке в консервативном предположении, что
весь накопленный газ содержится там.
Полученные результаты позволили обосновать выбор величины
напора насосов аварийной подпитки высокого давления, приведен-
ных выше.
166
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.16. Схема стенда с четырехтрубной моделью ПГ для исследования
распределения газа по контуру:
1 - модель реактора; 2 — четырехтрубная модель ПГ; 3 - петля с гидрозатвором; 4 —
линия отвода течи; 5 — охладитель; 6 — накопитель газа; 7 — дренаж; 8 —
вакуумирование и подача газа; 9 — подача пара
Далее исследования были продолжены на интегральном стенде с
одной петлей и четырехтрубной моделью ПГ. Схема стенда показана
на рис. 8.16. На нем имелась возможность проводить опыты как с ес-
тественной циркуляцией теплоносителя, так и без нее. Можно было
имитировать малую течь как на холодной, так и на горячей стороне
петли. Были подтверждены результаты, полученные на двухтрубной
модели: выделяющийся при конденсации пара газ оттесняется к вы-
167
Глава восьмая
ходным концам труб и выходному коллектору ПГ, причем одна-две
верхние трубы могут полностью выключиться из теплообмена. При
наличии естественной циркуляции наиболее эффективен вывод газа
через воздушник реактора, а при ее отсутствии — через воздушник
выходного коллектора ПГ. При течи на холодной стороне петли на-
копление газа в модели ПГ происходит до момента прорыва гидроза-
твора, после чего весь накопленный газ выносится в течь. Течь на го-
рячей стороне петли не является препятствием для прогрессирующе-
го накопления газа в ПГ, поскольку тот является тупиковым объе-
мом.
По мере расхолаживания ПГ в результате реализации процедур по
управлению аварией давление в первом контуре снижается, и начи-
нается слив воды из ГА. Всего в воде ГА содержится порядка 200 кг
растворенного азота (ВВЭР-1000). Из опытных данных [70] следует,
что даже если весь азот накопится в ПГ, включая выходной коллектор
и сдренированный участок петли ниже него, останется достаточная
теплопередающая способность ПГ при условии его достаточного рас-
холаживания. Это особенно важно для РУ нового поколения ВВЭР-
640, в которой снижение давления в ПГ вплоть до атмосферного пре-
дусмотрено пассивными средствами. Для этого служит СПОТ, отво-
дящая тепло из ПГ к конечному поглотителю. Тем не менее, для уп-
равления аварией в проектах РУ предусматривается организованный
вывод накопившихся газов, который наиболее эффективен из выход-
ного коллектора ПГ.
ПГ может поддержать длительное охлаждение реактора в запро-
екгной аварии с большой течью теплоносителя при полной потере
всех источников переменного тока на РУ В-392. Возникающие в свя-
зи с этим проблемы рассмотрены в параграфе 7.3.
84
ИССЛЕДОВАНИЕ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ ВОДЫ САОЗ
С ТЕПЛОНОСИТЕЛЕМ В РЕАКТОРЕ
Попадание холодной воды в реактор с горячим теплоносителем при-
водит к значительным температурным перепадам на стенке корпуса
реактора. Особенно неблагоприятная ситуация возникает при не-
симметричном охлаждении корпуса, когда холодная вода проникает
168
Исследование отдельных аварийных процессов
Таблица 8.6. Объем исследований
Параметры Плоская прозрачная модель, 1:7 Модель вы- сокого дав- ления, 1:7,2 Модель ИВО, 1:2,5 Реактор ВВЭР-440,1:1
Температура тепло- носителя, °C Температура воды 50-70 150-270 77 118-260
САОЗ, °C 20 20-25 8-14 35-40
Расход воды САОЗ, м3/ч Относительная раз- 0,2-1,5 0,5-1,6 0,5-14,5 63-219
ность плотностей, % 0-20 10-25 2-19 10-20
в опускной канал в виде струи. Поэтому знание закономерностей пе-
ремешивания имеет значение для оценки нестационарного темпера-
турного поля, воздействующего на корпус. Здесь неприменимы зако-
номерности, полученные в классической теории свободных турбу-
лентных струй, ввиду ограниченности объема, где реализуется пере-
мешивание. Кроме того, может иметь значение соотношение между
силами инерции и плавучести, поскольку скорость поступления хо-
лодной воды в опускной канал относительно невелика. Все сказан-
ное диктует необходимость специальных исследований по переме-
шиванию, цель которых — получение исходных данных для прочно-
стного расчета корпуса реактора под действием тепловых ударов.
В ОКБ «Гидропресс» выполнена программа исследований, вклю-
чающая в себя опыты на прозрачной модели, модели высокого давле-
ния и реакторе ВВЭР-440 4-го блока Кольской АЭС [71], [72]. В Фин-
ляндии фирмой ИВО проводились исследования на прозрачной по-
лукруглой модели в масштабе 1:2,52 [73], [74]. В табл. 8.6 приведены
параметры, при которых проводились исследования.
В результате этих исследований получена обширная информация,
которая использовалась как для создания инженерных методик рас-
чета нестационарного температурного поля на внутренней поверхно-
сти корпуса реактора, так и для проведения расчетов напряженного
состояния корпуса реактора [75], [76].
Исследования на прозрачной модели. Назначение прозрачной мо-
дели состояло в получении качественного представления о переме-
шивании заливаемой воды с горячим теплоносителем в опускном ка-
169
Глава восьмая
1600
Рис. 8.17. Конструкция прозрачной модели:
1 — корпус модели; 2- входной патрубок; 3—модельный участок трубопровода Ду 500;
4 - штуцер залива раствора азотнокислого натрия; 5 — штуцер слива; 6 - сбросной
коллектор; 7- перфорированная решетка; 8— термопары
нале реактора при срабатывании НВД САОЗ и выявлении некоторых
закономерностей протекания этого процесса, чтобы учесть их при
создании более сложной экспериментальной установки. На модели
велось визуальное наблюдение перемешивания и измерение темпе-
ратуры по ходу движения заливаемой воды во времени.
Конструкция модели показана на рис. 8.17. Она представляет со-
бой плоскую развертку кольцевого опускного канала между шахтой и
корпусом ВВЭР-440 в масштабе М = 1:7, изготовленную из органиче-
ского стекла. Модель имела шесть патрубков. К одному из централь-
ных патрубков был подсоединен модельный участок трубопровода
Ду 500 из органического стекла, на котором имелся штуцер для зали-
ва раствора, имитирующий место подключения НВД.
Разность плотностей воспроизводилась путем использования в
качестве заливаемой воды концентрированного раствора азотнокис-
лого натрия с температурой около 20 °C, в который для визуализации
течения добавлялся краситель, а модель заполнялась чистой водой с
температурой 60-90 °C. Начальная разность плотностей между зали-
ваемым раствором и подогретой водой в модели изменялась в диапа-
зоне (Др/рх)100 = 0-20%, где Др = рх - рг.
170
Исследование отдельных аварийных процессов
Ко всем шести входным патрубкам модели подсоединялись шлан-
ги от бака с подогретой водой, которая предназначалась для заполне-
ния модели, а также для имитации режима с естественной циркуля-
цией по петлям. К штуцеру на модельном участке трубопровода был
подсоединен шланг от бака с раствором азотнокислого натрия.
По высоте опускного канала модели под патрубком, через кото-
рый производился залив раствора, было установлено восемь термо-
пар.
На прозрачной модели было проведено две серии опытов. Первая
серия - залив раствора азотнокислого натрия при начальном запол-
нении модели водой до нижней кромки входных патрубков. В ходе
проведения опытов уровень поддерживался постоянным. Вторая се-
рия проводилась при полностью заполненной модели.
При уровне воды в модели у нижней кромки входных патрубков
раствор в прозрачном модельном трубопроводе двигался в виде ру-
чья. Если модель заполнялась полностью, то в модельном трубопроводе
раствор частично перемешивался с горячей водой, и в трубопроводе бы-
ло ясно видно расслоенное встречное течение раствора и воды.
Наблюдаемая картина в опускном канале в обеих сериях опытов
была практически одинакова. Изменение плотности раствора и вели-
чины его расхода никаких визуально заметных отличий не вносило.
В начальный момент поступления раствора в опускной канал про-
исходило опускание струи раствора вниз, которая через 4—5 с дости-
гала нижней термопары, расположенной на уровне x/d = 7,47, где х —
расстояние от центра входного патрубка, a d — его диаметр. Пример-
но в течение 20-30 с струя заливаемого раствора не изменяла своей
формы и располагалась строго вертикально (рис. 8.18). Через 30-40 с
происходило увеличение концентрации раствора в модели, наблюда-
лось образование крупных вихрей по обеим сторонам от оси струи, а
сама струя начинала дрейфовать и размываться, что приводило к
улучшению перемешивания.
На рис. 8.19 приведено характерное изменение температуры по
оси струи во времени для случая заполнения модели до нижней
кромки входных патрубков. Как видно из графиков, в начальный мо-
мент верхние термопары фиксировали резкий провал температуры,
который возрастал с увеличением расхода заливаемого раствора и
уменьшался по мере удаления от патрубка. Далее температура не-
сколько повышалась, а затем постепенно снижалась в соответствии с
охлаждением всего опускного канала. Начальная стадия перемеши-
вания сопровождалась температурными пульсациями.
171
Глава восьмая
При заливе раствора в полностью заполненную модель начальный
провал температуры значительно меньше и практически не достигал
термопары, расположенной на уровне x/d = 4. В опытах с имитацией
естественной циркуляции теплоносителя по петлям струя заливаемо-
го раствора была более узкой и стабильной во времени. Через 40—60 с
показания термопар стабилизировались на уровне, близком к началь-
ной температуре воды в модели.
Из опытов на прозрачной модели можно сделать следующие ос-
новные выводы:
• в опускном канале происходит достаточно хорошее перемешива-
ние;
• зоной интенсивного перемешивания является вертикальная струя
с неустойчивыми границами и малым углом раскрытия;
• при развитии естественной конвекции в пределах опускного кана-
ла эта струя частично разрушается, что улучшает перемешивание;
• процесс перемешивания сопровождается температурными пуль-
сациями, затухающими по мере движения струи вниз;
• четкого влияния относительной разности плотностей на данной
модели не было выявлено.
172
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.19. Изменение температуры по высоте опускного канала при
О = 0,66 м3/ч, Др/рх = 11,8%:
a-x!d = 2,24; 6-x!d = 3,99; в - x/d = 5,73; г - x/d = 7,47
173
Глава восьмая
Исследования на модели высокого давления. Модель высокого дав-
ления предназначена для изучения перемешивания холодной воды
при натурных параметрах теплоносителя и полном геометрическом
моделировании.
Модель высокого давления полностью (за исключением активной
зоны) воспроизводит реактор ВВЭР-440 в масштабе М = 1:7,4- Кон-
струкция модели представлена на рис. 8.20. Соответствующие вход-
ные и выходные патрубки соединены между собой короткозамкну-
тыми петлями с арматурой. Натурная геометрия петель и их оборудо-
вание не моделировались. На корпусе модели имелись два патрубка за-
лива от САОЗ. На одной из петель между входным патрубком и армату-
рой имеется врезка, имитирующая трубопровод подачи воды от НВД.
Внутри корпуса установлена шахта с перфорацией на ее днище и
зоне выходных патрубков. В нижней части шахты установлена пер-
форированная решетка, имитирующая гидравлическое сопротивле-
ние активной зоны. Для проверки влияния ширины опускного кана-
ла (с целью переноса данных на реактор ВВЭР-1000) предусмотрено
изменение диаметра цилиндрической части шахты.
Модель рассчитана на давление 12,5 МПа и температуру 300 °C.
Она входила в состав циркуляционного контура, обеспечивающего ее
разогрев. После разогрева модель от контура отсекалась.
Внутри опускного канала было установлено порядка 80 термопар, из-
меряющих температуру внутренней поверхности корпуса и температуру
теплоносителя в непосредственной близости от нее. С помощью указан-
ной системы термопар фиксировалось прохождение фронта холодной
воды в опускном канале и температурное поле в секторе с углом 120°.
Холодная вода подавалась из двух сообщающихся сосудов с газо-
вой подушкой объемом воды по 600 л. Температура воды в сосудах ре-
гулировалась нагревателями. Варьированием расхода воды из сосу-
дов и места ее подачи можно было имитировать срабатывание любо-
го компонента САОЗ.
Исследования на модели высокого давления были проведены:
• для двух значений ширины опускного канала — 0,02 и 0,0365 м;
• как при полном, так и частичном заполнении модели водой до
уровня на расстоянии 0,1 и 0,4 м ниже кромки входного патрубка;
• для расходов холодной воды — 0,5; 1,0; 1,5—1,6 м3/ч при темпера-
туре 20-25 °C;
• для двух температур горячего теплоносителя в модели в районе
150 и 265 °C, при этом начальная относительная разность плотно-
стей составляла 7,6±0,9 и 21±1,5%.
174
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.20. Модель высокого давления:
1 - корпус реактора; 2 - шахта; 3 - крышка; 4 — входной и выходной патрубки; 5 —
патрубок САОЗ; 6 — штуцер вывода термопар; 7 - штуцер дренажа; 8 - имитатор
сопротивления активной зоны; 9 — перфорация в шахте
Минимальная продолжительность опыта составляла 600 с, что в
несколько раз дольше, чем на прозрачной модели.
В ходе проведения опытов происходило охлаждение всего объема
теплоносителя в модели реактора, что и фиксировали все установ-
ленные термопары. Однако наибольшие изменения температуры фи-
175
Глава восьмая
t
г
Рис. 8.21. Влияние ширины опускного канала b на характер перемешива-
ния на модели высокого давления:
b = 0,02 м, Q = 1,5 м3/ч, Др/рх = 21,4 %:
—x/tZ= 2,31; • -x/d =6,58;
b = 0,0365 м, Q = 1,6 м3/ч, Др/рх = 21,2 %:
□ -x/d =2,31; О —x/J=6,58
ксировали термопары, расположенные на оси под патрубком залива.
По мере удаления от оси струи темп охлаждения снижался.
На рис. 8.21 приведены кривые изменения температуры теплоно-
сителя для двух термопар, расположенных на относительном рассто-
янии от центра патрубка залива x/d = 2,31 и x/d = 6,58. Ширина опу-
скного канала практически не влияет на распределение температур
вдоль струи при одинаковых расходах воды и разности плотностей.
Это справедливо для всех исследованных расходов заливаемой воды.
Сравнение результатов двух опытов, которые отличались лишь
степенью начального заполнения модели горячим теплоносителем,
не показало отличий в распределении температуры вдоль струи, если
176
Исследование отдельных аварийных процессов
координату х в модели с пониженным уровнем отсчитывать от поло-
жения уровня. При увеличении расхода подогрев воды вдоль струи
снижается независимо от разности плотностей.
Были проведены опыты с подачей пара во внутришахтный объем
модели. Методика проведения опытов осталась прежней. Влияние
отдельных факторов на характер перемешивания не претерпело из-
менений. Единственным отличием явился более медленный темп
расхолаживания всего объема опускного канала, температура в кото-
ром определяет фон, на котором происходит перемешивание.
Из опытов на модели высокого давления были сделаны следую-
щие выводы:
• общий характер перемешивания такой же, как и на прозрачной
модели;
• благодаря большей длительности опытов отмечено влияние раз-
ности плотностей: чем она выше, тем перемешивание более ин-
тенсивно;
• изменение ширины опускного канала от 0,02 до 0,035 м на пере-
мешивание не влияет, что важно для переноса полученных резуль-
татов на реактор ВВЭР-1000;
• за пределами струи в опускном канале устанавливается практиче-
ски равномерная температура, которая постепенно снижается при
охлаждении всего опускного канала.
Исследования на реакторе. Для проверки степени достоверности
экспериментов, проведенных на масштабных моделях, были прове-
дены опыты на реакторе ВВЭР-440. Исследования проводились на
реакторе 4-го блока Кольской АЭС во время ПНР. Опыты проводи-
лись в отдельности как при срабатывании НВД, так и срабатывании
ННД.
В опускном канале на внутренней поверхности корпуса и в пото-
ке было установлено 85 термопар. В основном они были установлены
в зоне предполагаемого распространения струи заливаемой воды на
ее оси под входным патрубком № 3 и нижним патрубком САОЗ. Ос-
тальные термопары, расположенные по всему периметру опускного
канала, давали информацию об общем температурном фоне. Одна из
этих термопар, расположенная на диаметрально противоположной
стороне, использовалась для контроля температуры теплоносителя
во всем объеме опускного канала вне зоны перемешивания. Опрос и
регистрация показаний термопар производились с помощью инфор-
мационно-вычислительного комплекса с периодичностью не
более 3 с.
177
Глава восьмая
Расход заливаемой воды измерялся расходомерным устройством и
регистрировался показывающим прибором на БЩУ. Относительная
погрешность определения расхода составляла ±1,1%. Кроме того,
расход заливаемой воды рассчитывался по изменению уровня в ем-
костях запаса холодной воды.
Было проведено три опыта: два с заливом через входной патрубок
и один с заливом через патрубок САОЗ.
Опыт 1 был проведен при начальной температуре теплоносителя
125 °C, постоянном расходе заливаемой воды 117 м3/ч и ее темпера-
туре 39 °C. Продолжительность опыта составила 20 мин. Залив про-
изводился через входной патрубок петли № 3.
Опыт 2 был проведен при начальной температуре теплоносителя
118 °C, переменном расходе заливаемой воды от 430 до 15 м3/ч и ее
температуре 35 °C. Продолжительность опыта составила 8 мин. Залив
производился через патрубок САОЗ. Достаточно длительная продол-
жительность опыта и довольно пологое изменение расхода заливае-
мой воды дают возможность разбить весь эксперимент на несколько
опытов, характеризующихся расходом заливаемой воды, равным сре-
днему значению в данном временном интервале.
