Содержание к диссертации
Введение
1. Особенности моделирования энергоблоков с РУ типа ВВЭР 13
1.1. Моделирование ПГ реакторов типа ВВЭР 14
1.2. Моделирование гидрозатворов 16
1.3. Учёт расположения твэлов в гексагональной решетке 17
1.4. Учёт нуклидного и химического состава ГІД в а.з реакторов ВВЭР 18
1.5. Учёт состава и физических свойств бетонов в шахте реактора 19
1.6. Учёт особенностей конструкции ТВС-АРК в составе а.з. реактора ВВЭР-440 21
2. Обоснование комплексных расчётных моделей энергоблоков с РУ ВВЭР-1000 и ВВЭР-440 23
2.1. Краткая характеристика кода MELCOR 1.8.5 24
2.2. Анализ переходного процесса с потерей электропитания шести ГЦН на 3-м энергоблоке Кольской АЭС 29
2.2.1 Анализ результатов расчётов 30
2.3. Анализ переходного процесса, вызванного прекращением подачи питательной водывПГ-2РУВВЭР-440/213 38
2.3.1. Анализ результатов расчётов 39
2.4. Анализ переходного режима на 1-м энергоблоке Калининской АЭС 42
2.4.1. Анализ результатов расчета по базовой расчётной модели 43
2.4.2. Анализ результатов расчета для нодализации контура охлаждения в виде четырех независимых петель 52
2.5. Анализ эксперимента с малой течью теплоносителя на установке РМК-2 (стандартная проблема МАГАТЭ SPE-4) 54
2.6. Анализ эксперимента по исследованию режимов естественной циркуляции на установке PACTEL (стандартная проблема ISP-33) 59
2.7. Анализ экспериментов на интегральном стенде ИСБ-ВВЭР. Российские Стандартные Проблемы безопасности СПБ-1, СПБ-2, СПБ-3 63
2.8. Анализ экспериментов ВТИ по вытеснению гидрозатвора 69
2.9. Анализ эксперименты по вытеснению шдрозатвора на установке 1VO 72
2.10. Анализ экспериментов по расхолаживанию 37стержневой модели ТВС ВВЭР в условиях повторного залива снизу 73
2.11. Анализ результатов моделирование экспериментов на установке CORA 75
2.12. Анализ результатов моделирования экспериментов по переносу и осаждению ПД, выполненных на установке FALCON 79
2.13. Анализ результатов моделирования экспериментов VANAM МЗ 89
2.14. Анализ экспериментов HI-VI, VERCORS по исследованию выхода продуктов деления из твердого топлива в аварийных режимах реакторов 96
2.15. Анализ эксперимента по взаимодействию кориума с бетоном -АСЕ L4 98
2.16. Анализ эксперимента по взаимодействию кориума с бетоном - BETA V7.1... 100
2.17. Исследование чувствительности интегральных результатов тяжелой аварии к детальности и способам нодализации области а.з 102
3. Анализ результатов расчётов тяжелых аварийных режимов реактора ВВЭР-1000 (1-й блок Калининской АЭС) 107
3.1. Аварии с истечением из первого контура во второй 107
3.1.1. Истечением из первого контура во второй сотказ активной части САОЗ 108
3.2. Аварии, вызванные нарушением теплоотвода от реактора 117
3.2.1. Полная потеря теплоотвода в течение длительного времени 117
3.2.2. Полное обесточивание станции 129
3.3. Аварии, вызванные истечением типа «большая течь» 130
3.3.1. Разрыв дыхательного трубопровода КД с истечением эквивалентным диаметром 346 мм и отказом активной части САОЗ 132
3.3.2. Разрыв ГЦТ контура циркуляции на холодном участке (с двухсторонним истечением) 140
3.3.3. Разрыв ГЦТ контура циркуляции на горячем участке 141
3.3.4. Истечение эквивалентным диаметром 300 мм и срабатыванием ҐЗЗ на холодном участке аварийной петли.. 142
3.3.5. Истечение эквивалентным диаметром 179 мм на холодном участке аварийной петли без срабатывания ГЗЗ 143
3.4. Аварии, вызванные истечением типа «средняя течь» и «малая течь» 144
3.4.1. Истечение эквивалентным диаметром 60 мм на холодной ветке КЦ с отказом активной части САОЗ и ГЗЗ аварийной петли 145
3.4.2. Истечение эквивалентным диаметром 60 мм на горячей ветке КЦ с отказом активной части САОЗ и ГЗЗ аварийной петли 146
3.4.3. Истечение эквивалентным диаметром 25 мм на холодной ветке КЦ с отказом активной части САОЗ , 147
3.4.4. Истечение эквивалентным диаметром 25 мм на горячей ветке КЦ с отказом активной части САОЗ 148
3.5. Сравнительные интегральные результаты рассмотренных аварийных режимов 149
Выводы, 158
Литература 159
- Моделирование гидрозатворов
- Анализ переходного процесса с потерей электропитания шести ГЦН на 3-м энергоблоке Кольской АЭС
- Аварии, вызванные нарушением теплоотвода от реактора
- Сравнительные интегральные результаты рассмотренных аварийных режимов
Введение к работе
Одной из основных задач, стоящих перед атомной энергетикой на современном этапе развития, является повышение безопасности АЭС. В последние годы надзорные органы России пересмотрели требования по обеспечению безопасности АЗС, находящихся в стадии эксплуатации, а также в стадии проектирования. В соответствии с ПБЯ РУ АС при проектировании новых энергоблоков и продлении срока службы действующих, наряду с проектными авариями, необходимо рассматривать аварии с тяжелым повреждением или расплавлением активной зоны.
Основным инструментом для выполнения анализа запроектных и тяжелых аварий являются тяжелоаварийные интегральные коды. Наиболее известными и хорошо зарекомендовавшими себя являются зарубежные коды MELCOR, RELAP/SCDAP, ICARE/CATHARE, ATHLET CD. В последние годы ведутся работы по созданию отечественного интегрального кода - РАТЕГ/СВЕЧА/ҐЕФЕСТ. Указанные коды предоставляют возможность сквозного моделирования тяжелых аварий на всех этапах протекания и характеризуются гибкостью архитектуры, которая позволяет моделировать конструктивные особенности РУ и энергоблока в целом.