Опыт 3 был проведен при начальной температуре теплоносителя
260 °C, расходе заливаемой воды от 65 до 59 м3/ч и ее температуре
40 °C. Продолжительность опыта составила 10 мин. Залив произво-
дился через входной патрубок петли № 3. Данный эксперимент
можно рассматривать как опыт с постоянным расходом заливаемой
воды. Опыты на реакторе подтвердили основные принципы моде-
лирования процесса перемешивания на масштабированных моде-
лях (см. ниже).
Исследования на модели ИВО. Данные, полученные фирмой ИВО
на модели, выполненной в более крупном масштабе, чем модели
ОКБ «Гидропресс», позволили более полно оценить роль масштабно-
го фактора при проведении исследований.
Модель фирмы ИВО представляет собой полукруговую модель
опускного канала реактора ВВЭР-440, изготовленную в масштабе
М = 1:2,52. Модель имела три входных патрубка с внутренним диа-
метром 194 мм. Опыты проводились на модели, полностью запол-
ненной горячей водой. Холодная вода подавалась через средний
входной патрубок.
Разность плотностей воспроизводилась использованием в качест-
ве воды САОЗ подкрашенного раствора соли СаС12.
178
Исследование отдельных аварийных процессов
Внутри опускного канала в секторе с углом 120° под средним вход-
ным патрубком были установлены 33 термопары на шести уровнях по
высоте (x/d= 0,845; 1,88; 2,55; 4,19; 7,53; 12,1). В течение 10 мин по-
сле начала подачи холодной воды проводилась непрерывная регист-
рация показаний всех термопар системой сбора данных.
Экспериментальные данные были получены для следующих усло-
вий:
• вода САОЗ подавалась в заполненную модель с неподвижным те-
плоносителем, имеющим температуру 75—77 °C;
• расход воды изменялся в диапазоне от 1,12 до 14,4 м3/ч;
• температура заливаемого раствора СаС12 находилась в диапазоне
от 9 до 14 °C, а его плотность — в диапазоне от 994 до 1165 кг/м3,
при этом начальная относительная разность плотностей составля-
ла 2-16%.
Данные, полученные на модели ИВО, хорошо согласуются с дан-
ными ОКБ «Гидропресс». Важно, что они получены на модели более
крупного масштаба. Это обеспечивает надлежащий учет масштабно-
го фактора при разработке расчетной корреляции для описания пере-
мешивания.
Кроме того, параллельно на модели ИВО были получены ценные
данные о температурном расслоении потоков в трубопроводе петли,
через который подается вода САОЗ. Для этого измерялось распреде-
ление температур в трех сечениях модели ГЦТ. Было установлено, что
при определенных расходах воды от САОЗ в ГЦТ возникает встреч-
ное течение. Верхнюю часть сечения занимает поток горячего тепло-
носителя из опускного канала, а нижнюю — поток холодной воды.
Перемешивание этих потоков происходит в основном в окрестности
точки впрыска холодной воды в ГЦТ. Благодаря этому вода САОЗ по-
ступает в опускной канал частично подогретой. Примеры темпера-
турного расслоения показаны на рис. 8.22. Безразмерная температу-
ра определялась по формуле (8.14), а число Фруда - по формуле (8.8),
приведенным ниже. В качестве размера L принят диаметр ГЦТ, ско-
рость воды САОЗ w приведена к полному сечению ГЦТ. При числах
Фруда Fr более 0,4 (при увеличении расхода или уменьшении разно-
сти плотностей), расслоение прекращается, и все сечение занимает
холодная вода.
Вопросы моделирования. Является общепринятым, что течение
жидкости под действием разности плотностей описывается числами
Фруда Fr и Струхаля Sh (безразмерным временем):
179
Глава восьмая
Безразмерная температура (Fr=O,001)
Безразмерная температура.(Ег=0,144)
Рис. 8.22. Образцы температурного расслоения потоков в ГЦТ у входного
патрубка
180
Исследование отдельных аварийных процессов
(8.8)
(8.9)
где w — скорость в характерном сечении, м/с; L — характерный раз-
мер, м; р — плотность более тяжелой жидкости, кг/м3; Др — разность
плотностей жидкостей, кг/м3; g= 9,81 м/с2; т — время, с.
При наличии геометрического подобия модели и натуры необхо-
димо знать, каков должен быть расход холодной воды, подаваемый в
модель, и разность плотностей жидкостей. Взяв критерий Фруда за
основу, можно получить соотношение между расходами холодной во-
ды в модели и натуре:
АР
2м ~ Qh
Д£|
Р 1
(8.10)
При этом процесс будет происходить в ином, по сравнению с на-
турой, масштабе времени, определяемом числом Струхаля:
Ар
Ар"!
(8.Н)
Переходя к геометрическим параметрам, характеризующим фор-
мирование струи (диаметру патрубка залива и ширине опускного ка-
нала), критерии Фруда и Струхаля можно представить в следующем
виде:
181
Глава восьмая
Р Q2
Fr =----------т—;
36OO2g</2/P^
Р
(8.12)
Sh = —<813)
3600J ь2
При правильном учете относительной плотности и геометриче-
ского масштаба безразмерная температура 0, определяемая как
е=г7; ~_77 ' (814)
*гор *хол
где 7} — текущее значение температуры в данной точке; Тгор — теку-
щее значение средней температуры в опускном канале за пределами
струи; Тхол — температура воды САОЗ, должна быть одинаковой в
сходственных точках. Следовательно, цель анализа опытных данных
сводится к отысканию зависимости вида
0=/(Fr, Sh,x/J,y/rf).
(8.15)
В опускном канале холодная вода, перемешиваясь с теплоносите-
лем, двигается в виде расходящейся струи с неустойчивыми граница-
ми. Перемешивание реализуется на фоне средней температуры в опу-
скном канале за пределами струи. Из наблюдений следует, что про-
цесс перемешивания можно разбить на две стадии. Первая стадия
(кратковременная) характеризуется резким падением температуры в
рассматриваемой точке на оси холодной струи в интервале времени
О < т < тн. В этом интервале струя течет в неподвижной среде (см.
рис. 8.18). Далее в опускном канале развивается естественная конвек-
ция, способствующая разрушению струи и улучшению перемешива-
ния. Температура в данной точке несколько возрастает, а затем сни-
жается в соответствии со снижением температуры всего объема опу-
скного канала. Процесс перемешивания сопровождается темпера-
182
с
Исследование отдельных аварийных процессов
Расход воды в пересчете на М=1:1, м3/ч
О 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0
Fr0-5
Рис. 8.23. Сравнение опытных данных, полученных на моделях разного
масштаба для расстояния x/d = 2,5
турными пульсациями, которые максимальны вблизи патрубка зали-
ва и постепенно затухают по ходу движения струи.
Сравнение данных, полученных на различных установках, приве-
дено на рис. 8.23 для расстояния x/d = 2,5 напротив верхнего сечения
активной зоны ВВЭР-440. Расходы на моделях пересчитаны на мас-
штаб 1:1 для времени 360 с. Из графика видно удовлетворительное
согласие между всеми опытными данными. У верхнего сечения ак-
тивной зоны перемешивание практически завершается при расходах
от ННД, характерных для ВВЭР-440.
Анализ всей совокупности опытных данных позволил получить
эмпирические зависимости для практических расчетов.
Для интервала времени 0 < т < тн (до момента максимального сни-
жения температуры на оси струи в неподвижном теплоносителе) от-
183
Глава восьмая
носительная температура 0Х на оси струи вычисляется по соотноше-
нию
0-1 ехпГ i5(*/d)°’3
0х-1 -ехр -1,5
(8.16)
где А = 1 для Fr < 1 и А = Fr®’5 для Fr > 1.
Для времени т > тн (стадия длительного расхолаживания при раз-
витой естественной конвекции в опускном канале) относительная
температура вычисляется из соотношения
0Х = 1 - exp|'-O,lf-\/_§*L
х U/V2Fr"
(8.17)
где п = 0,5 для Fr < 1 и п = 2 для Fr > 1.
При Sh > 10000 величина 0Х принимается такой же, как и при
Sh = 10000. Числа Fr и Sh вычисляются по формулам (8.12) и (8.13).
Для стыковки зависимостей (8.16) и (8.17) момент тн можно опреде-
лить по взаимному пересечению соответствующих кривых.
Если уровень находится ниже патрубка, в который поступает хо-
лодная вода, то координата х отсчитывается от уровня.
Пример сравнения расчета с экспериментом показан на рис. 8.24
для опыта 1 на реакторе ВВЭР-440. Имеет место достаточно удовле-
творительное взаимное согласование, причем расчет дает некоторый
консерватизм.
Вся совокупность экспериментальных данных для всех моделей
сравнивается с расчетной зависимостью (8.17) на рис. 8.25. Можно
видеть, что рекомендуемая зависимость для определения степени пе-
ремешивания в опускном канале реактора консервативна по отноше-
нию ко всем экспериментальным данным.
Распределение температуры в поперечном направлении на рас-
стоянии х/d подчиняется следующему закону:
1-0Х
= ехр
(8.18)
184
Исследование отдельных аварийных процессов
Расстояние x/d
Рис. 8.24. Изменение температуры вдоль струи во времени в опыте 1 на
реакторе:
точки - опыт; сплошная линия - расчет по формуле (8.17) для т = 4 мин; пунктирная
линия - для т = 16 мин
Комплекс од. _
k2-FrnJ d
Рис. 8.25. Сравнение опытных данных для различных моделей с
зависимостью (8.17):
♦— реактор ВВЭР-440; — прозрачная модель; А— модель высокого давления без
подвода энергии; х— модель высокого давления с подводом энергии; ж— полукруговая
модель ИВО;------расчет по формуле (8.17)
185
Глава восьмая
где В = 0,5 + (x/rf)tga, a a = 10—12° — угол между вертикальной осью
и боковым фронтом раскрытия струи; у — координата в поперечном
направлении от оси струи.
85
ИССЛЕДОВАНИЕ БЛОКИРОВКИ ПРОХОДНОГО СЕЧЕНИЯ
ТВС ПРИ БОЛЬШОЙ ТЕЧИ ИЗ ПЕРВОГО КОНТУРА
Цель исследований. Во время аварии с большой течью из первого
контура в активной зоне реактора значительно возрастает температу-
ра оболочек твэлов. Сначала это происходит вследствие резкого
уменьшения давления и расхода теплоносителя с возникновением
кризиса теплоотдачи. Оболочка твэла разогревается за счет выхода
тепла, запасенного в топливе. Далее оболочка разогревается под дей-
ствием остаточного тепловыделения при частичном осушении актив-
ной зоны. Температура оболочки может достигнуть уровня, близкого
к 1000 °C. В то же время давление внутри оболочки становится боль-
ше, чем снаружи. При определенном сочетании температуры и рас-
тягивающих усилий от внутреннего давления оболочка начинает раз-
дуваться и в пределе может разорваться.
Деформация оболочек приводит к блокированию сечения для
прохода теплоносителя и, вследствие этого, к ухудшению отвода теп-
ла при заливе активной зоны водой от САОЗ. Из сказанного следует,
что условия начала деформации оболочек с последующим блокиро-
ванием проходного сечения играют очень важную роль в возможно-
сти охлаждения активной зоны. Расчетный анализ процессов в ак-
тивной зоне в условиях аварии с большой течью должен учитывать
соответствующие экспериментальные данные.
Цель экспериментальных исследований — дать реальную оценку
блокирования проходного сечения пучков стержней, имитирующих
ТВС реактора ВВЭР, в зависимости от сочетания температуры и пе-
репада давления на оболочках.
Методика проведения опытов. Исследования проводились на пуч-
ках из 19 имитаторов твэлов с косвенным внутренним нагревом. Та-
кое количеством стержней было признано оптимальным. При мень-
шем их числе велико значение краевых эффектов, а увеличение их
186
Исследование отдельных аварийных процессов
числа удорожает эксперимент. Предполагалось, что в таком пучке по
крайней мере семь центральных стержней находятся в условиях,
близких к реальным. Для ослабления краевых эффектов стенка кана-
ла, в котором находился пучок, имела наружный электрический обо-
грев.
Имитаторы твэлов имели оболочку из циркониевого сплава диа-
метром 9,13x0,69 мм, внутренний стержневой нагреватель, изолиро-
ванный от оболочки фарфоровыми втулками, и концевые токопод-
воды. Длина оболочки составляла 970 мм, полная длина зоны нагре-
ва - 850 мм. В средней части имитатора имелась зона тепловыделе-
ния, повышенного на 20%. У первых пучков ее длина была 200 мм, у
последующих — 500 мм. Первоначально все эксперименты проводи-
лись с оболочками из сплава Э110, и лишь после 1995 г. исследования
были продолжены с оболочками из сплава Э635.
Имитаторы в пучке дистанционировались решетками, собранны-
ми из штатных ячеистых элементов. Шаг дистанционирования был
равен 12,2 мм для ТВС ВВЭР-440 и 12,75 мм для ТВС ВВЭР-1000.
Всего на пучке устанавливалось три решетки: одна — внизу зоны по-
вышенного тепловыделения, другая — на верхнем крае этой зоны, а
третья — посередине. Верхние и нижние концы имитаторов имели
герметичные штепсельные наконечники, с помощью которых пучок
соединялся с токоподводами. Через верхние наконечники из внут-
реннего объема имитаторов выводились капилляры, по которым под
оболочку подавался инертный газ для создания внутреннего давле-
ния. Схема стенда для испытаний и пучка представлены на рис. 8.26
и 8.27.
Во время проведения экспериментов измерялись:
• температуры поверхности оболочек 10 имитаторов твэлов в двух
сечениях по высоте;
• температуры поверхности шестигранного чехла и температуры
пара на входе в пучок;
• значения давления газа под оболочками в семи имитаторах;
• расход пара через пучок.
Первый цикл испытаний был проведен применительно к РУ
В-213 Финляндии, где был установлен реактор ВВЭР-440. В этих экс-
периментах моделировался быстрый подъем температуры в началь-
ной стадии опыта. Необходимое давление газа подавалось под обо-
лочки имитаторов непосредственно перед опытом. После разогрева
пучка до температуры 1100—1200 °C обогрев имитаторов выключал-
ся, а в нижнюю камеру модели подавалась холодная вода (имитация
187
Глава восьмая
Рис. 8.26. Схема установки для испытания 19-стержневых пучков:
1 - корпус колонки; 2— шестригранный канал; 3— пучок стержней; 4— имитаторы га-
зовых объемов; 5 — устройство для разделения газовых объемов; 6— токоподвод
подачи воды САОЗ). После опыта центральная часть пучка залива-
лась эпоксидной смолой и после ее застывания делались поперечные
срезы. По срезам определялась деформация оболочек в данном сече-
нии и рассчитывалась блокировка сечения пучка. Все опыты были
проведены с оболочками из сплава Э110.
По результатам экспериментов были сделаны следующие выводы:
• быстрый нагрев пучка до температур не выше 1150 °C с последую-
щим заливом холодной водой не приводит к заметному охрупчи-
ванию оболочек и их разрушению при разборке пучка;
• оболочки не раздуваются в одном сечении по высоте пучка, разду-
тия распределены в определенной зоне по высоте, совпадающей с
зоной наиболее высоких температур;
• наибольшие деформации оболочек и, соответственно, наиболь-
шая блокировка проходного сечения наблюдаются при начальном
188
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.27. Общий вид пучка и имитатора твэла
перепаде давления газа под оболочкой примерно от 1,4 до
2,0 МПа. Последний вывод затем был подтвержден эксперимен-
тами на одиночных оболочках.
Во втором цикле исследований применительно к реактору ВВЭР-
1000 было испытано 16 пучков при различных сочетаниях давления
газа, уровня и скорости роста температуры. Основные результаты ра-
боты были опубликованы в работе [77]. Подробная информация о па-
раметрах испытаний приведена в табл. 8.7. Из 16 пучков, приведен-
ных в таблице, первые 10 пучков имели оболочки из сплава Э110, а
последние шесть пучков — из сплава Э635.
Примеры разогрева пучков во время экспериментов показаны на
рис. 8.28 и 8.29. В первом случае пучок испытывался при большой
скорости разогрева (до 30 °С/с), во втором - при достаточно малой
скорости. Видно, что при большой скорости разогрева достигались
189
Глава восьмая
Таблица 8.7. Параметры экспериментов
№ опыта Давление газа под оболочкой, МПа Скорость роста температуры, ° С/с Расход пара, кг/ч Максимальная блокировка, %
1* 1,5 25-30 2,0 52,8
2* 1,45 20,0 2,0 42,0
3 1,4 12,0 Аргон 38,0
4 1,4 20,0 Аргон 56,0
5 0,5 0,5 Аргон 0
6 7,0 3,5-4,0 40 12,8
7 7,0 0,3-0,4 40 15,5
8 10,0 0,3-0,4 35 34,0
9 10,0 5,0 35 19,7
10 10,0 0,2-0,3 40 36,0
11 6,8 8,0 47 46
12 7,3 1,0 47 47
13 2,5 1,0 60 53
14 1,5 1,5 60 46
15 1,5 1,0 60 58
16 1,5 0,2 60 63
* Пучки с укороченной зоной повышенного нагрева.
Время, с
Рис. 8.28. Изменение температуры оболочек и давления газа для
пучка № 1
190
Исследование отдельных аварийных процессов
-давление
внутри оболочек
“*^макс
—Т
мин
Рис. 8.29. Изменение температуры оболочек и давления газа для
пучка № 7
высокие значения температур оболочек (до 1200 °C). При малых ско-
ростях разогрева разгерметизация оболочек происходила при уме-
ренных температурах (несколько более 800 °C).