Составной частью проводимого анализа аварий является расчётная модель реакторного блока. Степень полноты расчётной модели диктуется задачами проводимого анализа. Подобно моделям любых объектов, расчётная модель энергоблока должна быть верифицирована, то есть возможность её использования в заявленной области применения должна быть обоснована. Область применения модели энергоблока находится в непосредственной связи с моделями физических процессов, сопровождающих развитие тяжёлой аварии, и компьютерным кодом, в котором реализованы модели физических процессов. Иными словами, при создании модели энергоблока следует учитывать область применения конкретного компьютерного кода и моделей физических процессов, реализованных в коде. В итоге, достоверность расчётного моделирования в существенной степени зависит как от качества интегрального кода, так и от адекватности модели энергоблока.
Диссертационная работа посвящена моделированию запроектных и тяжелых аварий на АЭС с ВВЭР и включает анализ возможностей и области применения тяжелоаварийных кодов; разработку расчетной модели энергоблока, отвечающей современному уровню понимания физических процессов, происходящих в ходе развития тяжелой аварии; верификацию этой модели с учётом важнейших особенностей реакторов ВВЭР и имеющегося экспериментального материала; анализ результатов моделирования протекания запроектных аварий на АЭС с РУ ВВЭР-1000. Все это определяет актуальность темы диссертации.
Целью работы является построение верифицированных расчетных моделей энергоблоков с РУ ВВЭР-1000 и ВВЭР-440 с использованием широкого набора экспериментальных данных, применение разработанной модели РУ ВВЭР-1000 для всестороннего анализа представительного спектра тяжёлых аварийных режимов энергоблока и выявление общих закономерностей их протекания.
Защищаемые положения: разработанные комплексные модели энергоблоков АЭС с РУ ВВЭР-1000 и РУ ВВЭР-440, включающие в себя модели первого контура, активной зоны, второго контура, защитной оболочки (30), систем безопасности АЭС с учётом конструктивных и других их особенностей, являющихся важными с точки зрения моделирования тяжёлых аварий; результаты верификации моделей энергоблоков с РУ ВВЭР-1000 и РУ ВВЭР-440, моделей их важнейших функциональных элементов, а также моделей наиболее существенных физических процессов. Использованы данные, полученные в специализированных тестах, направленных на изучение отдельных физических явлений; на интегральных стендах, отражающих конструктивные и другие особенности энергоблоков с РУ ВВЭР; в переходных режимах работы реакторных установок типа ВВЭР-1000 и ВВЭР-440; результаты анализа представительного спектра тяжелых аварийных режимов энергоблока с РУ ВВЭР-1000, полученные с использованием кода MELCOR-1.8.5 и охватывающие сценарии с истечением из первого контура различной величины, полной потерей теплоотвода, полной потерей электропитания, истечением из первого контура во второй. Результаты анализа включают в себя обобщённые и систематизированные параметры, характеризующие безопасность АЭС в аварийных ситуациях и оказывающие влияние на сохранение работоспособности барьеров безопасности, такие как: временные характеристики; степень повреждения активной зоны; масса образовавшегося водорода; данные по взаимодействию расплава с бетоном; относительные показатели выхода продуктов деления (ПД) в окружающую среду.
Научная новизна работы состоит в следующем:
Впервые разработаны комплексные расчётные модели энергоблоков с РУ ВВЭР-1000 и РУ ВВЭР-440, предназначенные для анализа тяжелых аварий на всех этапах протекания и с учётом наиболее существенных физических процессов. Особое внимание уделено созданию моделей узлов и функциональных элементов, являющихся отличительной особенностью РУ с ВВЭР и важных с точки зрения моделирования тяжёлых аварий: горизонтального парогенератора (ПГ); гидрозатворов; дыхательного трубопровода; активной зоны (а.з.) с твэлами, расположенными в гексагональной матрице; ТВС АРК (для ВВЭР-440). Выполнено обоснование возможности использования представленных моделей путём проведения верификации на экспериментальном материале и анализа чувствительности результатов к изменению параметров модели.
По результатам верификации разработаны методические рекомендации для построения комплексной расчётной модели энергоблока с РУ ВВЭР; создания моделей отдельных узлов (клапанов, насосов), функционально обособленных элементов (а.з., ПГ и т.п.) и систем. Разработанные рекомендации могут быть использованы при создании расчётной модели для любого энергоблока с РУ ВВЭР.
Выполнен комплексный анализ широкого спектра аварийных режимов энергоблока с РУ ВВЭР-1000, приводящих к тяжёлым последствиям с нарушением целостности корпуса реактора и выходом радиоактивности в окружающую среду. Обобщены данные по временам основных событий, по степени повреждения а.з., по взаимодействию расплава с бетоном, по теплотехническим параметрам и составу атмосферы в помещениях контура герметизации, по выходу ПД в окружающую среду.
Практическая ценность работы. В результате выполнения работы разработаны комплексные расчётные модели энергоблоков с РУ ВВЭР-1000 и РУ ВВЭР-440, а на их основе созданы универсальные наборы входных данных на языке кода MELCOR-1.8.5 для расчетного моделирования широкого спектра тяжелых аварийных режимов на всех этапах развития. К настоящему времени комплексные расчётные модели и универсальные наборы входных данных использованы при выполнении следующих работ: расчетный анализ аварийных режимов с повреждением а.з. при проведении ВАБ 2-го уровня 1-го блока Калининской АЭС; углублённая оценка и обоснование безопасности 2-го блока Кольской АЭС; обоснование СОАИ для ВВЭР-1000 (В320) на базе 1 блока Волгодонской АЭС; - создание банка данных системы поддержки принятия решений при авариях на объектах ядерной энергетики, внедряемой в рамках Центра технической поддержки ИБРАЭ РАН Кризисного центра концерна "Росэнергоатом". Банк данных включает временные характеристики протекания тяжёлых аварий; степени повреждения а.з.; массы образовавшегося водорода; относительные показатели выхода ПД в окружающую среду.