Пучки №№ 3—5 испытывались при охлаждении слабым расходом
аргона. Это было сделано для того, чтобы исключить влияние на де-
формацию фактора окисления и охрупчивания оболочек. Наиболь-
шая степень блокировки проходного сечения для пучков с оболочка-
ми из сплава Э110, равная 56%, была получена на пучке № 4, где был
исключен этот фактор. Степень блокировки пучков №№ 1 и 2, испы-
тывавшихся при аналогичных условиях, но при обдуве вялым пото-
ком пара, была несколько меньше: 52,8 и 42% соответственно. Здесь
на результатах экспериментов сказалось окисление и наводорожива-
ние оболочек. Из экспериментов, проведенных в атмосфере аргона,
несколько выделяются результаты, полученные на пучке № 3. Одна-
ко меньшую степень блокировки проходного сечения на нем можно
объяснить большим разбросом раздутий по высоте зоны нагрева
(часть до ДР, другая часть после нее).
Степень блокировки при больших перепадах давления на оболоч-
ке (пучки №№ 6—10) была значительно меньше (не выше 36%). Это
объясняется тем, что раздутие оболочек начинается при меньших
температурах, где циркониевый сплав обладает меньшей пластично-
стью. Это подтвердил й визуальный осмотр мест деформаций оболо-
191
Глава восьмая
чек. На этих пучках зона деформации имеет малую протяженность,
разрыв имеет большое раскрытие при малой деформации прилегаю-
щих участков. При низких перепадах давления на оболочке деформи-
рованный участок раздувается сильнее, и зона раздутия имеет
бблыпую протяженность. В этом случае блокировка проходного сече-
ния выше. Интересно отметить, что кратковременная выдержка при
очень высокой температуре (до 1150 °C) и малом перепаде давления
на оболочке (не более 0,5 МПа) не привела к заметной деформации
оболочек (пучок № 5).
На оболочках из сплава Э635 (пучки №№11—16) была получена
несколько большая степень блокировки проходного сечения, чем на
пучках с оболочками из сплава Э110. Максимальная величина блоки-
ровки составила 63%. Этот результат был получен при очень малой
скорости разогрева (0,2 °С/с). К сожалению, в табл. 8.7 нет сопоста-
вимого опыта на пучке с оболочками из сплава Э110, но предыдущие
эксперименты применительно к условиям реакторов ВВЭР-440 под-
тверждают вывод, что при перепадах давления около 1,5 МПа и ма-
лой скорости разогрева можно получить большие значения блоки-
ровки проходного сечения (до 70% и выше). Подобное было отмече-
но ранее в работе немецких исследователей [78]. Эксперименты по-
казали, что чем меньше скорость роста температуры, тем больше де-
формация оболочек и степень блокировки пучков. В экспериментах
ОКБ «Гидропресс» максимальные значения блокировки получены
для очень малых скоростей разогрева, т.е. практически в изотермиче-
ских условиях. И эти оценки следует признать консервативными.
Проведенные эксперименты показали, что, несмотря на большую
деформацию отдельных оболочек, входящих в состав пучка, сильного
затеснения проходного сечения в пучках не происходит. Оболочки в
составе пучка раздуваются в разных сечениях по высоте, что снижает
степень блокировки проходного сечения в каждом отдельном сечении.
При разогреве пучка оболочки раздуваются по-разному. Та оболочка,
что раздулась сильнее, создает улучшенные условия для охлаждения
соседних оболочек. За счет сужения проходного сечения увеличивает-
ся скорость пара и, кроме того, вектор скорости пара отклоняется от
вертикального направления, способствуя орошению поверхности со-
седних оболочек каплями из ядра парового потока. Это приводит к то-
му, что в данном сечении соседние оболочки перестают раздуваться и
места деформации перемещаются вверх или вниз по потоку пара.
Пример деформаций отдельных трубок пучка по высоте приведен
на рис. 8.30 и 8.31. Из них видно, что максимумы деформаций, соот-
192
Исследование отдельных аварийных процессов
Длина, мм
Рис. 8.30. Распределение деформаций отдельных трубок пучка № 8 по
длине зоны обогрева
Рис. 8.31. Распределение деформаций отдельных трубок пучка № 10 по
длине зоны обогрева
193
Глава восьмая
длина, мм
Рис. 8.32. Изменение блокировки по длине зоны повышенного нагрева
Рис. 8.33. Изменение блокировки по длине зоны повышенного нагрева для
пучка № 4
194
Исследование отдельных аварийных процессов
ветствующие местам разрыва оболочек, разнесены по высоте. При
этом зона деформации занимает достаточно большую протяженность -
от 150 до 300 мм. Если в зону деформации попадает ДР, то оболочки
раздуваются по обе стороны от нее. Это хорошо видно из рис. 8.31. В
районе координаты 670 мм, где расположена ДР, деформации прак-
тически нулевые. Большая часть трубок раздулась под решеткой, а
остальная часть — над ней. Блокировка проходного сечения пучка в
каждом сечении по высоте оценивалась по степени деформации ка-
ждой трубки в этом сечении. По этим оценкам строились суммарные
графики блокировки проходного сечения по высоте зоны обогрева.
Такие графики для пучков №№ 8 и 10 приведены на рис. 8.32. Это
пример пучков, где зона деформаций попала в район установки ДР.
Здесь четко прослеживаются два пика. Для других пучков, где зона
деформации находилась между решетками, имеется только один пик,
и он выше по величине (рис. 8.33).
Полученные в экспериментах степени блокировки не препятству-
ют охлаждению пучков имитаторов твэлов водой от САОЗ.
&6
ИССЛЕДОВАНИЕ ЖИВУЧЕСТИ ОБОЛОЧЕК ТВЭЛОВ
В АВАРИЙНЫХ УСЛОВИЯХ
При анализе безопасности РУ в авариях с течью теплоносителя сре-
ди прочих параметров требуется определить возможное количество
твэлов, потерявших герметичность под воздействием высокой темпе-
ратуры и внутреннего давления. От этого зависит выход продуктов
деления в пространство защитной оболочки, которая является пос-
ледним барьером на пути проникновения радионуклидов в окружаю-
щую среду. Кроме того, должна быть обеспечена разбираемость ак-
тивной зоны после ликвидации последствий аварии, которая зависит
от конечной степени деформации оболочек твэлов.
В целях изучения процесса деформации оболочек твэлов в ава-
рийных условиях в ОКБ «Гидропресс» в течение 1991—1995 гг. был
проведен предварительный цикл работ по исследованию живучести
оболочек из сплава Э110 в условиях МПА. Под МПА понимается
гильотинный разрыв ГЦТ у входного патрубка реактора с наложени-
ем обесточивания АЭС.
195
Глава восьмая
Время выдержки, мин
Типы оболочек:
© © - утоненные на 10%; @) - биметаллические;
RB — с термоциклами; + — с продольной царапиной
Рис. 8.34. Зависимость деформации оболочки от времени выдержки при
давлении 4,5 МПа:
7; 2, 5; 4 и 5 - температуры соответственно 680; 700; 710; 720 и 730 °C
Основной задачей этих исследований было определение границ,
когда оболочка раздувается до некоторого предела под воздействием
внутреннего давления и температуры, но остается герметичной. По-
этому большинство опытов заканчивалось при деформации оболочек
не более 15% и только небольшая часть была доведена до разрыва.
Всего было испытано 105 трубчатых образцов. Были получены се-
мейства кривых для различных перепадов давлений (в качестве при-
мера для Р = 4,5 МПа см. рис. 8.34).
При этом, кроме штатных оболочек, были испытаны другие типы
оболочек: утоненные на 10%, биметаллические, прошедшие термо-
196
Исследование отдельных аварийных процессов
циклы и с дефектом в виде продольной царапины изнутри. Эти от-
клонения позволили выявить влияние различных дефектов. На кри-
вых, приведенных на рис. 8.34, имеется начальный участок, когда де-
формация линейно зависит от времени выдержки (участок пластиче-
ской ползучести). Далее происходит ускоренное развитие деформа-
ции, переходящее в разрыв оболочки. Из этих графиков можно ви-
деть, что верхняя граница пластической ползучести, подчиняющаяся
линейному закону, находится в пределах окружной относительной
деформации 10-15%.
В этих экспериментах были получены кривые изменения дефор-
мации оболочки в зависимости от перепада давления, температуры и
времени выдержки. Установлено, что в области окружных деформа-
ций оболочек не более 15% деформация линейно зависит от времени
выдержки и нелинейно — от перепада давления и температуры. На
величину деформации не влияют ни наличие небольших царапин на
внутренней поверхности оболочек (глубиной до 80 мкм), ни термо-
циклирование оболочек при нагреве до 600 °C с последующим охла-
ждением до 30 °C, ни предварительное окисление при повышенных
температурах.
Следует отметить, что кривые были построены по небольшому ко-
личеству точек и их достоверность, особенно в момент быстрого раз-
дутия оболочки перед разрывом, невысока. Кроме того, до разрыва
было доведено незначительное количество образцов. Большинство
опытов заканчивалось при деформации менее 15%. Недостатком
этих работ было дискретное получение результатов, т.е. в результате
одного опыта можно было получить только одну точку в трехмерном
пространстве (температура, перепад давления, время). Поэтому раз-
брос точек в области быстрого увеличения деформации был доста-
точно велик и полученного материала недостаточно для проверки
расчетных моделей.
С целью получения экспериментального материала для верифи-
кации расчетной программы ТВЭЛ-3 в ОКБ «Гидропресс» в течение
1998-1999 гг. были проведены эксперименты по исследованию де-
формации трубчатых образцов оболочек твэлов в условиях аварий с
течами теплоносителя [79], [80]. Целями данной работы являлось
изучение процесса раздутия трубчатых образцов оболочек из сплавов
Э635 и Э110 и определение максимальной окружной деформации и
времени разрыва в зависимости от статических параметров нагруже-
ния: внутреннего давления и температуры. Кроме того, характери-
стики ползучести и пластичности, получаемые на плоских микрооб-
197
Глава восьмая
Рис. 8.35. Экспериментальная установка
разцах, не могут быть применены для стадии быстрого роста дефор-
маций, в то время как эти же характеристики, получаемые из кривых
изменения максимальных окружных деформаций для трубчатых об-
разцов, могут быть использованы для учета третьей стадии ползуче-
сти.
Эксперименты проводились с использованием видеосъемки всего
процесса раздутия оболочек твэлов, начиная с момента подачи давле-
ния в разогретый образец и до окончательной разгерметизации обо-
лочек. Предложенная методика записи процесса деформации с по-
мощью видеосъемки позволяет получить всю информацию на одном
образце для каждого фиксированного значения температуры и пере-
пада давления. Схема экспериментальной установки изображена на
рис. 8.35.
198
Исследование отдельных аварийных процессов
Испытуемый трубчатый образец представлял собой заглушенный
сверху вертикальный отрезок оболочки длиной 362 мм. Снизу под
оболочку подавался аргон. Через нижнюю открытую часть оболочки
во внутрь вводились кабельные термопары. Образец помещался в
трубчатую печь с внешним обогревом. Толщина окисленного слоя в
этих условиях в диапазоне исследуемых температур и продолжитель-
ности опытов не превышала 0,5—2% от начальной толщины оболоч-
ки. Видеосъемка производилась сверху через направляющее зеркало,
установленное над верхним торцом нагревательной печи, закрытой
кварцевым стеклом.
Обработка полученного видеоматериала производилась на персо-
нальном компьютере с использованием платы видеоввода-вывода и
стандартного программного обеспечения. Максимальная погреш-
ность определения относительной деформации не превышала 2,5%
при стандартном экранном разрешении 72 пиксел/дюйм.
Исследования проводились в стационарных условиях в диапазоне
температур от 680 до 900 °C и при перепадах давлений на оболочке от
2 до 12 МПа. С оболочками из сплава Э110 было проведено 24 опыта.
Рис. 8.36. Изменение окружной деформации при Р = 2 МПа (сплав Э635)
199
Глава восьмая
Эти оболочки имели наружный диаметр 9,15 мм, внутренний — 7,72 мм.
С оболочками из сплава Э635 проведено 25 опытов. Наружный диаметр
этих оболочек 9,13 мм, внутренний — 7,73 мм.
В качестве примера на рис. 8.36 и 8.37 приведены графики изме-
нения окружной деформации двух серий опытов для различных зна-
чений температур оболочек при давлении 2 МПа. Из них видно, что
изменение окружной деформации в начале опыта имеет линейный
характер. Далее происходит ускоренное развитие деформации, пере-
ходящее в разрыв. Из этих графиков следует, что верхняя граница из-
менения деформации, подчиняющаяся линейному закону, находится
в пределах 10—15%.
На рис. 8.38 приведен общий вид оболочек твэлов после опытов.
Имитаторы твэлов расположены по возрастанию температуры слева
направо. Анализ рис. 8.38 показывает, что значение окружной дефор-
мации с увеличением температуры уменьшается, а степень раскры-
тия оболочки увеличивается. При температуре до 850 °C и низком да-
влении в результате разгерметизации в месте раздутия образуется ед-
ва заметная трещина, а деформация достигает высоких значений. С
увеличением температуры до 850-900 °C степень раскрытия заметно
200
Исследование отдельных аварийных процессов
Сплав ЭНО
Сплав Э635
р = 2 м Ра
Р-4,5 МРа
Р= 12 МРа
Рис. 8.38. Общий вид оболочек после опыта
увеличивается при незначительной деформации. При высоких зна-
чениях давления (более 4,5 МПа) указанные особенности исчезали,
но при разрыве оболочки возникали реактивные силы, которые при-
водили к значительному раскрытию оболочки с образованием широ-
кого зева с вывернутыми краями.
201
Глава восьмая
С помощью метода наименьших квадратов для времени разруше-
ния оболочек твэлов были получены аппроксимирующие зависимо-
сти. Для сплава Э635 время разрушения оболочек с коэффициентами
множественной корреляции R = 0,9987 и стандартной ошибки 8 = 27 с
в диапазоне Т = 680-5-900 °C и Р = 2-5-12 МПа описывается зависимо-
стью
тр = ехр
Z т х-2,64
-2,46 + 4,191 -Ц- - 0,438Р + 2,36(1п
• (8.19)
ю3;
Для сплава Э110 с R = 0,9991 и 8 = 65 с в диапазоне Т= 680-5-900 °C
и Р= 2-5-12 МПа
<г т \5,25
- 0,375Р - 2,55(1пР)°’691
(8.20)
На рис. 8.39 и 8.40 показано сравнение аппроксимирующих зави-
симостей с опытными данными. Опытные точки хорошо ложатся на
аппроксимирующие кривые, что подтверждает высокие коэффици-
енты корреляции.
Обращает на себя внимание разный характер кривых времени раз-
рушения в зависимости от температуры для разных сплавов.
Определенный интерес представляет сравнение испытанных
сплавов по времени разрушения. Такое сравнение показано на рис.
8.41.
Оно проведено в форме соотношения полученных аппроксимиру-
ющих зависимостей и рассчитывалось путем деления выражения
(8.20) на выражение (8.19) - т^подЭбЭб как видно из рис. 8.41, соот-
ношение времени разрушения имеет сложный и неоднозначный ха-
рактер в зависимости от температуры и давления. Так в диапазоне
температур 680-(840-860) °C время разрушения оболочек из сплава
Э110 больше или равно времени разрушения оболочек из сплава
Э635. При температуре выше указанного диапазона, живучесть обо-
лочек из сплава Э110 может быть заметно ниже. Такой характер соот-
202
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.39. Опытные данные и аппроксимирующие кривые времени разру-
шения оболочек из сплава 3110
ношения возможно связан с проявлением эффектов перехода a-фазы в
P-фазу для сплавов Э110 и Э635 в исследованном диапазоне температур.
Анализ, аналогичный анализу и обобщению данных по времени
разрушения образцов оболочек твэлов, был проведен применительно
к максимальным деформациям. Под максимальной деформацией
понималось значение деформации непосредственно перед разрывом
оболочки (последний кадр видеосъемки). Это значение равнялось
величине, определенной прямыми измерениями образца после про-
ведения опыта за вычетом размера образовавшейся щели.
Для сплава Э635 максимальная деформация с коэффициентами
множественной корреляции R = 0,921 и стандартной ошибки
5 = 8,52% в диапазоне Т= 680^-900 °C и Р= 2-М 2 МПа описывается
зависимостью
203
Глава восьмая
Время разрушения,
Температура, °C
Рис. 8.40. Опытные данные и аппроксимирующие кривые времени разру-
шения оболочек из сплава Э635
£м
= -530 + 2OlofX-l - 146of-^-1 -18,1Р + 0,85Р2.
\ю3; ио3;
(8.21)
Для сплава ЭИО с R— 0,893 и 3 = 10,6% в диапазоне Т= 680-5-900 °C
и Р= 24-12 МПа
ем
/ гр \2 z \3
0,1 - 0,427 -Ц- + 0,393 —г - 0,0287Р-0’5
U03J \103J
(8.22)
204
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.41. Соотношение времени разрушения сплавов трЭ110/трЭ635 в зави-
симости от температуры и давления
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
Приведенное время
Рис. 8.42. Зависимость приведенной деформации -е/ем от приведенного
времени - т/тр. Опытные данные для обоих сплавов и аппроксимирующая
кривая
205
Глава восьмая
Для анализа изменения относительной деформации оболочек
твэлов во времени были введены две безразмерные относительные
величины: приведенное время т/тр и приведенная деформация е/ем.
Обе эти величины изменяются в пределах от 0 до 1. Обработка всех
опытных данных (774 точки) по деформациям обоих сплавов в коор-
динатах е/ем =Дт/тр) представлена на рис. 8.42.
Статистический многопараметрический анализ показал, что по-
лученное множество опытных точек в вышеуказанных координатах
не зависит от температуры, давления и марки сплава.