Личный вклад автора состоит в следующем: разработка комплексных расчётных моделей энергоблоков с РУ ВВЭР-1000 и РУ ВВЭР-440 и создание на их основе универсальных наборов входных данных на языке кода MELCOR-1.8.5 для расчетного моделирования тяжёлых аварийных режимов на всех этапах развития; верификация расчётных моделей энергоблоков на реальных переходных режимах класса проектных аварий; моделирование интегральных и специализированных экспериментов, с целью верификации моделей соответствующих физических процессов и моделей узлов и функциональных элементов РУ, входящих в состав комплексной модели; проведение всестороннего анализа аварийных режимов энергоблока с РУ ВВЭР-1000 (В320) приводящих к тяжёлым последствиям с нарушением целостности корпуса реактора и выходом ПД в окружающую среду, обобщение и систематизации полученных результатов; создание методических рекомендации по построению комплексной расчётной модели РУ, основанных на результатах верификации и моделирования переходных процессов на АЭС с ВВЭР.
Достоверность основных результатов и выводов базируется на использовании общепринятых методик и моделей, на сравнении результатов расчётов с экспериментальными данными и результатами расчётов по другим кодам, на проведении анализа чувствительности получаемых результатов.
Апробация работы. Основные результаты работы доішадьівались на российских и международных научно-технических конференциях и семинарах: - Российская конференция «Теплофизика-99»: Обнинск, 1999; Sixth international Information Exchange Forum on "SAFETY ANALYSIS FOR NUCLEAR POWER PLANTS OF WER AND RBMK TYPES" (FORUM-6), Kyiv, UKRAINE, April 8 -12,2002; семинар: MELCOR training course. Using MELCOR-1.8.5 code for Kaiinin NPP Unit 1 calculations. BNL, July 11 -August 9, 2002. ежегодные семинары в рамках работ по исследованию тяжёлых аварий CSARP (США, Вашингтон), 2002, 2003, 2004; ежегодные совещания МСАР (США, Альбукерк), 2002 и 2004г.г.
1. Особенности моделирования энергоблоков с РУ типа ВВЭР
Во введении, при обосновании актуальности работы, показано, что при выполнении анализа тяжёлых аварий реакторов одинаковую важность имеет как компьютерный код, используемый в качестве инструмента анализа, так и модель реакторного блока. Подобно моделям любых объектов или явлений, расчётная модель реакторной установки требует верификации - обоснования возможности её использования в заявленной области применения, путём сравнения с экспериментальными даными; расчётными данными, полученными по другим моделям; результатами теоретического анализа.
Данная глава посвящена анализу конструктивных и других особенностей энергоблоков с РУ ВВЭР с целью выявлению тех особенностей, которые являются определяющими при выборе экспериментов и переходных режимов для Верификации представленных в приложении моделей энергоблоков с ВВЭР-1000 и ВВЭР-440.
Основным инструментом для выполнения анализа запроектных и тяжелых аварий являются тяжелоаварийные интегральные коды. Наиболее известными и хорошо зарекомендовавшими себя являются зарубежные коды MELCOR, RELAP/SCDAP, ICARE/CATHARE, ATHLET CD. В последние годы ведутся работы по созданию отечественного интегрального кода - РАТЕГ7СВЕЧА/ГЕФЕСТ. Разработчиками кодов выполнена их верификация с учётом назначения и области применения. Указанные коды предоставляют возможность сквозного моделирования тяжелых аварий на всех этапах протекания и характеризуются гибкостью архитектуры, которая позволяет моделировать конструктивные особенности РУ и энергоблока в целом. Пользователь может не только изменить свойства используемых материалов или коэффициенты в кореляциях имеющихся моделей, но и дополнить код требуемой моделью.
Реакторы ВВЭР (ВВЭР-1000, ВВЭР-440) по своим конструктивным решениям, применяемым материалам, техническим параметрам и определяющим процессам и явлениям в ходе тяжелой аварии сходны с реакторами типа PWR. Это позволяет говорить о возможности использования западных кодов для анализа процессов при тяжёлых авариях блоков с РУ ВВЭР. В то же время реакторы ВВЭР имеют ряд отличий от реакторов PWR, требующих анализа их влияния на физические процессы в ходе тяжёлой аварии и последующей верификации моделей реакторов или моделей отдельных частей реакторов. Учёт отличий реакторов ВВЭР от PWR и BWR был определяющим фактором при выборе экспериментов и переходных режимов для верификации представленных в приложениях моделей энергоблоков с РУ ВВЭР-ЮОО и ВВЭР-440.
Отличия реакторов ВВЭР от западных реакторов типа PWR и BWR в основном связаны с оригинальными конструктивными решениями и компоновкой оборудования либо составом и свойствами используемых материалов: применение горизонтальных парогенераторов (ПГ); применение выносного компенсатора давления (КД) большого объёма; наличие гидрозатворов на трубопроводах контура охлаждения и дыхательном трубопроводе КД; расположение твэлов активной зоны в гексагональной решетке; применение конструкции ТВС-АРК в составе активной зоны (для ВВЭР-440); химический состав и физико-химические свойства конструкционных материалов; нуклидный состав облучённого ядерного топлива; химический состав и физико-химические свойства бетонов в 30.
1,1. Моделирование ПГ реакторов типа ВВЭР
В РУ с ВВЭР применяются горизонтальные однокорпусные парогенераторы с погруженной поверхностью теплообмена из горизонтально расположенных труб. Внутри корпуса ПГ располагаются входной и выходной коллекторы и система трубных пучков. Трубные пучки секционированы по поперечному сечению ПГ на два центральных блока и два периферийных. Над ними находится устройство выравнивания паровой нагрузки, представляющее собой плоский дырчатый лист с закраинами вдоль сторон. Теплоноситель второго контура в результате естественной конвекции опускается между секциями труб и вдоль боковых стенок цилиндрического корпуса ПГ и поднимается в межтрубном пространстве каждой из четырех секций. В верхней части ПГ над уровнем теплоносителя находится сепарационное устройство.