В результате оценивания было получено, что для сплава Э635 и
ЭПО в области Т = 680-5-900 °C и Р— 2-5-12 МПа с коэффициентом
корреляции R = 0,985 и стандартной ошибкой 5 = 0,054 величина
приведенной деформации описывается зависимостью
е = ем
(8.23)
где тр — время разрушения определяется зависимостями (8.19) и
(8.20); е„ — максимальная деформация определяется зависимостями
(8.21) и (8.22).
а?
ВОЗМОЖНОСТЬ НАКОПЛЕНИЯ БОРА В РЕАКТОРЕ
ПРИ ДЛИТЕЛЬНОМ КИПЕНИИ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
В АКТИВНОЙ ЗОНЕ
Описание процесса накопления бора. Опасность чрезмерного накоп-
ления и кристаллизации бора в реакторе может возникнуть в аварии
с малой течью теплоносителя на холодной стороне петли. Размер те-
чи, когда возникает такая опасность, находится в довольно узких
пределах. Если течь имеет условный диаметр менее 25 мм, она явля-
206
Исследование отдельных аварийных процессов
ется компенсируемой и не приводит к прекращению естественной
циркуляции. При увеличении размера течи естественная циркуляция
прекращается, в реакторе образуется уровень теплоносителя, а тепло
от активной зоны отводится за счет его кипения. Давление в первом
контуре может длительное время превышать порог срабатывания
ННД САОЗ. Аварийная подпитка реактора ведется только НВД СА-
ОЗ, которые подключены к холодной стороне петель. В этих услови-
ях в реакторе создается предпосылка для прогрессирующего накоп-
ления бора из-за выпаривания борированной воды САОЗ, если пер-
сонал не вмешивается в аварийный процесс.
В проектных авариях подпитка даже от одного НВД превосходит
генерацию пара в активной зоне. Но в нее снизу поступает ровно
столько воды, сколько требуется для испарения. Избыток воды ухо-
дит в течь. Если он уходит в течь по кратчайшей траектории (на уров-
не входных патрубков реактора), его перемешивания с теплоносите-
лем в опускном канале и нижней камере не происходит. Поэтому вы-
вод бора из реактора в этом случае невозможен. В итоге весь бор,
имеющийся в САОЗ, может оказаться в реакторе. Единственным фа-
ктором, обеспечивающим вывод бора, является растворимость бора в
паре, но она слишком мала для предотвращения опасных концентра-
ций.
В то же время избыток воды САОЗ может в определенной степени
перемешиваться с теплоносителем при условии, что в опускном ка-
нале существует разность температур (плотностей) между водой
САОЗ и теплоносителем. В конце концов при достаточно длительном
расхолаживании разность температур может стать слишком малой
для поддержания перемешивания с выводом бора из реактора. Но
время, за которое достигается опасная концентрация бора, благодаря
происходившему перемешиванию, увеличивается. При возможной
конденсации пара внутри труб ПГ конденсат пара не играет важной
роли в процессе накопления бора. Согласно опытным данным, кон-
денсат может стекать как на холодную, так и на горячую сторону пет-
ли. В первом случае он уходит в течь, обеспечивая вывод бора, рас-
творенного в паре. В опускной канал и активную зону конденсат про-
никнуть не может, так как имеет более высокую температуру и мень-
шую плотность, чем теплоноситель в опускном канале. Во втором
случае он возвращается в реактор, обеспечивая его частичную под-
питку водой с очень малой концентрацией бора. Благодаря этому
рост концентрации бора в реакторе замедляется. Однако ПГ в ходе
аварии остаются горячими при температуре, близкой к рабочей, если
207
Глава восьмая
оператор не вмешивается в аварийный процесс. Поэтому конденса-
ция пара в трубах ПГ возможна только при давлении в первом конту-
ре, близком рабочему давлению во втором контуре, а накопление бо-
ра в реакторе может происходить при меньших давлениях.
При увеличении условного диаметра течи давление в первом кон-
туре достаточно быстро снижается до порога срабатывания ННД, ко-
торые подают воду в верхнюю и нижнюю камеры реактора. Поэтому
времени для накопления в реакторе большого количества бора недо-
статочно. После срабатывания этих насосов накопившийся бор вы-
водится из реактора, так как через активную зону проходит расход
воды, значительно превышающий ее испарение.
Точная величина условного диаметра течи не имеет принципиаль-
ного значения. Анализ рассматриваемой проблемы следует прово-
дить в предположении, что существует условный диаметр течи, при
котором давление в первом контуре длительно стабилизируется вы-
ше порога срабатывания ННД и, тем самым, определяются расход от
НВД и скорость поступления бора в реактор. Форсированное расхо-
лаживание ПГ по вторичной стороне (что является вмешательством в
аварийный процесс) приводит к быстрому снижению давления в
первом контуре до порога срабатывания ННД.
Начальная фаза рассматриваемой аварии характерна резкими ко-
лебаниями таких параметров, как давление, уровень, расходы под-
питки и течи, температура и масса теплоносителя в реакторе. В этой
фазе идет непрерывная подпитка от НВД и периодическая - от ГА.
Эта фаза продолжается около 1,5 ч. Далее параметры стабилизируют-
ся или меняются очень медленно. В этот момент течь сравнивается с
подпиткой. Масса теплоносителя в реакторе определяется после ее
окончательной стабилизации.
В РУ В-392 и В-412, в отличие от других РУ, НВД и ННД САОЗ со-
вмещены в едином агрегате, входящем в систему аварийного и пла-
нового расхолаживания первого контура и охлаждения бассейна вы-
держки топлива. При давлении на нагнетании от 2,3 до 8 МПа насос
подает не более 250 м3/ч борированной воды из бассейна выдержки.
Со стороны нагнетания насоса имеется эжектор, который при расхо-
де, менее указанного, служит обычным дросселем. При снижении да-
вления в первом контуре возрастает расход и скорость воды в сопле
эжектора, и он начинает работать как параллельно включенный во-
доструйный насос, обеспечивая расход в общей линии от 250 до 800
м3/ч при давлении от 2,3 до 0,1 МПа. Совмещение функций ННД и
НВД в одном агрегате предполагает одновременную подачу воды в
208
Исследование отдельных аварийных процессов
обе камеры реактора на протяжении всей аварии через холодные и
горячие нитки петель или соответствующие патрубки САОЗ. РУ В-
392 и В-412 имеют четыре независимых канала САОЗ с резервирова-
нием 100%. Но даже впрыск высокого давления от одного канала с
расходом порядка 100 М74 в каждую камеру реактора способен с из-
бытком компенсировать испарение в активной зоне только за счет
подачи воды сверху. Исключением могут быть первые минуты с нача-
ла аварии, которые заметного вклада в накопление бора не вносят. Та-
ким образом, в активной зоне устанавливается опускной транзитный
поток, препятствующий накоплению бора. Его накопление может
иметь место, если вода в обе камеры подается неравномерно: больше в
нижнюю камеру и меньше — в верхнюю. Тогда возникает ситуация,
аналогичная той, когда вода в реактор подается только снизу. По мере
спада мощности, выделяемой в активной зоне, вода, подаваемая свер-
ху, становится способной полностью компенсировать испарение и со-
здать опускной транзитный поток, выводящий бор из реактора.
При малой течи на горячей стороне петли во всех РУ типа ВВЭР
накопление бора в активной зоне невозможно. Если избыточная во-
да подается снизу, накоплению бора препятствует подъемный тран-
зитный поток. Если же избыточная вода подается сверху, то, будучи
более тяжелой, она полностью перемешивается в активной зоне и
уходит в течь с повышенной концентрацией бора, препятствуя ее ро-
сту в активной зоне.
Опыты с кипением борного раствора. Первоначально опыты с дли-
тельным кипением борного раствора проводились в России и Фин-
ляндии на обогреваемых пучках с малым числом стержней (7 или 19).
Результаты этих опытов изложены в работах [81] и [82]. Их целью бы-
ло изучение характера кристаллизации бора на обогреваемых и не-
обогреваемых поверхностях. Геометрия реактора (нижней и верхней
камеры, опускного канала) воспроизводилась только в работе [82] на
установке REWET-II с 19-стержневым пучком имитаторов твэлов с
косвенным обогревом. Объемный масштаб этой установки - 1:2333
относительно реактора ВВЭР-440, высотные размеры воспроизведе-
ны в масштабе 1:1. Схема установки показана на рис. 8.43 слева.
В опытах получены следующие основные результаты:
• при длительном кипении борного раствора с ростом концентра-
ции достигается предел растворимости бора и начинается его кри-
сталлизация;
• отложения бора на имитаторах твэлов приводят к значительному
росту температуры оболочек;
209
Глава восьмая
• при подаче чистой воды отложения бора растворяются, а темпера-
тура оболочек нормализуется;
• имеется существенная неравномерность концентрации бора по
высоте пучка;
• массообмен между активной зоной (пучком) и имитатором ниж-
ней камеры реактора незначителен;
• при наличии капельного уноса с паром быстро достигается равно-
весная концентрация, которая ниже предела растворимости бора;
• установка сепаратора на линии отвода пара предотвращает унос,
что способствует прогрессирующему накоплению бора вплоть до
начала кристаллизации.
Опыты на установке REWET-II проводились при мощности от 1,3
до 1,7% от номинальной величины и атмосферном давлении, следст-
вием чего были высокие скорости пара в верхней камере. В реакторе
накопление бора может происходить только при давлении выше по-
рога срабатывания ННД. В этом случае скорости пара имеют порядок
0,2—0,3 м/с. Эти скорости характерны для ПГ горизонтального типа
с гравитационной сепарацией пара. Кроме того, капли раствора, вы-
носимые из активной зоны, могут сепарироваться на ВКУ верхней
камеры. Таким образом, вывод бора за счет капельного уноса можно
не принимать во внимание.
Для проверки масштабного фактора и сравнения с данными, по-
лученными на установке REWET-II, в Финляндии была создана уста-
новка VEERA с полномасштабной сборкой из 126 имитаторов твэлов
с геометрией реактора ВВЭР-440 [82]. Структурно эта установка бы-
ла полностью подобна установке REWET-II и имела объемно-мощ-
ностной масштаб 1:349. Были воспроизведены элементы ВКУ, приле-
гающих к активной зоне снизу и сверху. Схема установки показана на
рис. 8.43 справа.
Опыты на этой установке также показали, что при достаточно
длительном кипении борного раствора при постоянном уровне в
пучке достигается порог кристаллизации. Масштаб установки оказы-
вает важное влияние на результаты опытов, типичные результаты ко-
торых представлены на рис. 8.44. Концентрация борного раствора по
высоте полномасштабного пучка стержней практически равномерна
благодаря улучшенной естественной конвекции по вертикали. Сред-
няя концентрация бора в нижней камере примерно в 2 раза меньше,
чем в активной зоне, но ее распределение по высоте неравномерно.
Авторы рассматриваемой работы объясняют массообмен между
активной зоной и нижней камерой разностью плотностей и колеба-
210
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.43. Схемы установок REWET-II (слева) и VEERA (справа):
1 — обогреваемый пучок стержней; 2— опускной канал; 3 — нижняя камера; 4 — верх-
няя камера; 5 — сепаратор; 6 — конденсатор; 7 — баки конденсата; 8 — баки с борным
раствором; 9- смотровые окна
ниями уровня при кипении в U-образной системе. Благодаря этим
колебаниям в нижнюю камеру периодически выталкивается более
концентрированный раствор. К сказанному авторами можно доба-
вить, что колебания уровня в реакторе могут быть более интенсивны-
ми из-за влияния гидрозатворов на петлях. Как показывают испыта-
211
Глава восьмая
ния на крупномасштабных моделях, размах колебаний перепада дав-
ления на гидрозатворе, через который прорывается пар, по порядку
величины соизмерим с высотой столба жидкости в заполненном гид-
розатворе [83]. Это способствует усилению колебаний уровня в ак-
тивной зоне и массообмена с нижней камерой.
Исследование перемешивания в нижней камере реактора на гидрав-
лических моделях. Как видно из рис. 8.44, в нижней камере установ-
ки VEERA имеется значительная неравномерность концентрации
борного раствора по высоте. Эта камера воспроизводилась трубой
диаметром 150 мм, что придавало естественной конвекции и переме-
шиванию в значительной степени одномерный характер. Реальная
камера имеет большой поперечный размер, что придает упомянутым
процессам трехмерный характер и способствует перемешиванию.
Для проверки этого положения в гидравлической лаборатории
фирмы IVO (Финляндия) были проведены опыты на двух моделях,
показанных на рис. 8.45.
На модели 1 в масштабе 1:1 была воспроизведена нижняя камера
установки VEERA. Активная зона была воспроизведена коротким
участком и отделена от нижней камеры дроссельной шайбой, устана-
вливаемой на входе активной зоны, аналогично установке VEERA.
Массообмен с нижней камерой воспроизводился следующим обра-
Рис. 8.44. Изменение концентрации бора в пучке и нижней камере на уста-
новке VEERA
212
Исследование отдельных аварийных процессов
Бак раствора
Рис. 8.45. Гидравлические модели IVO для опытов по перемешиванию
бора
Подача раствора
Перелив
Подача чистой
воды
Модель 2
Рис. 8.46. Распределение плотностей в гидравлической модели 2:
7 — сечение Л; 2- сечение F\3 — сечение G\ 4 — сечение Я; 5- сечение /; 6— сечение
/; 7- сечение К (см. рис. 8.45)
213
Глава восьмая
зом. В верхнюю часть имитатора активной зоны подавался солевой
раствор с плотностью 1040 кг/м3, что соответствует концентрации
бора от 240 до 260 г/кг. Одновременно в нижнюю камеру снизу пода-
валась чистая вода с таким же расходом, как на установке VEERA.
Выше имитатора активной зоны был устроен перелив, куда сливалась
как чистая вода, прошедшая через шайбу, так и солевой раствор. При
нулевой разности плотностей раствор в нижнюю камеру проникнуть
не может. Но так как раствор тяжелее, через дроссельную шайбу воз-
никает встречное движение раствора и чистой воды. На установке
VEERA массообмен происходил в результате совместного действия
конвективной диффузии и колебаний уровня. На гидравлической
модели второй фактор не воспроизводился, поэтому имелась воз-
можность проверить значение первого фактора. Как видно на
рис. 8.46, на модели 2, в отличие от установки VEERA, получено пра-
ктически равномерное распределение плотностей. На модели 1 это
распределение было аналогично распределению концентраций на
установке VEERA (см. рис. 8.44).
Опыты ОКБ «Гидропресс» по выносу бора из реактора в течь. Суще-
ствует два процесса, которые могут ограничить рост концентрации
бора. Первый процесс — это вынос бора из реактора паром. Равновес-
ная концентрация борной кислоты в паре составляет примерно 1% от
ее концентрации в воде при уровне давлений, характерном для рас-
сматриваемой аварии. Поэтому растворимость в паре может стать
фактором, оказывающим заметное влияние на накопление бора,
только при достижении высоких концентраций. Капельный унос
борного раствора, как уже сказано, не может иметь большого значе-
ния.
Вторым процессом является перемешивание воды САОЗ с тепло-
носителем, содержащимся в нижней камере и опускном канале реак-
тора. Когда в перемешивание вовлекается избыток воды САОЗ, он
уходит в течь с повышенной концентрацией бора, что ставит предел
ее росту в реакторе.
В исследованиях по проблеме теплового удара при несимметрич-
ном охлаждении корпуса было установлено, что в опускном канале
холодная вода от САОЗ хорошо перемешивается с горячим теплоно-
сителем. Благодаря интенсивной естественной конвекции, возбуж-
даемой холодной струей, перемешивание захватывает самый низ опу-
скного канала, в результате чего во всем канале устанавливается пра-
ктически равномерное температурное поле, за исключением зоны
холодной струи. Применительно к реактору ВВЭР-440 указанные ис-
214
Исследование отдельных аварийных процессов
следования проводились в России на моделях масштаба 1:7 и 1:1 (ре-
актор Кольской АЭС) [71], [72], а также в Финляндии на модели мас-
штаба 1:2,52 [73]. Полученные результаты трудно экстраполировать
на случай длительного охлаждения реактора при малой течи, так как
разность температур (плотностей) при перемешивании здесь сущест-
венно меньше, чем в упомянутых исследованиях.
Поэтому были проведены дополнительные опыты по исследова-
нию перемешивания в нижней части реактора на модели масштаба
1:7,4. Входной участок до днища шахты был воспроизведен полно-
стью. Нижняя часть модели имела смотровые окна.
Целью опытов было проверить, участвует ли избыток воды, пода-
ваемый в опускной канал, в массообмене с нижней камерой. Утвер-
дительный ответ на этот вопрос означает, что вынос бора из реактора
возможен.
Опыты проводились следующим способом. Модель реактора за-
полнялась водой с температурой от 62—66 °C. После этого нижняя
часть модели плавно заполнялась подкрашенным солевым раствором
в количестве 7 л с образованием четкой границы раздела. Опыт начи-
нался с подачи холодной воды с температурой 21 °C в один из вход-
ных патрубков. Ее расходом моделировалась работа НВД САОЗ. Од-
новременно через другой патрубок начинала сливаться вода, имити-
руя слив избытка воды САОЗ через течь. Уровень в модели был посто-
янным. В начале опыта соотношение плотностей было следующим:
плотность раствора внизу модели — 1025 кг/м3;
плотность воды в опускном участке - 985 кг/м3;
плотность заливаемой воды — 998 кг/м3.
Концентрация измерялась периодически путем отбора проб и не-
прерывно - кондуктометрическими зондами.
Был проведен опыт с расходом воды САОЗ 0,7 т/ч , что соответст-
вует расходу от НВД 105 т/ч для условий ВВЭР-440. Расход воды от
САОЗ моделировался по числу Фруда
g£(Ap/p)
При одинаковом отношении Ар/р имеем
(?м = (?НМ2’5.