На основании тщательного анализа физических процессов, в ПГ предложена модель ПГ со стороны второго контура, которая в целом отражает характер течения теплоносителя в нём. Схематично расчётная модель ПГ РУ ВВЭР-ЮОО представлена на Рис. 1-1. Расчётный элемент CV610 моделирует центральную часть ПГ с пучками теплообменных труб, и в котором происходит нагрев и кипение теплоносителя.
Элемент имеет свободную поверхность раздела фаз. Расчётный элемент CV620 моделирует периферийную часть ПГ, между кожухом теплообменных труб и корпусом. В этом элементе теплоноситель опускается и поступает в нижнюю часть нагревательного элемента. Расчётные элементы CV610 и CV620 связаны и образуют контур естественной циркуляции. Вода поднимается через центральный элемент и способствует эвакуации пузырей. Требуемый расход естественной циркуляции в ПГ в номинальном режиме определяется через кратность циркуляции, задаваемую в технических характеристиках. Соответствие значения проектной и расчётной кратности циркуляции получено подбором коэффициентов местного сопротивления. При моделировании аварийных режимов, в которых процессы во втором контуре играют важную роль, обязательна более детальная нодализация подъёмной части ПГ. А именно, расчётный элемент CV610 должен быть разделён по высоте на 2-10 элементов и для каждого из них определена индивидульная кратность циркуляции.
Расчётные элементы CV130, CV140,
Уровень воды у' CV610! і і і CV150 моделируют трубные пучки ПГ. Количество таких элементов по длине и высоте трубных пучков зависит от особенностей выбранного интегрального компьютерного кода и должно быть определено в ходе верификационных расчётов. Расчётные модели реакторов ВВЭР-1000 и ВВЭР-440, как правило, имеют три расчётных элемента по длине трубного пучка и три по высоте.
Рис. 1-1 Расчётная модель ПГ РУ с ВВЭР
Реакторные установки с ВВЭР-1000 и ВВЭР-440 имеют в своём составе, соответственно четыре и шесть идентичных ПГ (по числу петель охлаждения).
Возможность объединения петель охлаждения в расчётных моделях РУ, в целях упрощения, также должна быть рассмотрена при проведении верификационных расчётов.
Верификация моделей горизонтальных ПГ; КД; контура охлаждения, с возможностью объединения отдельных петель, выполнена на экспериментальном материале, включающем: переходные режимы на 1-м блоке Калининской АЭС и 1-м и 2-м блоках Кольской АЭС; эксперименты, проведённые на установках РМК-2 (Венгрия) и PACTEL (Финляндия) с целью изучения теплогидравлических процессов в реакторах ВВЭР-440 при проектных и запроектных авариях; эксперименты, проведённые на установке ИСБ-ВВЭР (Электрогорек) с целью изучения теплогидравлических процессов в реакторах ВВЭР-1000 при проектных и тяжёлых авариях.
1.2. Моделирование гидрозатворов
Наличие гидрозатворов в составе петель охлаждения всех РУ с ВВЭР обусловлено применением главных циркуляционных насосов (ГЦН) вертикального типа, а в некоторых случаях жёсткими требованиями по компоновке оборудования. Гидрозатворы располагаются на холодной ветке ГЦТ, между ПГ и ГЦН. На некоторых энергоблоках с ВВЭР-440 дополнительно имеется гидрозатвор и на горячей ветке ГЦТ.
В ряде аварийных режимов, особенно при низких скоростях течения теплоносителя, гидрозатворы препятствуют свободному протоку пара и образованию парового контура естественной циркуляции в реакторе. Это в свою очередь приводит к резкому ухудшению теплоотвода во второй контур, понижению уровня теплоносителя в а.з. и раннему оголению ее верхней части. Колебание уровня теплоносителя в гидрозатворе на поздней стадии тяжёлой аварии вызывает подтекание воды в нижнюю напорную камеру и улучшение теплоотвода от обломков а.з. на днище корпуса реактора. Велико влияние динамики изменения уровня в гидрозатворе на перенос и осаждение радиоактивной аэрозоли в контуре охлаждения. Таким образом, правильное моделирование процесс-сов образования и вытеснения гидрозатворов в ГЦТ РУ ВВЭР является очень важным.
Адекватность предложенных в расчётных схемах реакторов ВВЭР-1000 и ВВЭР-440 моделей гидрозатворов была подтверждена путем проведения верификационных расчётов на экспериментальном материале, полученном на мелкомасштабных прототипах РУ ВВЭР-440: РМК-2, PACTEL, - а также в специализированных экспериментах по вытеснению гидрозатворов: установка ВТИ и установка ECTHOR (Франция). В расчётных моделях реакторов ВВЭР-1000 и ВВЭР-440, предложенных в данной работе и представленных в приложении, гидрозатворы включают 3 расчётных элемента с выделением горизонтального и двух вертикальных участков.
1.3. Учёт расположения твэлов в гексагональной решетке
Во всех западных интегральных кодах предполагается расположение твэлов в квадратной решетке. В реакторах ВВЭР твэлы располагаются в гексагональной (треугольной) решетке. Влияние типа решетки на теплоперенос и гидродинамику в активной зоне при необходимости может быть учтено через изменение коэффициентов в соответствующих корреляциях. Корреляции для конвективного теплопереноса в режимах течения теплоносителя, характерных для проектных режимов, для квадратной и гексагональной решётки различаются несущественно. Основной интерес представляют режимы течения при запроектных авариях, включая барботажный режим в частично осушенной активной зоне и повторный залив разогретых твэл. Для верификации теплогидравлической модели активной зоны РУ с ВВЭР в данной работе использованы опытные данные, полученные на 37-стержневой модели ТВС ВВЭР (ФЭИ) при моделировании повторного залива активной зоны снизу, а также данные интегральных экспериментов полученных на установке ИСБ-ВВЭР (Электрогорск).
После осушения а.з. тип решётки влияет на процессы радиационного теплообмена, процессы релокации и окисления реакторных материалов. В ходе работы, для учёта влияние типа решётки на радиационный теплообмен в представленных расчётных моделях РУ, получены угловые коэффициенты излучения для пар расчётных элементов, соответствующих конкретной конструкции, составу и нодализации а.з. Так в случае но-дализации а.з. реактора ВВЭР-1000 в составе 3-х радиальных зон равной площади сечения и 16 равных аксиальных участков угловые коэффициенты изучения между твэла-ми в соседних радиальных зонах равны 0.015 и в соседних аксиальных участках - 0.05
Различия, возникающие для двух типов решётки в процессе блокирования проходного сечения а.з стекающим расплавом и окисления этого расплава, графически демонстрируются на Рис. 1-2. и заключаются в различии площади контакта жидких струй с парогазовой средой в а.з. В работе получены корреляции для расчёта площади контакта жидких струй с парогазовой средой и доли блокирования канала для гексагональной решетки в а.з. при её деградации. Названные параметры приведены в приложении. Проведённый расчётный анализ влияния коэффициентов в выражениях для расчёта площади контакта жидких струй расплава с парогазовой средой на результаты моделирования генерации водорода в а.з. показал: интегральное количество образовавшегося водорода в аварии типа большая течь в случае использования названных коэффициентов для квадратной решётки превышает аналогичный показатель для гексагональ- ной решётки на 8%. В авариях с более поздним началом разогрева а.з. это различие возрастает и может достигать 15%. Таким образом показана важность учёта типа решётки расположения твэл в случае использования кодов предназначаемых для PWR.
Рис. 1-2 Схема блокирования проходного сечения канала для квадратной и гексагональной решетки твэл
Верификация модели ТВС реакторов типа ВВЭР на поздней стадии аварии выполнена по опытным данным, полученным на установке CORA (тесты CORA-W1, CORA-W2).
1.4. Учёт нуклидного и химического состава ПД в а.з реакторов ВВЭР
Выполненный сравнительный анализ состава ПД реакторов PWR и ВВЭР показал, что различие удельных массовых значений мощностей остаточного тепловыделения не превышает 10-12% и может быть скорректировано пользователем. Вместе с тем, вклад отдельных нуклидов и групп химических элементов, сходных по своим физико-химическим свойствам, в. суммарную мощность остаточного тепловыделения для двух типов реакторов может отличаться более существенно. В Табл. 1-1 приведен относительный вклад важнейших химических элементов, включая сходные с ними по химическим свойствам, из состава ПД а.з. в суммарную мощность остаточного теловыделения через 1 час после срабатывания «АЗ-1» для ВВЭР-1000 [1] и PWR[2]. Результаты получены автором и включают данные по остаточному тепловыделению более 150 нуклидов 29 химических элементов или более 99% остаточного тепловыделения. Полученные данные свидетельствуют о том, что в целом для реакторов типа ВВЭР, наблюдается относительное увеличение доли мощности остаточного Тепловыделения от газообразных и летучих химических элементов. В случае развития тяжёлой аварии это может приводить к более интенсивному «выходу» этой мощности из топливной матрицы в контур охлаждения и далее за его пределы. Представленные в приложениях расчётные схемы энергоблоков с РУ ВВЭР-1000 и ВВЭР-440 составлены с учётом данных по мощностям остаточного тепловыделения по каждой из приведённых групп элементов, соответствующих реальной наработке ПД к моменту завершения компании реактора.
Табл. 1-1 Относительный вклад в мощность остаточного тепловыделения от наиболее важных химических элементов
Класс хим. элементов Хе Cs Ва I Те Ru Mo Се La U Cd Sn
ВВЭР-1000 00453 0,0717 0,0916 0,2178 0,0569 0,0325 0,0914 0,0658 0,3024 0,0180 0,0227 0,0021 ANS 10,08210,03750,10190,16110,07130,03550,06000,16330,24080,01820,02170,0066
Верификация модели выхода ПД из твердого топлива в аварийных режимах выполнена по тем тестам серий HI-VI и VERCORS, которые в наибольшей степени соответствуют начальному составу а.з. реакторов с ВВЭР. Модели переноса и осаждения ПД в первом контуре и ЗО при тяжёлых авариях ядерных реакторов предложено выполнить на основе данных, полученных на установках FALCON (Франция) и Batelle (Германия). Результаты верификации позволяют выработать рекомендации по созданию таких комплексных расчётных моделей РУ с ВВЭР и их отдельных узлов, которые в максимальной степени отражают особенности этих реакторов в части поведения ПД.
1.5. Учёт состава и физических свойств бетонов в шахте реактора
Стадия тяжёлой аварии после отказа днища корпуса реактора и выхода кориума в бетонную шахту в большинстве случаев является определяющей с точки зрения таких параметров, оказывающие влияние на сохранение работоспособности барьеров безопасности, как интегральная наработка водорода и других горючих газов, выход низколетучих ПД в окружающую среду. Основным физическим процессом для этой стадии является взаимодействие кориума и бетона. Большинство интегральных тяжелоаварийных кодов содержат соответствующие модели, верификация которых проводилась преимущественно для условий и свойства и состав бетонов, используемых в PWR. Вместе с тем состав бетонов существенно влияет на результирующие параметры и требуется обоснование возможности использования этих моделей в случаях моделирования аварий реакторов ВВЭР. Так на Рис. 1-3 пред- ставлены результаты моделирования выхода водорода на этапе взаимодействия кориума с бетоном для случаев использования серпентенитного и силикатного бетона, полученные по модели CORCON [3] в случае аварии типа «большая течь». | -—;
Рис. 1-3 Выход водорода для различных типов бетона
Для верификации моделей термо-химического взаимодействия кориума и бетона предложены опытные данные, полученные в эксперименте L4 в рамках программы АСЕ MCCI и крупномасштабном эксперименте BETA V7.1. В названных тестах использован серпентинитный и строительный бетон, близкий по составу и физико-химическим свойствам к бетонам в шахте 30 РУ ВВЭР. По результатам верификации выработаны рекомендации по моделированию взаимодействия кориума с бетоном при авариях реакторов типа ВВЭР.