(8.24)
(8.25)
215
Глава восьмая
7
Рис. 8.47. Схема стенда для исследования удаления бора из нижней каме-
ры:
1 - бак с холодной водой; 2 — насос; 3 — измеритель расхода; 4 — модель реактора;
5 — сливной бак; 6 — мерный бак с раствором; 7— бак с запасом раствора
Схема стенда представлена на рис. 8.47, а исследованные вариан-
ты взаимного положения петель с подпиткой и течью — на рис. 8.48.
В ходе опытов измерялись следующие величины:
• расход подаваемой воды (он же расход через течь);
• температура воды на входе в модель, в опускном канале и внизу
модели;
• концентрация соли в нижней части модели и на выходе в течь.
216
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.48. Исследованные варианты (a-в) взаимного расположения течи и
подпитки
Результаты опытов представлены на рис. 8.49. Из представленных
данных видно, что более тяжелый раствор удаляется практически
полностью, хотя в ходе опытов разность температур воды в опускном
канале и подаваемой воды в ходе опыта уменьшается. Скорость вы-
носа раствора из нижней камеры зависит от взаимного положения
петель с подпиткой и течью. Быстрее всего раствор удаляется при
противоположном их положении, медленнее — при смежном.
Принимая, что концентрация раствора в нижней камере снижает-
ся по экспоненте, можно выделить ту часть подаваемой воды а, кото-
рая обеспечивает удаление раствора. Она определяется из уравнения
материального баланса залитой порции раствора массой М, откуда
следует, что
снк/со = ехр(-а(7мт/Л/), (8.26)
217
Глава восьмая
Рис. 8.49. Изменение относительной концентрации раствора в нижней ка-
мере при различных вариантах места подпитки и течи (Омод = 0,7 м3/ч):
□ - вариант я; Д — вариант 6; 0- вариант в (см. рис. 8.48)
где снк/с0 — относительная концентрация раствора в нижней камере.
Из аппроксимации кривых на рис. 8.49 получено значение а, рав-
ное 0,10 и 0,145 для двух крайних случаев взаимного положения под-
питки и течи. Меньшее из них можно использовать в анализе сцена-
рия аварии при условии, что вода САОЗ несколько холоднее воды, за-
полняющей опускной канал.
Основные выводы, важные для анализа сценария аварии. При дос-
таточно длительном кипении борного раствора с уровнем в реакторе
достигается порог кристаллизации, если бор каким-либо образом не
выводится из системы. Кристаллизация может привести к блокиро-
ванию проходного сечения в активной зоне и росту температуры обо-
лочек твэлов. Кристаллизация возможна и на необогреваемых ком-
понентах, прилегающих к активной зоне. Образовавшиеся отложе-
ния могут быть растворены подачей чистой воды.
Вывод бора из системы тем или иным способом ограничивает
рост концентрации до определенного равновесного значения, зави-
сящего от скорости вывода бора.
Процессами, обеспечивающими вывод бора из системы, могут
быть:
218
Исследование отдельных аварийных процессов
• растворение бора в насыщенном паре, которое приобретает зна-
чение при высоких концентрациях кипящего раствора;
• капельный унос с паром, который в реакторе не имеет большого
значения, так как в рассматриваемом сценарии скорости пара не-
велики, а верхняя камера реактора заполнена ВКУ, способными
сепарировать влагу;
• унос бора с избытком воды САОЗ, уходящим в течь, при условии,
что этот избыток хорошо перемешивается с теплоносителем в
нижней камере или активной зоне.
Для аварии с накоплением бора в ВВЭР важны следующие выво-
ды из опытных данных, которые используются в анализе:
1) при наличии уровня в реакторе концентрация кипящего борно-
го раствора в пределах топливной сборки равномерна по высоте; она
также должна быть равномерной в пределах активной зоны благода-
ря внутризонной циркуляции;
2) массообмен между активной зоной и нижней камерой в рассмо-
тренных опытах определяется двумя факторами: разностью плотно-
стей и колебаниями уровня в U-образной системе. В реакторе долж-
ны действовать еще два эффективных фактора: колебания перепада
давления на гидрозатворах петель при прохождении через них пара,
что усиливает колебания уровня в реакторе, и рециркуляция теплоно-
сителя через топливные сборки с минимальной тепловой нагрузкой;
3) в нижней камере реактора концентрация также равномерна по
высоте благодаря перемешиванию по вертикали более тяжелого бор-
ного раствора с водой САОЗ. Однако эта концентрация в реакторе
ВВЭР-440 примерно в два раза меньше, чем в активной зоне. В реак-
торе ВВЭР-1000 высота нижней камеры мала, и поэтому концентра-
цию бора в ней можно принять такой же, как и в активной зоне, или,
более консервативно, как в ВВЭР-440;
4) если на стадии длительного расхолаживания имеется хотя бы
небольшая (порядка 20—30 °C) разность температур между водой
САОЗ и водой в опускном канале, в последнем продолжается естест-
венная конвекция, возникающая на ранней стадии аварии и способ-
ствующая выведению бора из реактора. Согласно минимальной
оценке, около 10% воды САОЗ от НВД перемешивается с раствором
в нижней камере и уходит в течь с повышенной концентрацией бора.
Величина 10% соответствует работе одного НВД с расходом 105 т/ч
при указанной разности температур. Увеличение как расхода, так и
разности температур улучшает перемешивание. Поэтому величина
10% является консервативной.
219
Глава восьмая
Модель переноса и накопления бора на стадии длительного расхола-
живания реактора. Схема переноса и накопления бора в реакторе
представлена на рис. 8.50 применительно к реактору ВВЭР-440. Вы-
делено четыре расчетных объема, в которых изменяется масса бора во
времени. Общая масса бора, вовлеченного в оборот, содержится в
первом контуре с компенсатором давления, активной и пассивной
части САОЗ. Можно принять, что к моменту начала накопления бо-
ра после стабилизации масс в первом контуре емкости САОЗ и ГА
опорожнены, и НВД забирают воду из приямка. Начальную концен-
трацию бора во всех объемах можно принять как среднюю величину -
отношение массы бора в системе к общей массе борного раствора. Она
близка к концентрации бора в воде САОЗ, т.е. 16 г/кг раствора.
Предполагается, что в пределах каждого из четырех объемов кон-
центрация бора равномерна. Транспортное запаздывание при пере-
мещении бора из одного объема в другой не учитывается, так как
процесс накопления бора длится многие часы.
Согласно расчетам по системному коду, на стадии длительного
расхолаживания уровень в опускном канале находится у нижней
кромки входного патрубка, а массовый уровень в реакторе — у верха
активной зоны. Описанное состояние и расчетное распределение
температур теплоносителя определяют исходные массы теплоноси-
теля в выделенных объемах.
Учитывая все сказанное, на основании схемы на рис. 8.50 можно за-
писать обыкновенные дифференциальные уравнения баланса бора для
каждого расчетного объема и в итоге получить систему из четырех урав-
нений. Для краткости вывод этих уравнений здесь не приводится.
Учитывается также спад мощности остаточного тепловыделения
согласно общепринятой кривой, которую можно аппроксимировать
следующим выражением:
W= rtirt2WHOM[(7,60 + 0,03841п2(3600/) - 1,0551п(3600г) -
- 1,049ехр(-3600/)], (8.27)
где Л] = 1,04 - коэффициент неточности поддержания номинальной
мощности; л2 = 1,05 — условный коэффициент, учитывающий тепло-
отдачу от металла; t — время, с.
Генерация пара определяется как
D= N/r, (8.28)
где г - теплота парообразования, кДж/кг.
220
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.50. Схема перемещения бора при длительном охлаждении реакто-
ра с кипением в активной зоне
Расход тепла на подогрев воды САОЗ консервативно не учитыва-
ется.
Оценка накопления бора в реакторе. На рис. 8.51 показано расчет-
ное изменение концентрации бора в реакторе ВВЭР-440/213 с типо-
221
Глава восьмая
Рис. 8.51. Изменение концентрации бора в реакторе ВВЭР-440/213:
1 — активная зона; 2 — нижняя камера
Рис. 8.52. Изменение концентрации бора в активной зоне РУ В-392 в зави
симости от доли расхода воды САОЗ, подаваемой в верхнюю камеру:
1- к = 0; 2—к = 0,147; 5-к = 0,17; 4-к = 0,183; 5-к = 0,5
222
Исследование отдельных аварийных процессов
вой конфигурацией САОЗ. Как можно видеть, несмотря на все кон-
сервативные допущения, время, за которое достигается концентра-
ция 300 г/кг раствора, равно примерно 40 ч. При этом принято, что
перемешивание в опускном канале прекращается через 8 ч. Принятая
концентрация 300 г/кг раствора является пределом растворимости
борной кислоты в кипящем растворе при атмосферном давлении.
Хотя давление, при котором происходит накопление бора, и соответ-
ствующая растворимость существенно выше, полагается, что при уп-
равлении аварией давление в первом контуре может быстро снизить-
ся и привести к кристаллизации бора.
На рис. 8.52 показано расчетное изменение концентрации бора в
реакторе ВВЭР-1000 с конфигурацией САОЗ, принятой для РУ
В-392. Рассмотрены варианты как с равномерной подачей воды СА-
ОЗ в верхнюю и нижнюю камеры (к =0,5), так и с различной степе-
нью неравномерности (к < 0,5). В первом случае, как уже говорилось,
прогрессирующее накопление бора невозможно. При меньшей пода-
че воды в верхнюю камеру через некоторое время в результате спада
остаточного тепловыделения достигается пик концентрации, а далее
она самопроизвольно снижается. Вариант к = 0 соответствует серий-
ной РУ В-320, когда вода САОЗ подается только в нижнюю камеру
реактора. В этом случае предельно допустимая концентрация дости-
гается через 32 ч.
Как видно из приведенных данных, накопление бора в реакторе -
это длительный процесс, дающий оператору достаточно времени для
корректирующих действий.
&8
ПЕРЕМЕШИВАНИЕ НА ВХОДНОМ УЧАСТКЕ РЕАКТОРА
ПРИ ПРОХОЖДЕНИИ СОСРЕДОТОЧЕННОЙ МАССЫ
ДЕБОРИРОВАННОЙ ВОДЫ
В реакторах с водой под давлением для компенсации избыточной ре-
активности применяется борная кислота. Ее концентрация в первом
контуре максимальна в начале кампании активной зоны, а к концу
кампании она понижается практически до нуля. В реакторе
223
Глава восьмая
ВВЭР-1000 начальная концентрация борной кислоты при работе на
мощности равна примерно 7 г/кг Н3ВО3. В режимах холодного оста-
нова, включая обслуживание, перегрузку топлива и ремонт, концен-
трация бора повышается до 16 г/кг. Эта величина концентрации уста-
новлена с таким расчетом, чтобы подкритичность активной зоны
обеспечивалась только бором без учета вклада стержней СУЗ.
В последние годы в анализах безопасности АЭС рассматривается
потенциальная опасность реактивностных аварий, связанных с быст-
рым непреднамеренным понижением концентрации бора в активной
зоне. Интерес к этой проблеме подтверждается проектом EUBORA
[84], выполнявшимся в 1998-1999 гг., и проектом FLOMIX со сроком
выполнения 2001—2004 гг. (оба — под эгидой Комиссии Европейских
Сообществ). В этих проектах представлены 16 организаций из 11 ев-
ропейских стран (в том числе и ОКБ «Гидропресс»). Большой объем
экспериментальных исследований выполнялся в Швеции, Франции,
Германии и России [85].
Быстрому понижению концентрации бора в реакторе предшест-
вует накопление в первом контуре сосредоточенной массы воды с по-
ниженной концентрацией бора или чистой воды (так называемой
пробки), когда ГЦН не работают, а естественная циркуляция отсутст-
вует или очень слаба. Разбавление теплоносителя может происходить
как по внешним, так и по внутренним причинам. В первом случае
предполагается, что несмотря на комплекс организационных и тех-
нических мер для предотвращения этого события, из-за отказов обо-
рудования или ошибки оператора в первый контур может попасть де-
борированная вода из внешних источников. Во втором случае в ава-
рийных условиях происходит конденсация пара в трубах ПГ с накоп-
лением конденсата в циркуляционных петлях. Это возможно в ава-
рии с малой течью теплоносителя, когда тепло от реактора отводится
за счет конденсации пара в ПГ, или при возникновении межконтур-
ной течи (разрыв трубки ПГ или повреждение коллектора теплоно-
сителя). Накопление пробки и последующее быстрое перемещение
ее в реактор путем возобновления циркуляции (принудительной или
естественной) приводит к вводу в активную зону положительной ре-
активности. Особенно опасным может быть пуск ГЦН, когда пробка
попадает в реактор за несколько секунд, и оператор не имеет возмож-
ности вмешаться в процесс. При работающих ГЦН или развитой ес-
тественной циркуляции попадание чистой воды в первый контур не
приводит к образованию пробок, так как она равномерно перемеши-
вается с теплоносителем, а концентрация бора медленно снижается.
224
Исследование отдельных аварийных процессов
Снижение концентрации в этом случае легко диагностируется, а опе-
ратор имеет достаточно времени для принятия корректирующих мер.
В задачу исследования не входило подробное рассмотрение ситу-
аций, приводящих к накоплению деборированной пробки в контуре.
Полагалось, что такая ситуация сложилась, и целью исследования
является перемешивание пробки перед активной зоной при возобно-
влении циркуляции. Перемешивание является естественным про-
цессом, который может смягчить протекание реактивностной аварии
или устранить ее опасность.
В основу исследования этого процесса легли следующие предпо-
сылки:
• пробка деборированной воды накапливается в гидрозатворе объе-
мом 7 м3 на всасывающей стороне ГЦН, что соизмеримо с объе-
мом теплоносителя в активной зоне (случай с ВВЭР-1000);
• если после заполнения гидрозатвора поступление деборирован-
ной воды в контур продолжается, она стекает в реактор, равно-
мерно перемешиваясь с теплоносителем благодаря работе систе-
мы отвода остаточного тепла и даже небольшой разности плотно-
стей жидкостей. Ввиду относительно большого объема теплоно-
сителя в реакторе концентрация бора в нем снижается медленно,
что может быть своевременно обнаружено.
Исследования применительно к пуску ГЦН. Самым опасным случа-
ем резкого снижения концентрации бора в реакторе является пуск
первого ГЦН, особенно в холодном состоянии первого контура. Объ-
ем теплоносителя в опускном канале и нижней камере равен пример-
но 35 м3, в то время как объем пробки в гидрозатворе равен 7 м3, а
объем всей холодной части петли — 15 м3. Согласно наблюдениям,
при пуске одного ГЦН на входном участке реактора возникает слож-
ная трехмерная картина течения с образованием крупномасштабных
вихрей, что способствует интенсивному перемешиванию.
Для экспериментального исследования перемешивания в ОКБ
«Гидропресс» был создан стенд с металлической моделью реактора
ВВЭР-1000 масштаба 1:5, оставшейся после демонтажа четырехпет-
левого стенда. Схема стенда показана на рис. 8.53. На нем воспроиз-
ведена холодная сторона одной петли, включая гидрозатвор. Для
имитации обратного тока через неработающие петли остальные
входные патрубки подключены к общему выходному коллектору че-
рез задвижки, с помощью которых задается гидравлическое сопроти-
вление этих петель и величина обратного тока. Эта величина в сумме
равна 30% от расхода, поступающего от ГЦН. Разница в концентра-
225
Глава восьмая
Рис. 8.53. Схема стенда:
1 — циркуляционный насос; 2- модель реактора; 3— холодная нитка петли с гидроза-
твором; 4 - петли с обратным током; 5 — имитатор ГЦН; 6 — сборный коллектор;
7 - бак с холодной водой
ции бора воспроизводится разницей температур воды. Теплоноси-
тель в реакторе с начальной концентрацией бора моделируется горя-
чей водой, пробка — холодной. Результаты измерений пересчитыва-
ются на относительную температуру, под которой подразумевается
относительная концентрация бора в данной точке 0:
6 = Г/ Гх 100%, (8.29)
Т - Т
г
где 7} — температура воды в данной точке на входе в активную зону, °C;
Тх — температура холодной воды, °C; Тг — температура горячей
воды, °C.
226
Исследование отдельных аварийных процессов
Перед опытами вся установка заполняется конденсатом. Далее
включается циркуляционный насос, и вода в контуре разогревается
джоулевым теплом до 60—80 °C. После разогрева насос выключается,
а гидрозатвор отсекается от контура с помощью задвижек. В нижнюю
часть гидрозатвора подается холодная вода из бака до тех пор, пока
эта вода не заполнит гидрозатвор, и температуры по его высоте не
стабилизируются. Объем холодной воды составляет 0,074 м3, что в
пересчете на масштаб 1:1 равно 9,25 м3. Поскольку холодная вода на-
ходится снизу, граница раздела между холодной и горячей водой со-
храняется. Опыт начинается с запуска насоса с необходимым расхо-
дом, на который заранее настроена напорная линия.
Для изучения перемешивания на входе в активную зону установ-
лено 85 термопар, имеющих постоянную времени около 0,02 с. Рас-
положение термопар на входе в активную зону показано на рис. 8.54.
В опытах измерялись следующие параметры:
• начальная температура холодной и горячей воды;
• температура в нижней части опускного канала;
• температура воды на входе в активную зону;
• расход в модельной петле;
• обратный ток в неработающих петлях.
Все параметры регистрировались быстродействующей системой
сбора данных фирмы “National Instruments”.
В опытах на модели невозможно выдержать одновременно такие
гидродинамические параметры, как числа Рейнольдса, Фруда и
Струхаля. Это вносит некоторые неопределенности в результаты экс-
перимента. Однако при пуске ГЦН скорости потока таковы, что эф-
фекты от разности плотностей, определяемые числом Фруда, не про-
являются. Согласно данным, полученным на аналогичном стенде в
Швеции, на безразмерное распределение концентраций не влияет и
число Рейнольдса [86]. Оно влияет только на продолжительность пе-
реходного процесса. Число Струхаля определяет масштаб времени
протекания процесса. При его моделировании переходный процесс
воспроизводится в реальном масштабе времени и определяется отно-
шением объема модели к подаваемому расходу. Для модели масштаба
1:5 этот расход равен 200 м3/ч.