В Табл. 1-2 приведены данные по составу бетонов в шахте РУ с ВВЭР, используемые в расчётных моделях энергоблоков, представленных в приложении к данной работе. Плотность бетона - 2400 кг/мЗ. Температура разложения серпентинитного бетона (солидус-ликвидус) - 1450-1700 С. Температура разложения строительного бетона -1300-1550 С. Энтальпия разложения серпентинитного бетона - 2.3 МДж/кг. Энтальпия разложения строительного бетона-2.076 МДж/кг.
Табл. 1-2 Состав бетонов шахты реактора для РУ с ВВЭР [4]
1.6. Учёт особенностей конструкции ТВС-АРК в составе а.з. реактора ВВЭР-440
Основная особенность конструкции а.з. реактора ВВЭР-440 - наличие 37 аварийно-регулирующих кассет (ТВС-АРК). ТВС-АРК представляет собой подвижную конструкцию, состоящую из ТВС, по конструкции незначительно отличающейся от обычной ТВС и поглощающей надставки. ТВС АРК свободно перемещается в вертикальном направлении для поддержания требуемого нейтронно-физического состояния а.з. В процессе аварии ТВС-АРК располагаются в области днища шахты реактора - ниже опорной плиты, а поглощающие стержни над ними - в а.з. Это приводит к возможности химического взаимодействия материалов твэл с материалом поглотителя в иной последовательности, чем в реакторах PWR и возникновению отличных сценариев разрушения а.з. Melcor Ь1 fact
Рис. 1-4 Схема релокации материалов из а.з. в область ТВС АРК в модели MELCOR и в реакторе ВВЭР-440
Проведённый анализ интегральных тяжелоаварийных кодов показал, что структура кодов предполагает отнесение материала поглощающих стержней к байпасу а.з., в соответствии с конструкцией реактора BWR. В реакторе ВВЭР-440, байпас и основной канал в области опорной плиты а.з. меняются местами. В случае тяжёлой аварии это обстоятельство может приводить к релокации материалов не соответствующей реальной картине процесса. В качестве примера на Рис. 1-4 показана схема релокации материалов в коде MELCOR и в реальной ситуации.
Для адекватного моделирования ролокации материалов в а.з. реактора ВВЭР-440 при использовании интегральных кодов предложена расчётная схема в которой ТБС-АРК выделены в отдельную радиальную зону, в которой нет разделения на байпас и канал. -активная зона -днишр
Время, с
Выполнен расчётный анализ тяжёлой аварии реактора ВВЭР-440(В-230) с использованием кода MELCOR-1.8.5. Исходным событием является гильотинный разрыв ГЦТ на холодной нитке 1-й петли контура циркуляции на неизоли-руемом участке. Авария сопровождается отказом ГЗЗ аварийной петли. Системы безопасности исправны и функционируют в соответст-Рис. 1-5 Уровень теплоносителя в реакторе вии с нормативными документами.
500 1000 1500 2000 2500 3000 Время, с
Анализ полученных результатов по казал, что предложенная расчетная схема а.з. реактора ВВЭР-440 поз воляет воспроизводить характер пе ремещения материалов между а.з. и днищем. Авария характеризуется коротким периодом до начала осу шения а.з. (Рис. 1-5) и максималь ной скоротечностью этапа её плав ления и разрушения. Суммарное ко личество образовавшегося водо рода на момент окончания расчета Рис-1-6 Интегральный выход водородадостигает -100 кг (Рис. 1-6). Доля плавления и разрушения а.з. может достигать 40%.
Выполнено исследование чувствительности интегральных результатов к нодализации и моделям, вызывающим наибольшую неопределенность - блокировка каналов а.з; параметры определяющие гидродинамические характеристики подъемной части реактора. Установлена, высокая чувствительность результатов к моделированию блокад в а.з. реактора. Показана важность адекватного представления особенностей конструкции, присущих реактору ВВЭР-440, для получения достоверного результата.
2. Обоснование комплексных расчётных моделей энергоблоков с РУ ВВЭР-1000 и ВВЭР-440
Моделирование гидрозатворов
Наличие гидрозатворов в составе петель охлаждения всех РУ с ВВЭР обусловлено применением главных циркуляционных насосов (ГЦН) вертикального типа, а в некоторых случаях жёсткими требованиями по компоновке оборудования. Гидрозатворы располагаются на холодной ветке ГЦТ, между ПГ и ГЦН. На некоторых энергоблоках с ВВЭР-440 дополнительно имеется гидрозатвор и на горячей ветке ГЦТ.
В ряде аварийных режимов, особенно при низких скоростях течения теплоносителя, гидрозатворы препятствуют свободному протоку пара и образованию парового контура естественной циркуляции в реакторе. Это в свою очередь приводит к резкому ухудшению теплоотвода во второй контур, понижению уровня теплоносителя в а.з. и раннему оголению ее верхней части. Колебание уровня теплоносителя в гидрозатворе на поздней стадии тяжёлой аварии вызывает подтекание воды в нижнюю напорную камеру и улучшение теплоотвода от обломков а.з. на днище корпуса реактора. Велико влияние динамики изменения уровня в гидрозатворе на перенос и осаждение радиоактивной аэрозоли в контуре охлаждения. Таким образом, правильное моделирование процесс-сов образования и вытеснения гидрозатворов в ГЦТ РУ ВВЭР является очень важным.
Адекватность предложенных в расчётных схемах реакторов ВВЭР-1000 и ВВЭР-440 моделей гидрозатворов была подтверждена путем проведения верификационных расчётов на экспериментальном материале, полученном на мелкомасштабных прототипах РУ ВВЭР-440: РМК-2, PACTEL, - а также в специализированных экспериментах по вытеснению гидрозатворов: установка ВТИ и установка ECTHOR (Франция). В расчётных моделях реакторов ВВЭР-1000 и ВВЭР-440, предложенных в данной работе и представленных в приложении, гидрозатворы включают 3 расчётных элемента с выделением горизонтального и двух вертикальных участков.
Во всех западных интегральных кодах предполагается расположение твэлов в квадратной решетке. В реакторах ВВЭР твэлы располагаются в гексагональной (треугольной) решетке. Влияние типа решетки на теплоперенос и гидродинамику в активной зоне при необходимости может быть учтено через изменение коэффициентов в соответствующих корреляциях. Корреляции для конвективного теплопереноса в режимах течения теплоносителя, характерных для проектных режимов, для квадратной и гексагональной решётки различаются несущественно. Основной интерес представляют режимы течения при запроектных авариях, включая барботажный режим в частично осушенной активной зоне и повторный залив разогретых твэл. Для верификации теплогидравлической модели активной зоны РУ с ВВЭР в данной работе использованы опытные данные, полученные на 37-стержневой модели ТВС ВВЭР (ФЭИ) при моделировании повторного залива активной зоны снизу, а также данные интегральных экспериментов полученных на установке ИСБ-ВВЭР (Электрогорск).
После осушения а.з. тип решётки влияет на процессы радиационного теплообмена, процессы релокации и окисления реакторных материалов. В ходе работы, для учёта влияние типа решётки на радиационный теплообмен в представленных расчётных моделях РУ, получены угловые коэффициенты излучения для пар расчётных элементов, соответствующих конкретной конструкции, составу и нодализации а.з. Так в случае но-дализации а.з. реактора ВВЭР-1000 в составе 3-х радиальных зон равной площади сечения и 16 равных аксиальных участков угловые коэффициенты изучения между твэла-ми в соседних радиальных зонах равны 0.015 и в соседних аксиальных участках - 0.05
Различия, возникающие для двух типов решётки в процессе блокирования проходного сечения а.з стекающим расплавом и окисления этого расплава, графически демонстрируются на Рис. 1-2. и заключаются в различии площади контакта жидких струй с парогазовой средой в а.з. В работе получены корреляции для расчёта площади контакта жидких струй с парогазовой средой и доли блокирования канала для гексагональной решетки в а.з. при её деградации. Названные параметры приведены в приложении. Проведённый расчётный анализ влияния коэффициентов в выражениях для расчёта площади контакта жидких струй расплава с парогазовой средой на результаты моделирования генерации водорода в а.з. показал: интегральное количество образовавшегося водорода в аварии типа большая течь в случае использования названных коэффициентов для квадратной решётки превышает аналогичный показатель для гексагональ ной решётки на 8%. В авариях с более поздним началом разогрева а.з. это различие возрастает и может достигать 15%. Таким образом показана важность учёта типа решётки расположения твэл в случае использования кодов предназначаемых для PWR.
Верификация модели ТВС реакторов типа ВВЭР на поздней стадии аварии выполнена по опытным данным, полученным на установке CORA (тесты CORA-W1, CORA-W2).
Выполненный сравнительный анализ состава ПД реакторов PWR и ВВЭР показал, что различие удельных массовых значений мощностей остаточного тепловыделения не превышает 10-12% и может быть скорректировано пользователем. Вместе с тем, вклад отдельных нуклидов и групп химических элементов, сходных по своим физико-химическим свойствам, в. суммарную мощность остаточного тепловыделения для двух типов реакторов может отличаться более существенно. В Табл. 1-1 приведен относительный вклад важнейших химических элементов, включая сходные с ними по химическим свойствам, из состава ПД а.з. в суммарную мощность остаточного теловыделения через 1 час после срабатывания «АЗ-1» для ВВЭР-1000 [1] и PWR[2]. Результаты получены автором и включают данные по остаточному тепловыделению более 150 нуклидов 29 химических элементов или более 99% остаточного тепловыделения. Полученные данные свидетельствуют о том, что в целом для реакторов типа ВВЭР, наблюдается относительное увеличение доли мощности остаточного Тепловыделения от газообразных и
Анализ переходного процесса с потерей электропитания шести ГЦН на 3-м энергоблоке Кольской АЭС
До начала переходного процесса станция функционировала в устойчивом состоянии с уровнем мощности в 91% от номинальной величины. Рабочая температура теплоносителя была несколько меньше номинальной. ГЦН были отключены системой безопасности ГЦН. Этот момент является началом переходного процесса. Последовательность событий представлена в Табл. 2-1. АЗ-1 была приведена в действие сигналом "потеря мощности четырех или более ГЦН" с задержкой по времени на 3 секунды, после чего был выключен автоматический регулятор мощности и реактор был остановлен. Через 10 секунд после активизации системы АЗ-1 закрываются ҐПЗ турбины. В результате выключения всех шести ГЦН скорость потока теплоносителя через реактор начинает уменьшаться в соответствии с характеристикой выбега ГЦН.
В пределах первых трех секунд переходного процесса до срабатывания АЗ-1, температура теплоносителя на выходе из а.з. возрастает вследствие уменьшения потока теплоносителя. Температура теплоносителя на выходе из а.з. достигает пиковой величины 566 К на 2-ой секунде переходного процесса. Давление в первом контуре возргстает на 0,1 МПа; давление во втором контуре уменьшается на 0,1 МПа.
После срабатывания АЗ-1 значения основных тепловых параметров (температур и давлений) начинают уменьшаться в соответствии с падением тепловой мощности реактора. Уровень давления во втором контуре устанавливается вручную и в дальнейшем автоматически поддерживается с помощью регулирующих клапанов БРУ-К.
Через 13 секунд после начала переходного процесса давление в ГПК резко возрастает в результате закрытия стопорных клапанов турбины. Давление в ГПК достигает максимальной величины приблизительно на 60 секунде. Из-за роста давления открываются клапаны БРУ-К во втором и первом ГПК на 16 и 31 секундах соответственно, что приводит к падению давления. При этом уставки по давлению для срабатывания БРУ-А не достигаются.