Все сказанное выше относится к тому случаю, когда расход уста-
навливается скачкообразно. Однако необходимо учитывать время
нарастания расхода при пуске ГЦН, поскольку пробка проходит че-
рез реактор до установления стационарного расхода. На АЭС это вре-
227
Глава восьмая
Рис. 8.54. Расположение термопар на входе в активную зону:
N1-N4 - номера входных патрубков; 1—89 - номера точек замера температуры
мя составляет примерно 20 с, а на модели оно должно быть уменьше-
но пропорционально геометрическому масштабу. Кроме того, при
моделировании неработающих петель короткими трубопроводами с
задвижками не воспроизводится инерция жидкости при нарастании
расхода, что может влиять на распределение расходов между работа-
ющей и неработающими петлями. Чтобы оценить значение этого фа-
ктора, опыты проводились как с открытыми, так и закрытыми нера-
ботающими петлями. Задаваемый расход варьировался в пределах
200—800 м3/ч, время его нарастания — в пределах 2—10 с.
Температура холодной воды находилась в пределах 15—25 °C, а го-
рячей — 60—80 °C. Влияние теплоотдачи от металлоконструкций к
228
Исследование отдельных аварийных процессов
воде проверялось опытами с различной разностью температур и при-
знано несущественным.
На рис. 8.55 показаны результаты трех одинаковых опытов, прове-
денных при расходе 650 м3/ч с обратным током по неработающим
петлям. Расход выходит на стационарный уровень примерно за 10 с.
Прохождение пробки через входное сечение активной зоны длится
Рис. 8.55. Результаты опытов с обратным током по неработающим петлям:
а - изменение расхода; б — изменение средней относительной концентрации на входе
в активную зону
229
Глава восьмая
3,5 с и заканчивается до выхода расхода на стационарный уровень.
Максимальное снижение средней по сечению относительной кон-
центрации до 60% отмечается на пятой секунде. На рис. 8.56 показа-
но изменение относительной концентрации в некоторых характер-
ных точках. Как можно видеть, распределение концентрации по се-
чению неравномерно, но во всех опытах локальная концентрация не
ниже 40%. Следует также обратить внимание на разную степень вос-
производимости измерений в разных точках. Это можно объяснить
до некоторой степени случайной конфигурацией крупномасштабных
вихрей в опускном канале и нижней камере, благодаря которым
обеспечивается перемешивание. Эта конфигурация при повторении
опытов не может быть точно воспроизведена.
Три одинаковых опыта без обратного тока по неработающим пет-
лям показали точно такие же результаты. Отмечено только более ран-
Т10
0,%
Рис. 8.56. Изменение относительной концентрации в отдельных точках
230
Исследование отдельных аварийных процессов
нее прохождение пробки благодаря тому, что весь расход направляет-
ся в активную зону.
Для оценки статистической надежности получаемых результатов
была проведена серия из восьми одинаковых опытов. Было показано,
что средняя концентрация перед активной зоной определяется с по-
грешностью до 2% при повторении пяти-шести опытов, а локальная —
при повторении шести-семи опытов. В трех описанных выше опытах
эти погрешности были соответственно 5 и 10%.
Для проверки влияния числа Рейнольдса (расхода через петлю)
было проведено три опыта с расходами 175, 470 и 815 м3/ч, что соот-
ветствует числам Рейнольдса (0,9—4,0)106. Результаты показаны на
рис. 8.57. Как видно из графиков, максимальное снижение концентра-
ции одинаково во всех опытах, но с естественным сдвигом по времени.
На рис. 8.58 те же данные представлены в зависимости от безраз-
мерного времени, которое представляет собой отношение промежут-
Рис. 8.57. Изменение относительной концентрации перед активной зоной
в реальном масштабе времени:
1 - Q = 175 м3/ч; 2- 2 = 470 м3/ч; 3- Q = 815 м3/ч
231
Глава восьмая
Рис. 8.58. Изменение относительной концентрации в зависимости от без-
размерного времени:
1 - Q = 175 м3/ч; 2 - Q = 470 м3/ч; 5-2 = 815 м3/ч
ков времени между появлением пробки перед активной зоной и дос-
тижением минимальной концентрации к текущему времени прохода
пробкой контрольного сечения. Отсюда можно видеть, что характер
перемешивания автомоделей как относительно числа Рейнольдса,
так и безразмерного времени. Поэтому полученные результаты с мо-
делированием пуска ГЦН можно перенести на натурные условия.
Следует отметить, что за рубежом для расчета перемешивания при
столь сложной картине течения, возникающей на входном участке
реактора при пуске одного ГЦН, применяются сложные трехмерные
коды нестационарного течения жидкости (CFD-коды). Недавно для
этих же целей в ЭНИЦ разработан код BOR-3D, который находится
в стадии освоения.
На рис. 8.59 показан типичный контурный график распределе-
ния концентрации по сечению на входе в активную зону в момент
прохождения основной массы пробки (минимум средней концент-
рации).
232
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.59. Образец контурного графика распределения концентрации на
входе в активную зону при прохождении основной массы пробки
Возобновление естественной циркуляции. В отличие от случая с пу-
ском ГЦН, экспериментальное исследование условий возобновле-
ния естественной циркуляции связано с большими трудностями мо-
делирования процесса во всей его сложности и рядом неопределен-
ностей в начальных и граничных условиях. В данном случае нельзя
игнорировать число Фруда, если процесс протекает в неизотермиче-
ских условиях. Число Рейнольдса может оказаться слишком малым
для развитого турбулентного течения. Как известно, на масштабиро-
ванной модели все безразмерные параметры одновременно воспро-
извести невозможно. Эти трудности можно преодолеть, применяя
расчетные коды типа CFD. Однако их применимость для данного
случая также нуждается в проверке экспериментами хотя бы по упро-
щенной схеме.
Другая трудность заключается в неопределенности динамики вос-
становления полномасштабной естественной циркуляции. Скачко-
образное ее восстановление нереально. Этот процесс должен начать-
ся с плавного нарастания циркуляции потока с расходом жидкости,
соизмеримым с подачей воды от САОЗ и поступлением пара в ПГ.
233
Глава восьмая
При этом из ПГ начинает поступать борный раствор, который, буду-
чи более тяжелым, перемешивается с конденсатом в опускной части
гидрозатвора. Конденсатная пробка вытесняется в реактор медлен-
но, перемешиваясь с водой САОЗ, а не только с теплоносителем на
входном участке реактора, как при пуске ГЦН. Наконец, восстанов-
ление полномасштабной естественной циркуляции связано с вклю-
чением насосов САОЗ низкого давления с большим расходом. При
подаче воды от них в холодную нитку петли часть расхода может че-
рез ГЦН проникнуть в гидрозатвор, повышая концентрацию бора в
его подъемной части. Все эти процессы пока не имеют адекватного
описания. Наконец, при управлении аварией возможна подача бор-
ного раствора от насоса нормальной подпитки первого контура.
С учетом сказанного выше, были проведены две серии экспери-
ментов по упрощенному моделированию возобновления естествен-
ной циркуляции с расходами через модельную петлю 15 и 45 м3/ч
(280 и 2500 м3/ч для масштаба 1:1). Для каждого расхода было прове-
дено по шесть опытов, которые проводились при постоянном расхо-
де, установленном в начале опыта. Было установлено, что средняя
концентрация перед активной зоной не опускается ниже 70%, а ло-
кальная - ниже 60%.
Эти опыты носят демонстрационный характер, поскольку про-
цесс возобновления естественной циркуляции носит гораздо более
сложный характер, который смягчает протекание процесса.
Отклик активной зоны на снижение концентрации бора. С участием
финских специалистов был проведен ряд численных экспериментов
[87] для оценки последствий залпового заброса в реактор чистой во-
ды, когда рабочая концентрация бора в первом контуре равна 7 г/кг,
а стояночная концентрация — 16 г/кг. Принималось, что все стержни
СУЗ или полностью введены в активную зону или застрял один, са-
мый эффективный. Для горячего состояния реактора температура те-
плоносителя принималась 280 °C, температура пробки чистой воды —
250 °C. Для холодного состояния — соответственно 70 и 20 °C. При-
нималось также, что пробка имеет максимально возможный объем
15 м3 (вся холодная нитка петли).
Если в горячем состоянии вся активная зона заполняется чистой
водой и введены все регулирующие стержни, то возникновение кри-
тичности при пуске ГЦН не должно привести к превышению преде-
лов безопасной эксплуатации топлива. При зависании одного регу-
лирующего стержня такое превышение возможно. Однако если со-
храняется концентрация бора хотя бы 20% от начальной, превыше-
234
Исследование отдельных аварийных процессов
ние невозможно даже при одном застрявшем стержне. Эксперимен-
том установлено, что средняя концентрация на входе в активную зо-
ну не падает ниже 50%, а в отдельных точках - ниже 35-40%, причем
35% зарегистрировано только в одной точке в единичном опыте.
Средняя величина по данным нескольких опытов во всех точках не
ниже 40%. Следовательно, сделанные выводы относительно послед-
ствий попадания в активную зону пробки чистой воды консерватив-
ны.
При пуске ГЦН в холодном состоянии, если не учитывать переме-
шивание, расчеты показывают возможность тяжелого повреждения
топлива. Однако если концентрация бора не падает ниже 30%, тяже-
лого повреждения не ожидается даже при застревании одного стерж-
ня. Как показано выше, это условие выполняется.
Аналогичные расчеты были выполнены для случая возобновления
естественной циркуляции. Консервативно принималось, что непере-
мешанная конденсатная пробка заполняет всю активную зону при
температуре 250 °C. Показано, что при достижении фронтом пробки
определенной высоты вблизи фронта возникает пик мощности, по-
давляемый эффектом Допплера. Далее из-за нагрева воды, которая
не содержит бора, срабатывает обратная связь по плотности, и мощ-
ность снижается до малой величины, а после прохождения пробки —
до нуля. При пиковой мощности возможен кратковременный кризис
теплообмена с температурой оболочки не выше 850 °C.
Следует отметить, что аналогичный консервативный анализ с таки-
ми же предпосылками и выводами был сделан американской фирмой
ABB-СЕ при сертификации проекта новой установки SYSTEM-80+
мощностью 1000 МВт(э) [88].
&9
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ПРОВЕРКА СИСТЕМ
ОБНАРУЖЕНИЯ ТЕЧИ ИЗ ПЕРВОГО КОНТУРА
Накопленный опыт эксплуатации ядерных энергетических устано-
вок и расчетно-экспериментальные исследования механики разру-
шения показывают, что для трубопроводов, изготовленных из вязких
материалов и имеющих высокое сопротивление нестабильному рос-
235
Глава восьмая
ту трещин, вероятность мгновенного разрушения трубопровода по
всему сечению крайне мала. Исследования по динамике роста тре-
щин в оборудовании РУ и определению границ стабильного сущест-
вования трещины подтверждают, что полному разрушению трубо-
провода предшествует устойчивый длительный рост трещины сквозь
стенку с увеличением ее протяженности до определенной (критиче-
ской) длины, после достижения которой может произойти хрупкое
разрушение. Это означает, что трещину можно обнаружить при пери-
одическом неразрушающем контроле металла задолго до того, как
она станет сквозной, или обнаружить течь с помощью установленной
системы контроля течи (СКТ) прежде, чем сквозная трещина достиг-
нет критических размеров. В результате появляется возможность об-
наружить дефектное сечение трубопровода, безопасно остановить
реактор, произвести ремонт или замену трубы, исключив тем самым
ее внезапный разрыв. В этом и состоит концепция «течь перед разру-
шением» (ТПР), которая положена в основу проектирования РУ но-
вого поколения, а также продления срока службы действующих РУ
[89]—[91 ]. Основные положения концепции ТПР заключаются в сле-
дующем:
• внезапному разрушению трубопроводов, изготовленных из вяз-
ких материалов, предшествует длительный рост трещины;
• течь через образовавшуюся сквозную трещину может быть выяв-
лена до достижения ею критических размеров.
Применимость концепции ТПР необходимо, в частности, обос-
новать разработкой методов обнаружения течи, оценкой ее расхода и
установлением места ее возникновения. Для решения указанных
проблем в ОКБ «Гидропресс» были разработаны и созданы экспери-
ментальные установки, на которых были проведены исследования по
определению расхода теплоносителя через трещины при номиналь-
ных параметрах первого контура АЭС с ВВЭР-1000, а также испыта-
ны системы контроля течи, основанные на различных физических
принципах [92].
Опытная установка для определения расхода теплоносителя через
трещину. В качестве опытных участков служили:
• три отрезка трубы длиной 1,0 м и диаметром 359x40 мм (мате-
риал - сталь 10ГН2МФА) со сквозными кольцевыми усталостны-
ми трещинами протяженностью 48, 70 и 100 мм;
• три отрезка трубы длиной 1,3 м и диаметром 219x14 мм (материал —
сталь 20) со сквозными кольцевыми усталостными трещинами про-
тяженностью 8,5, 12 и 15 мм.
236
Исследование отдельных аварийных процессов
С торцов трубы были заглушены, а их внутренняя полость под-
ключалась к циркуляционному контуру — источнику воды заданных
параметров. Схема опытной установки показана на рис. 8.60. Перед
каждым опытом из трубы удалялся воздух. Далее она прогревалась
протоком воды от контура, в котором поддерживались заданные тем-
пература и давление. В контуре находилось 0,5 м3 горячей воды под
давлением газовой подушки в баке. После разогрева труба отсекалась
от контура и сообщалась только с баком. По снижению уровня в нем
определялся расход через трещину.
Раскрытие трещины измерялось в ее центральном сечении с по-
мощью преобразователя перемещений, изготовленного в ОКБ «Гид-
-£□ - Термопара Q - Уровнемер
Н — Преобразователь давления
Рис. 8.60. Принципиальная схема стенда для определения расхода тепло-
носителя через трещину:
7 — сосуды с запасом воды; 2— модель трубопровода с трещиной; 3 — электронагрева-
тель; 4 — циркуляционный насос
237
Глава восьмая
Давление, МПа
Рис. 8.61. Расход через трещину длиной 70 мм в трубе 359x40 мм с изги-
бающим моментом М
Давление, М Па
Рис. 8.62. Расход через трещину длиной 100 мм в трубе 359x40 мм с изги-
бающим моментом М
238
Исследование отдельных аварийных процессов
ропресс» на основе тензорезисторов. Среднеквадратичная погреш-
ность измерения в центральном сечении трещины не превышала
10%. Изгибающее усилие измерялось с помощью преобразователя
силы. Оба типа преобразователей были изготовлены в ОКБ «Гидро-
пресс» на базе тензорезисторов. Нагружение моделей изгибающим
моментом создавалось домкратом по трехточечной схеме. Точка при-
ложения усилия от домкрата располагалась на противоположной от
трещины стороне модели.
Опыты были проведены при давлении 9,7-15,7 МПа, температу-
ре воды 260—290 °C как при наложении изгибающего момента, так и
без него. Типичные результаты измерения расхода через трещину
представлены на рис. 8.61 и 8.62.
Стевд для исследования систем контроля течи (СКТ). Эксперимен-
тальная установка должна отвечать следующим основным требова-
ниям:
• иметь модель трубопровода, диаметр и толщина стенки которого
равны соответствующим размерам одного из трубопроводов пер-
вого контура;
• длина модели должна быть не менее 10 м, что соответствует дли-
нам участков трубопроводов первого контура, оснащаемых СКТ;
• давление и температура теплоносителя в модели должны быть
равными номинальным параметрам первого контура;
• модель трубопровода должна иметь щелевые каналы, через кото-
рые можно обеспечить расход течи в достаточно широком диапа-
зоне (10—300 г/с), что необходимо для обоснования основных ха-
рактеристик СКТ (чувствительность к расходу, быстродействие);
• на модели трубопровода должны быть реализованы штатные усло-
вия истечения теплоносителя под изоляцию трубопровода; в теп-
лоизоляции модели должны предусматриваться проходки в местах
установки первичных преобразователей систем контроля течи,
первичные преобразователи на модели должны устанавливаться
по штатной технологии;
• в составе стенда должен быть источник воды с параметрами пер-
вого контура, который обеспечивает подачу горячей воды к месту
течи и поддерживает постоянными давление и температуру воды
перед щелью на протяжении некоторого времени, достаточного
для проведения соответствующих измерений.
В качестве модели трубопровода для стенда был применен отрезок
трубы диаметром 351x36 мм (размер дыхательного трубопровода КД
и трубопроводов САОЗ) и длиной 10 м. Материал трубы - сталь 20.
239
Глава восьмая
Для обеспечения различных расходов теплоносителя через течь
модель трубопровода имела три сквозных щелевых канала (имитато-
ры трещины). Щелевые каналы были изготовлены электроэрозион-
ным способом в двух фрагментах трубы длиной 200 мм, ранее отре-
занных от основной трубы. В одном из фрагментов расположены два
щелевых канала, имеющие длину соответственно 50 и 150 мм, в дру-
гом фрагменте изготовлен щелевой канал длиной 100 мм. Ширина
(размер «в свету») каждой щели составляла 0,4 мм. Каждый щелевой
канал изнутри трубы был герметично перекрыт коническим переход-
ником, через который по трубе диаметром 25x2,5 мм подавалась го-
рячая вода. Таким образом обеспечивалась возможность раздельного
истечения через каждый типоразмер канала. При этом модель трубо-
провода не нагружалась номинальным давлением.
Фрагменты трубы с щелевыми каналами и отрезками трубы диа-
метром 25x2,5 мм вваривались в модель трубопровода.
Так как в модели вода с параметрами первого контура подводится
непосредственно к месту течи, не прогревая стенки трубы, необходи-
мо было обеспечить разогрев стенок модели до номинальной темпе-
ратуры. Для этой цели внутри модели трубопровода был установлен
электронагреватель, имеющий шесть секций. С помощью электрона-
гревателя стенки модели трубопровода могли быть разогреты до тем-
пературы 350 °C.
Наружная поверхность модели по торцам и по длине была покры-
та штатной теплоизоляцией, в которой были воспроизведены про-
ходки для преобразователей СКТ. Между поверхностью трубы моде-
ли и теплоизоляцией выдержан штатный зазор 35 мм. На концах тру-
бы модели между трубой и теплоизоляцией были установлены звуко-
поглотители, представляющие собой цилиндры, выполненные из ме-
таллической сетки с ячейкой 2x2 мм. Цилиндры заполнены мелкой
металлической стружкой.
В качестве источника воды с номинальными параметрами перво-
го контура использован стенд горячей обкатки, емкость которого по
воде была 1,2 м3. Этот стенд обеспечивал разогрев воды до 320 °C при
давлении до 16 МПа.
Принципиальная схема стенда для проверки СКТ представлена
на рис. 8.63. Модель трубопровода схематично показана на рис. 8.64.
На стенде измерялись температура и давление воды, подводимой к
щелям, расход воды через каждую щель, температура стенки модели
трубопровода. Сигналы от первичных датчиков передавались на ав-
томатизированную систему сбора, обработки и регистрации тепло-
240
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.63. Схема стенда исследования систем контроля течи:
1 - колонка; 2 - циркуляционный насос; 3 - запорная задвижка с электроприводом;
4 - компенсатор давления; 5 - электронагреватель; 6 - бак; 7 - питательный насос;
8- подпиточный насос; 9 -теплообменник; 10- вентиль; 77 - модель трубопровода;
12 - датчик давления; 13 - расходомер; 14 - термопара; 15,16- коллекторы
физических параметров, состоящую из модульных блоков фирмы
“National Instruments” и персонального компьютера.
На стенде испытывались две системы контроля течи, основанных
на разных физических принципах: акустическая система и влажност-
ная система. Системы разработаны в ГНЦ ФЭИ.
Система акустического контроля течи (САКТ) производит регист-
рацию и анализ акустических шумов, генерируемых при истечении
теплоносителя. В соответствии с техническими требованиями САКТ
должна своевременно, в течение не более трех минут, обнаружить
факт возникновения течи теплоносителя первого контура и за время
не более 10 мин определить место и расход течи. Чувствительность к
расходу должна составлять 3,8 л/мин. Неопределенность регистра-
ции координаты места течи не должна превышать ±2,0 м.
На модели трубопровода были установлены три акустических пре-
образователя (см. сечения А-А, С-С на рис. 8.64). Акустический дат-
чик конструктивно выполнен в виде цилиндрического волновода,
который заканчивается корпусом с размещенным в нем чувствитель-
ным элементом. Другой конец волновода сварным соединением за-
креплен на поверхности трубопровода. Акустический датчик разра-
ботан совместно ГНЦ ФЭИ и ВНИИЭФ. Испытывалась представи-
241
Глава восьмая
10000
Рис. 8.64. Модель трубопровода:
1 - труба 351x36 мм; 2 - теплоизоляция; 3 - щелевой канал; 4 и 6 - электронагрева-
тель; 5 - акустический гаситель; 7 - крышка; 8 - опора; 9 - датчик влажности;
10— акустический датчик
тельская часть САКТ, которая содержала комплекс технических и
программных средств.
В основу влажностной системы контроля течи (СКТВ) положено
измерение влажности воздуха в пространстве между трубопроводом и
окружающей его теплоизоляцией. Технические требования к СКТВ
такие же, как и к САКТ На модели трубопровода были установлены
три влажностных датчика (см. сечения А-А, Д-Д на рис. 8.64). Влаж-
ностной датчик выполнен в виде зонда, содержащего сенсор влажно-
сти и температуры. Зонд размещается в гильзе, которая закреплена
на изоляции трубопровода. Влажностной датчик разработан в ГНЦ
ФЭИ. Обьектом испытаний была представительская часть СКТВ, со-
держащая комплекс технических и программных средств.
Результаты испытании систем контроля течи. Испытания систем
контроля течи проведены в диапазоне расходов через течь от 0,5 до
10 л/мин. На рис. 8.65 и 8.66 показано сравнение расхода, измеренно-
го стендовым расходомером, с расходом, рассчитанным по показани-
ям акустических датчиков. Из представленных графиков видно, что в
242
Исследование отдельных аварийных процессов
Рис. 8.65. Сравнение расчетного и измеренного значений расхода через
щель при течи с расходом 8,5 л/мин
Рис. 8.66. Сравнение расчетного и измеренного значений расхода через
щель при течи с расходом 3,0 л/мин
243
Глава восьмая
Таблица 8.7, Результаты испытаний СКТВ
Заданный расход, л/мин Расход по показаниям СКТВ, л/мин Заданная координата течи, м Измеренная коор- дината течи, м
9,3 8,2 3,1 2,92
5,1 3,9 3,1 3,30
3,8 5,3 2,9 2,60
2,2 2,9 2,9 2,96
0,5 2,9 2,9 3,15
целом наблюдается хорошая корреляция показаний акустических
датчиков с показаниями стендового расходомера.
По результатам испытаний была отработана методика определе-
ния места течи. Координата места течи определялась по показаниям
двух акустических датчиков из условия, что затухание акустического
сигнала при распространении его по трубопроводу происходит по
экспоненциальному закону. Определяющими величинами при рас-
чете координаты являются: расстояние между датчиками, декремент
затухания, средние амплитуды сигналов от акустических датчиков.
Проведенная по результатам экспериментов оценка относитель-
ной погрешности измерения расхода через течь системой САКТ по-
казала, что она равна примерно 20%, а неопределенность в определе-
нии координаты места течи составляет ±1 м.
В табл. 8.7 сравниваются результаты определения координаты ме-
ста течи и расхода через течь, полученные с помощью СКТВ.
Как видно из таблицы, значения расходов, рассчитанные по пока-
заниям влажностных датчиков, достаточно удовлетворительно сов-
падают с расходами, измеренными стендовыми расходомерами. Ис-
ключение составляют данные для расхода 0,5 л/мин, который прак-
тически соизмерим с погрешностью стендового расходомера.
Проведенные на стенде ОКБ «Гидропресс» испытания представи-
тельских частей акустической и влажностной СКТ первого контура
ВВЭР показали их работоспособность и соответствие предъявляе-
мым техническим требованиям. Чувствительность к величине течи
оказалась не хуже 1,0 л/мин для СКТВ и 3,8 л/мин для САКТ, а фак-
тически - 0,5 л/мин для СКТВ и 1,0 л/мин для САКТ. Неопределен-
ность в определении координаты места течи в трубопроводе для ис-
пытанных систем контроля согласно результатам испытаний состав-
ляет примерно ± 1,0 м.
244
Заключение
Все ныне действующие реакторы типа ВВЭР как в России, так и
за рубежом, показали высокую надежность в части теплогидравлики.
Это относится, прежде всего, к серийным реакторам типа ВВЭР-
440/213 и всем модификациям ВВЭР-1000, получившим наиболее
широкое распространение. Размах работ при экспериментальном
обосновании их проектов намного превосходил все то, что было сде-
лано для реакторов первого поколения, у которых отмечались недос-
татки, связанные с теплогидравликой. Следует еще раз отметить, что
практически все исследования в этом направлении были проведены
силами ОКБ «Гидропресс». По мере совершенствования измеритель-
ной техники качество этих исследований непрерывно возрастало.
Новые проекты реакторов типа ВВЭР в значительной степени ба-
зируются на наработках за прошедшие годы. Например, исследова-
ния по гидродинамике проточной части реактора, по кризису тепло-
отдачи нисколько не утратили своего значения. Однако растущие
требования по обеспечению безопасности стимулируют более углуб-
ленное изучение процессов, связанных с аварийными и переходны-
ми режимами. Требуют всестороннего обоснования новые пассивные
системы безопасности.
Сейчас, несмотря на спад активности, связанный с перестроечны-
ми процессами, атомная энергетика приобретает «второе дыхание».
В результате конверсии высвободился значительный научно-техни-
ческий потенциал других организаций, который переключается на
тематику ВВЭР. Значительно расширилось международное сотруд-
ничество по этой тематике. Все это создает уверенность, что очеред-
ные задачи, связанные с повышением надежности и безопасности
ВВЭР, в том числе и в области теплогидравлики, будут успешно ре-
шены.
245
Список использованной литературы
1. Субботин В.И., Ибрагимов М.Х.,Ушаков П.А. и др. Гидродинамика и те-
плообмен в атомных энергетических установках. М.: Атомиздат, 1975.
2. Логвинов С. А., Оншин В.П, СалийЛ.А.ь Ульяновский В.Н. Исследование
пульсаций давления теплоносителя в проточной части реакторов типа
ВВЭР-440. Сборник «Динамические напряжения и деформации в элементах
энергетического оборудования». М.: Наука, 1977.
3. Безруков Ю.А., Логвинов С.А., Ульяновский В.Н., СалийЛ.А. Исследова-
ние гидравлических характеристик реактора, кассет, оборудования первого
контура на моделях и АЭС. Вторая Всероссийская научно-техническая кон-
ференция «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», 19—23 ноября 2001, По-
дольск.
4. Кириллов П.Л., Богословская Т.П. Тепло-массообмен в ядерных энерге-
тических установках. М.: Энергоатомиздат, 2000.
5. Денисов В.П., Драгунов Ю.Г. Реакторные установки ВВЭР для атомных
электростанций. М.: изд. АТ, 2002.
6. Tong L.S.. Critical heat fluxes in rod bundles. ASME Winter Annular
Meeting, 1969.
7. Миропольский З.Л., Семин Э.Т., Виноградова M.H.. Статистические за-
кономерности при исследовании кризиса теплообмена // Теплоэнергетика.
1969. № 7.
8. Дубровский И. С, Югай Т., Гашенко М.П. и др. Кризис теплообмена при
вынужденном течении пароводяной смеси в сборке стержней в стационар-
ных и нестационарных режимах. Труды теплофизического семинара стран
СЭВ, ТФ-74. М.: ИАЭ, 1974.
9. Капустин В.А., Козлов А.К., Кудрявцев Ю.В. и др. Экспериментальное
исследование на стенде КС ИАЭ им. И.В.Курчатова критических тепловых
нагрузок в полномасштабных моделях топливных сборок реактора ВВЭР-
440. Труды теплофизического семинара стран СЭВ, ТФ-74. М.: ИАЭ, 1974.
10. Смолин В.Н., Поляков В.К. Критический тепловой поток при продоль-
ном обтекании пучка стержней // Теплоэнергетика. 1967. № 4.
11. Gellerstedt T.S., Lee R.A., Obetjohn W.J. et al. Correlation of critical heat
flux in bundles cooled by pressurized water. ASME Winter Annular Meeting, 1969.
12. Безруков Ю.А., Астахов В.И., Брантов В.Г. и др. Экспериментальные
исследования и статистический анализ данных по кризису теплообмена в
пучках стержней для реакторов ВВЭР // Теплоэнергетика. 1976. № 2.
246
Список использованной литературы
13. Безруков Ю.А. Исследование кризиса теплообмена в пучках стержней
применительно к водо-водяным реакторам. Кандидатская диссертация,
МЭИ, 1976.
14. Рекомендации по анализу аварий для АЭС с реакторами типа ВВЭР.
IAEA-EBP-WWER-01, июнь 1998.
15. GroeneveldD.C., Leung L.K.H., Kirillov PL. et al. The 1995 look-up table for
critical heat flux in tubes. Nuclear Engineering and Design, 163 (1996), P. 1-23.
16. Suchy P., Ulrich G., Kemmer H., Kurz E. Application of tables of critical heat
fluxes to rod bundles. Trans, of ANS. Vol. 30, 1978, P. 15—17.
17. IAEA-TECHDOC-1203. Теплогидравлические зависимости для усо-
вершенствованных реакторов, охлаждаемых водой, 2001.
18. Смолин В.Н., Поляков В.К. Методика расчета кризиса теплоотдачи при
кипении теплоносителя в стержневых сборках. Труды теплофизического се-
минара стран СЭВ ТФ-78, Будапешт, 1978.
19. Adami М., Yimer В., Fortin Р.Е. Development of a low pressure and/or low
CHF correlation design limit for nuclear pressurized water reactors. ASME winter
annular meeting, Dallas, November 25—30, 1990.
20. Blanchat T.t Hassan У.Л. Comparison of CHF correlations with bundle
flows. Trans.ofANS.Vol. 59, 1989. P. 213-216.
21. Гущин E.B., Ефанов А.Д., Колмаков А.П., Ложкин В.В., Смирнов А.М.
Эксперименты на электрообогреваемых моделях ТВС ВВЭР для верифика-
ции кодов по кризису теплообмена и подогревам в ячейках ТВС. Сборник
трудов 2-й Всероссийской научно-технической конференции «Обеспечение
безопасности АЭС с ВВЭР», Подольск, 19-23 ноября 2001, т. 5.
22. Сабадош Л., Мароти Л., Денеш Д. и др. Исследования кризиса тепло-
отдачи в моделях топливных сборок реактора ВВЭР-1000. Труды теплофизи-
ческого семинара стран СЭВ ТФ-78, Будапешт, 1978.
23. Астахов В.И. Исследование кризиса теплоотдачи в пучках стержней
при неравномерном тепловыделении по длине применительно к реакторам
типа ВВЭР. Кандидатская диссертация, МЭИ, 1980.
24. Астахов В.И., Безруков ЮЛ., Логвинов С.А. и др. Исследование влияния
профиля тепловыделения по длине на кризис теплообмена в пучках стержней.
Труды теплофизического семинара стран СЭВ ТФ-78, Будапешт, 1978.
25. Астахов В.И., Безруков Ю.А., Логвинов С.А. Учет аксиальной неравно-
мерности тепловыделения при определении запасов до кризиса теплообмена
в реакторе типа ВВЭР. Сборник «Вопросы атомной науки и техники», 1979.
26. Wilson R.H., Stanek T.S., Gellerstedt T.S. et al. Critical heat flux in a non-
uniformly heated rod bundles. KSME Winter Meeting, 1969.
27. Rosal E.H., Germak J. O., Tong L.S. et al. High pressure rod bundle DNB data
with axially nonuniform heat. Nuclear Engineering and Design, 1974. Vol. 31, № 1.
28. Ritterbuch S.E., Mason Т.Н. A post-DNB fuel design limit. Trans, of ANS.
Vol. 30, 1978, pp. 517-518.
29. Factors effecting post-DNB operation for light water reactors. EPRI Techn.
Rept. Sum. Nucl. Power Div. Vol. 1 and 2, 1981.
247
Список использованной литературы
30. CSNI Integral Test Facility Validation Matrix for the Assessment of
Thermal-Hydraulic Codes for LWR LOCA and Transients. NEA/CSNI/R(96)17,
July 1996.
31. Separate Effects Test Matrix for Thermal-Hydraulic Code Validation, vol.l
and 2. Phenomena Characterization and Selection of Facilities and Tests.
NEA/CSNI/R(93)14, 1993.
32. Validation Matrix for the Assessment of Thermal-Hydraulic Codes for
WER LOCA and Transients. A Report by the OECD Support Group on the WER
Thermal-Hydraulic Code Validation Matrix. NEA/CSNI/R(2001)4, April 2001.
33. Девкин AC., Мелихов О.И., Москалев A.M., Соловьев С.Л., Суслов А.И.,
Уголева И.Р., Фукс Р.Л. Зарубежные теплогидравлические коды улучшенной
оценки. Опыт разработки, создания и применения. ОЦРК, Москва, 2000.
34. Безруков Ю.А., Логвинов С.А., Суслов А.И, Соловьев С.Л. Матрицы ве-
рификации теплогидравлических кодов улучшенной оценки применительно
к ВВЭР // Теплоэнергетика. 2002. №11.
35. Подшибякин А.К., Спасское В.П., Хрипачев Ю.Б., Логвинов С.А. и др.
Исследование процессов в водо-водяном реакторе при разрывах трубопрово-
да контура циркуляции. Вопросы атомной науки и техники. Серия «Динами-
ка ядерных энергетических установок». Вып. 2(10), 1976.
36. Логвинов С.А., Безруков Ю.А. , Соколов А.С., Голованов В.В.,
Ковалев В.В., Хрипачев Ю.Б. Измерение массового расхода нестационарного
потока с переменными параметрами. Вопросы атомной науки и техники. Се-
рия «Динамика ядерных энергетических установок», вып. 2(10), 1976.
37. Хрипачев Ю.Б. Экспериментальное определение параметров двухфаз-
ного потока при разрыве трубопровода для обоснования расчетных методик.
Кандидатская диссертация, МЭИ, 1977.
38. Dragunov Yu., AfrovA., Nikitenko M. et al. Reactor Plant V-407. Proceedings
of International Symposium on Evolutionary Water Cooled Reactors: Strategic
Issues, Technologies and Economic Viability. Seoul, Republic of Korea, 30
Novemder-4 December 1998.
39. Dragunov Yu., Mokhov V., Nikitenko M., Afirov A. Key Developments in the
Advanced NPP with WWER-640/V-407 Reactor Plant Design. Seoul, Republic of
Korea, 30 Novemder-4 December 1998.
40. Afrov A., Berkovich V., Generalov V., Dragunov Yu., Krushelnitsky V. Design
of NPP of New Generation Being Constructed at the Novovoronezh NPP Site.
Seoul, Republic of Korea, 30 Novemder—4 December 1998.
41. Ульяновский B.H., Логвинов С. А, Салий Л.А. Гидравлические процессы
при срабатывании системы быстрого ввода бора. Труды международного се-
минара «Теплофизика—90», т. 1, Обнинск, 1990.
42. Ефанов А.Д., Калякин С.Г., Ремизов О.В., Морозов А.В., Дробышев А.В.,
Юрьев Ю.С., Климанова Ю.В., Беркович В.М., Малышев А.Б., Таранов Г.С.
Обоснование проектной функции системы пассивного залива второй ступе-
ни на крупномасштабном стенде. Сборник трудов 2-й Всероссийской науч-
но-технической конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР»,
Подольск, 19-23 ноября 2001, т. 5.
248
Список использованной литературы
43. Беркович В.М., Малышев А.Б., Таранов ЕС., Драгунов Ю.Г.,
Зайцев С. И., Подшибякин А.К., Шумский А.М., Ефанов АД., Калякин С.Г.,
Ремизов О.В., Морозов А.В. Экспериментальное обоснование расходной хара-
ктеристики пассивной системы залива реактора (ГЕ-2) и оптимизация кон-
струкции гидроемкостей. Сборник трудов 3-й Всероссийской научно-техни-
ческой конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», Подольск,
26—30 мая 2003, т. 6.
44. Ефанов А.Д., Калякин С.Г., Ремизов О.В., Морозов А.В., Драгунов Ю.Г.,
Подшибякин А.К., Шумский А.М., Зайцев С.И., Малышев А.Б., Беркович В.М.,
Таранов ЕС. Крупномасштабный полнонивелирный теплогидравлический
стенд ГЕ-2М для исследования совместной работы пассивных систем безо-
пасности реакторной установки ВВЭР-1000. Подольск, 26—30 мая 2003, т. 6.
45. Смирнов Г.Ф., Коба Ф.Л. Теплоотдача и критические тепловые нагруз-
ки при кипении на перевернутой пластине, погруженной в свободный объем
жидкости. Вопросы радиоэлектроники. Серия «Тепловые режимы, термоста-
тирование и охлаждение радиоэлектронной аппаратуры». Вып. 2, 1974.
46. Вишнев И.П. Влияние ориентации поверхности нагрева в гравитаци-
онном поле на кризис пузырькового кипения жидкости. ИФЖ, т. 30CIV, № 1,
январь 1973.
47. Гогонин И.И., Кутателадзе С.С. К зависимости критического теплово-
го потока от размера нагревателя при кипении в большом объеме. ИФЖ, т.
XXXIII, № 5, ноябрь 1977.
48. Hyuniae Park and Vijay Dhir К. Steady state thermal analysis of external
cooling of a PWR vessel lower head. AICHe Symp.Ser. 1991. Vol. 83.
49. Kymalainen O., Hongisto O., Antman J., Tuomisto H. and Theofanous T.G.
COPO: Experiments for heat flux distribution from a volumetrical heated corium
pool. 20th Water Reactor Safety Information Meeting, Bethesda, Maryland, USA,
October 21-23, 1992.
50. Kymalainen O., Tuomisto H. and Theofanous T.G. Critical Heat Flux on thick
walls of large, naturally convecting loops. National Heat Transfer Conference. Vol.
6, San Diego, California, USA, August 9—12, 1992.
51. Henry R.E., Epstein M., Cady K.B., Oehlberg R. Issues Related to PRV
External Cooling as Accident Management Consideration. Trans. ANS, 1991.
Vol. 64.
52. Безруков Ю.А., Логвинов C.A., Оншин В.П. и др. Исследование теплоот-
дачи от нижней части корпуса реактора в аварии с расплавлением активной
зоны. Труды 4-й конференции Ядерного общества СССР, Нижний Новгород,
28 июня—2 июля 1993.
53. Theofanous T.G., Tuomisto Н. et al. Critical heat flux through curved down-
ward facing thick walls. Int. Conf, on new trends in nuclear system thermohy-
draulics, May 30th-June 2nd 1994, Pisa, Italy. Vol. 2, P. 585-597.
54. Грановский B.C., Ефремов B.K., Черный О.Д. Экспериментальное опре-
деление критических тепловых потоков при наружном охлаждении корпуса
реактора. Труды Международной конференции «Теплофизические аспекты
безопасности ВВЭР. Теплофизика-95», Обнинск, 21—24 ноября 1995.
249
Список использованной литературы
55. Cheung F.B., Haddad К.Н. Observation of the dynamic behavior of the two-
phase boundary layers in the SBLB experiments. Twenty-Second Water Reactor
Safety Information Meeting, Bethesda, Maryland, October 24—26, 1994.
56. Миропольский З.Л. Теплоотдача при пленочном кипении пароводяной
смеси в парогенерирующих трубах // Теплоэнергетика. 1963. № 5. С. 49.
57. Кутателадзе С.С, Боришанский В.М, Справочник по теплопередаче.
М.: ГЭИ, 1959.
58. Mattson R.L., Kondie K.G., Bengston S.I. and Oberchain C.E Regression
Analysis of post-CHF flow boiling data. Proceedings of Fifth International Heat
Transfer Conference. Tokyo. Vol.4, paper B.3.8, 1974. P. 115-119.
59. Tong L.S. Heat Transfer Mechanisms in nucleate and film boiling. Nuclear
Engineering and Design, 1972. Vol. 21. P. 1—25.
60. Трушин A.M., Безруков Ю.А., Логвинов С.А. и др. Исследование тепло-
отдачи к влажному и перегретому пару при малых скоростях и давлениях.
Труды теплофизического семинара стран СЭВ ТФ-78, Будапешт, 1978.
61. Безруков Ю.А., Ясколко А.Э., Трушин А.М. Исследование теплоотдачи
применительно к частично заполненной активной зоне. Вопросы атомной
науки и техники. Серия «Физика и техника ядерных реакторов». Вып. 4,1987.
62. Barnett P.G. A correlation of burnout data for uniformly heated annuali and
its use for predicting burnout in uniformly heated rod bundles. Report AEEW-
R463, 1966.
63. Morris D.G., Hyman C.R., Mullins C.B. and Yoder G.L. An Experimental
Study of Rod Bundle Dispersed Flow Film Boiling with High-Pressure Water.
Nuclear Technology. Vol. 69, № 1, 1985.
64. Yadigaroglu G. The Reflooding Phase of the LOCA in PWRs. Part I: Core
Heat Transfer and Fluid Flow. «Nuclear Safety». Vol. 19, No 1, January—February
1978. P. 20-36.
65. Murao J.9 Akimoto H., Sudoh T., Okubo T. Experimental Study of System
Behavior during Reflood Phase of PWR-LOCA using CCTF. Journal of Nuclear
Science and Technology. Vol. 19, No 9, 1982. P. 705-719.
66. Виноградов B.H., Ложкин B.B., Сергеев В.В., Зайцев С.И., Юдов Ю.В.
Верификация российских теплогидравлических кодов на стандартных зада-
чах повторного залива ВВЭР. Сборник трудов 2-й Всероссийской научно-
технической конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», По-
дольск, 19-23 ноября 2001, т. 5.
67. Василенко В.А., Мигров Ю.А., Драгунов Ю.Г., Быков М.А.,
Лисенков Е.А. Теплогидравлический расчетный код КОРСАР. Состояние раз-
работки и опыт применения. Сборник трудов 3-й Всероссийской научно-
технической конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», По-
дольск, 26—30 мая 2003, т. 6.
68. Логвинов С.А., Ситник Ю.К., Соколов А.С. Влияние неконденсирую-
щегося газа на протекание аварийных процессов в 1-м контуре. Сборник
«Вопросы атомной науки и техники». Серия «Физика и техника ядерных ре-
акторов». Вып. 4, 1987. С. 13-20.
250
Список использованной литературы
69. Общие положения обеспечения безопасности атомных станций ОПБ-
88/97, ПНАЭ Г-01-011-97, М., 1990.
70. Logvinov S.A., Sitnik Yu.K. Study of steam condensation in SG tubes with
large amount of nitrogen to be accumulated. Proceedings of 4-th international sem-
inar on horizontal steam generators. Lappeenranta, Finland, 1997. P. 26-30.
71. Логвинов CA., СтребневНА, Филь H.C., Спасское В. JI. Исследование
перемешивания воды в опускном канале реактора. Вопросы атомной науки и
техники. Серия «Физика и техника ядерных реакторов». Вып. 4,1987, С. 3-12.
72. Logvinov SA., Strebnev NA., Khripachev Yu.В., Dragunov Yu.G. et al.
Investigation of Water Mixing in the Reactor Downcomer. Proceedings of the IAEA
Specialists’ Meeting on the Reactor Pressure Vessel Behaviour under Transient
Conditions Caused by Thermal Shock. 27-30 May 1987, Plzen, Czech Republic.
P. 50-70.
73. Tuomisto H. Thermal-hudraulics of the Loviisa reactor pressure vessel over-
cooling transients. Imatran Voima Oy, Helsinki, 1987.
74. Tuomisto H. Experiments and Analyses of Thermal Mixing and Stratification
during Overcooling Accidents in a Pressurized Water Reactors. ANS Proceedings of
National Heat Transfer Conference, 9-12 August 1987, Pittsburg. P. 201-215.
75. Piminov V., Dragunov Yu., Kostrykin S., Akbashev I. Russian Practice of RPV
Integrity Assessment under PTS Conditions. Proceedings of the IAEA specialists
meeting. Methodology for pressurized thermal shock evaluation. 5-8 May 1997,
Eszteigom, Hungary, Working material, 1997.
76. Birykov GJ., Dragunov Yu.G., Ivanov A.N., Maksimov Yu.M., Fil N.S. The
Russian Approach to Reactor Pressure Vessel Integrity. Welding-Research-Council
Bulletin, November 1993, № 386.
77. Bezrukov Yu. A., Karetnikov G.V., Logvinov S.A., Trushin A.M. Study of Flow
Blockage of the WER-1000 Reactor Fuel Assembly Under the Maximum Design-
Basis Accident Conditions. Proceedings of Annual Meeting on NUCLEAR TECH-
NOLOGY-2000, 23-25 May 2000, Bonn. P. 389-392.
78. Karb E.H. In-pile Tests at Karlsruhe of LWR Fuel-Rod Behaviour During
the Heatup Phase of LOCA. Nuclear Safety, 1980, Vol. 21, № 1. P. 26-37.
79. Study of WWER-1000 fuel rod claddings ballooning during LOCAs.
Bezrukov Yu.A., Bogdanov A.S., Karetnikov G.V., Trushin A.M. Jahrestagung
Kemtechnik Annual meeting on nuclear technology, Dresden 15-17 May 2001.
P. 393-396.
80. Каретников Г.В., Богданов A.C., Семишкин В.П., Безруков Ю.А.,
Трушин А.М., Фризен Е.А. Экспериментальное исследование раздутия и раз-
рушения оболочек твэлов ВВЭР-1000 в условиях максимальной проектной
аварии. Шестая Российская конференция по реакторному материаловеде-
нию. Тезисы докладов, Димитровград, 2000. С. 131—132.
81. Балашов В.М., Нигматулин Б.И. Влияние борной кислоты на условия
теплообмена в активной зоне на стадии длительного расхолаживания ВВЭР.
Труды международной конференции «Теплофизические аспекты безопасно-
сти ВВЭР», т. 2. Обнинск, 21—24 ноября 1995. С. 62—72.
251
Список использованной литературы
82. TUunanen J, Thermal-Hydraulic Studies on the Safety of WER-440 type
Nuclear Power Plants. Thesis for the Doctor Degree of Technology. Lappeenranta,
Finland, 1994.
83. Tuomisto H., Kajanto P, Two-Phase Flow in a Full-Scale Loop Seal Facility.
Nuclear Engineering and Design, 107, 1988. P. 295-305.
84. Final Report EUBORA. Concerted Action on Boron Dilution Experiments.
AMM-EUBORA(99)-P002, 1999.
85. Bezrukov Yu., Dragunov Yu., Logvinov S., Ulyanovsk? V. Study of Coolant
Mixing in the WER Vessel. 13th Symposium of AER on WER Reactor Physics
and Reactor Safety, September 22-26, 2003, Dresden, Germany.
86. Hemstrom B., Andersson N.G. Physical Modelling of Rapid Boron Dilution
Transient - 1. Reynolds Number Sensitivity Study for the Ringhals Case. Report №
US 95:5, Vattenfall Utveckling AB, 1995.
87. Громов А.Л., Калугин С.П., Подшибякин A.К., Siltanen P., Kyrki-Rajamaki
R. Исследование аварий co снижением концентрации борной кислоты в 1-м
контуре РУ с ВВЭР-1000 (модель 91). Proceedings of the ASME-JSME 4th
International Conference on Nuclear Engineering, 1996.
88. NUREG-1462. Final Safety Evaluation Report Related to the Certification
of the SYSTEM-80+ Design, Chapter 15, i. 15.3.7, 1994.
89. Концепция безопасности «течь перед разрушением» для сосудов и
трубопроводов давления атомных станций. М.: Энергоатомиздат. 1999.
90. Crochon J.P., Dragunov Yu.G., Getman A.F. et al. Guidance for the
Application of the Leak before Break Concept. IAEA-TECHDOC-774, 1994.
91. Getman A.F., Komarov O.V., Folomeev A.E., Dragunov Yu.G. et al. Leak
before Break and Absolute Reliability of NPP Equipment Components and
Pipelines. Proceedings of the International Topical Meeting on WWER Safety,
October 1995.
92. Хрипачев Ю.Б., Русъянов В.Г., Безруков Ю.А., Конюшков А.Г. Экспери-
ментальное обоснование систем контроля течи теплоносителя 1-го контура.
Сборник трудов 3-й Всероссийской научно-технической конференции
«Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР», Подольск, 26—30 мая 2003, т. 1.
252
Оглавление
ПРЕДИСЛОВИЕ ....................................... 3
ПЕРЕЧЕНЬ ПРИНЯТЫХ СОКРАЩЕНИЙ....................... 5
ВВЕДЕНИЕ........................................... 6
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РЕАКТОРА
И ПЕРВОГО КОНТУРА ................................. 8
1.1. Исследование гидравлических характеристик
реакторов на масштабированных моделях....... 10
1.2. Исследования на фрагментных моделях ...... 19
Глава 2
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ АКТИВНОЙ ЗОНЫ .... 24
2.1. Исследования на однокассетных стендах .... 24
2.2. Исследования на семикассетном стенде ..... 27
Глава 3
ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ ИЗМЕРЕНИЙ НА АЭС С ВВЭР-440 ... 38
3.1. Определение гидравлических характеристик . 38
3.2. Особенности потока в каналах АРК.......... 41
3.3. Исследование пульсаций давления в реакторе. 46
ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ ИЗМЕРЕНИЙ НА АЭС С ВВЭР-1000 .. 52
Глава 5
КРИЗИС ТЕПЛООТДАЧИ В АКТИВНОЙ ЗОНЕ................ 62
Глава 6
ТЕПЛОГИДРАВЛИКА В АВАРИЙНЫХ И
ПЕРЕХОДНЫХ РЕЖИМАХ................................ 84
6.1. Матрицы верификации теплогидравлических кодов .. 84
253
Оглавление
6.2. Краткий обзор исследований аварийных
процессов применительно к ВВЭР................... 88
6.3. Эксперименты на стенде безопасности......... 92
6.4. Степень заполнения матриц верификации для ВВЭР . 107
Глава 7
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОБОСНОВАНИЕ НОВЫХ СИСТЕМ
БЕЗОПАСНОСТИ ...................................... 108
7.1. Исследование гидравлики системы быстрого
ввода бора....................................... 108
7.2. Теплогидравлические характеристики системы
пассивного отвода тепла.......................... 118
7.3. Исследование работоспособности дополнительной
системы залива активной зоны (ГЕ-2) РУ В-392 ... 124
7.4. Охлаждение днища корпуса реактора в случае
аварии с плавлением активной зоны............... 129
Глава 8
ИССЛЕДОВАНИЕ ОТДЕЛЬНЫХ АВАРИЙНЫХ ПРОЦЕССОВ .... 142
8.1. Исследование закризисной теплоотдачи....... 142
8.2. Исследование повторного залива............. 150
8.3. Конденсация пара внутри труб ПГ............ 161
8.4. Исследование перемешивания воды САОЗ с
теплоносителем в реакторе........................ 168
8.5. Исследование блокировки проходного сечения
ТВС при большой течи из первого контура......... 186
8.6. Исследование живучести оболочек твэлов в
аварийных условиях.............................. 195
8.7. Возможность накопления бора в реакторе при
длительном кипении теплоносителя в активной зоне . 206
8.8. Перемешивание на входном участке реактора при
прохождении сосредоточенной массы деборированной
воды............................................ 223
8.9. Экспериментальная проверка систем обнаружения
течи из первого контура......................... 235
ЗАКЛЮЧЕНИЕ......................................... 245
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ .................. 246
254
Научное издание
Логвинов Сергей Алексеевич, Безруков Юрий Алексеевич,
Драгунов Юрий Григорьевич
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОБОСНОВАНИЕ
ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОЙ НАДЕЖНОСТИ
РЕАКТОРОВ ВВЭР
Редактор А. С. Яновский
Художник АС. Скороход
Дизайнер обложки А.А. Зернов
Корректор Н.Т. Агеева
Компьютерный дизайн и верстка С. Я. Лаврентьева
ИД № 04284 от 15.03.2001.
Подписано в печать 25.03.2004. Формат 60x90/16. Гарнитура NewtonC.
Печать офсетная. Печ. л. 16. Тираж 1 000 экз. Тип. зак. 1027
Издательско-книготорговый центр «Академкнига»
117997, Москва, Профсоюзная ул., 90
Отпечатано в ООО «Внешторгиздат-полиграф»
127576, Москва, ул. Илимская, 7
СКАН И ОБРАБОТКУ ВЫПОЛНИЛ OLEG-1955