Минимальное значение давление в КД на протяжении переходного режима равнялось 11,6 МПа. Расчет переходного процесса проводился до момента стабилизации всех параметров первого и второго контуров (около 400 секунд).
Подробный анализ результатов представлен в работе [11]. Наряду с основной целью проводимых расчётов - верификацией расчётной модели РУ ВВЭР-440, важной задачей являются выработка общих рекомендаций по подготовке нодализационных схемнаиболее важных узлов, оценка достаточности их нодализации. В этой связи представляется необходимым обсуждение не только результатов расчётов, выполненных для конечной, уточнённой модели РУ и её узлов, но и результатов для промежуточных моделей, часто имеющих плохую сопоставимость с опытными данными, либо не отражающих важных физических особенностей протекающих процессов. Подобные результаты подчёркивают важность принятых конечных модельных решений и служат в качестве контр-примеров. Перечень узлов, для которых выполнены расчёты по уточнению их моделей соответствует важнейшим особенностям РУ с ВВЭР.
Выполнены предварительные расчёты с различной детальностью нодализации по длине и высоте трубных пучков ПГ. Расчёты показали необходимость их представления по первому контуру не менее чем тремя элементами по длине. Средний температурный перепад между первым и вторым контуром определяется
Из-за особенностей численного алгоритма MELCOR, при расчете теплопередачи между 1-м и 2-м контуром, температура теплоносителя в контрольных объемах, моделирующих ПГ со стороны первого контура, близка к температуре на выходе из трубных пучков (см. Рис. 2-2). Эта расчётная температура TCUh Tmin используется в качествеграничного условия для
Рис. 2-2 Схема изменения температуры теплоносителярасчёта теплопроводности в по длине трубчатки П Гтрубных пучках ПГ В случае существенного градиента температуры по длине трубного пучка возникает ошибка при расчёте температурного перепада между 1-ми 2-м контуром. Для уменьшения ошибки на участках с большим температурным градиентом, в частности трубных пучков ПГ, и требуется увеличение числа расчётных объемов.
Была выполнена серия расчётов с различной детальностью разбиения трубных пучков. В итоге показано, что разбиение пучков по длине на три расчётных элемента, является минимально необходимым. В отдельных режимах предпочтительно выполнять разбиение на 4-5 элементов. При этом, в случае моделирования всей РУ, заметного увеличения времени расчёта не происходит.
В отличие от специализированных теплогидравлических кодов, например RELAP, код MELCOR разрабатывался преимущественно с целью моделирования процессов в а.з., включая её плавление, деградацию и перенос ПД. Поэтому допустимым является более грубая нодализация элементов РУ, непосредственно не влияющих на процессы в а.з. В исходной модели нодализация ПГ со стороны второго контура выполнена в виде одного расчётного элемента для контролируемого теплоотвода во второй контур.
В рассматриваемом аварий 1 ждля переходного процесса. Физический уровень теплоносителя в одном из ПГ сразу после начала переходного процесса представлен на Рис. 2-3. Можно видеть, что результаты расчёта слабо коррелируют с опытными данными. Анализ результатов расчёта показал, что модель ПГ в виде одного расчётного элемента не позволяет моделировать ЕЦ теплоносителя в нём. В действительности расход этой циркуляции велик и характеризуется величиной называемой - кратность циркуляции. Отсутствие циркуляции в модели ПГ со стороны второго контура приводит к значительному занижению скорости движения воды и пара в области трубных пучков. И как следствие неверно вычисляются коэффициенты теплоотдачи со стороны второго контура, относительнаяРис. 2-3 Отклонение уровня теплоносителя в ПГ-1 от номинального значения. Расчёт с одноэлементной моделью ПГ
Аварии, вызванные нарушением теплоотвода от реактора
Тяжёлые аварии, инициированные нарушением теплоотвода от реактора относятся к наиболее продолжительным. Начальная стадия протекает без истечения из первого контура. Через несколько часов, вследствие увеличения параметров в контуре охлаждения, происходит открытие ПК КД. Дальнейшее развитие аварии сходно с авариями типа «средняя течь в верхней части 1 контура».
В текущем параграфе представлен анализ результатов моделирования тяжёлойаварии, вызванной полной потерей теплоотвода от первого контура в течениедлительного времени (5 суток). Возможность возникновения подобной аварииобусловлена рядом постулированных событий и отказов: разрыв ГПК большимсечением; отказ системы аварийной подпитки ПГ; отказ системы планового и аварийного расхолаживания 1 контура технической водой вследствие повреждения теплообменников. При этом по два канала каждой из следующих систем находятся в рабочем состоянии; САОЗ ВД, САОЗ НД и спринклерная система 30.
Отсутствие теплоотвода от первого контура вызывает повышение давления и последующее срабатывание ПК КД. Истечение теплоносителя из первого контура приводит к частичному осушению а.з и росту температуры пара в верхней камере. По температурному критерию происходит включение системы аварийного газоудаления. По сигналу снижения уровня теплоносителя в КД включается САОЗ ВД и начинается подача охлаждающей воду в реактор. После снижения давления в реакторе до 2.1 МПа подача воды в переключается с САОЗ ВД на САОЗ НД. Вода подаётся из специальных баков запаса борированной воды, а после их опорожнения из бака-приямка. Повышение давления в 30 до 0.129 Мпа приводит к запуску насосов спринклерной системы и подаче воды к форсункам в верхней части реакторного зала. Охлаждение воды, подаваемой из бака-приямка невозможно из-за отказа системы планового и аварийного расхолаживания 1 контура. В результате этого происходит постепенный разогрев воды в баке-приямке и рост давления в ЗО. После повышения давления до проектного значения (0.5 Мпа), при котором обеспечивается прочность внешнего купола, постулируется нарушение герметичности ЗО и образование бреши соединяющей реакторный зал и окружающую среду. Начинается невосполнимая потеря теплоносителя из системы реактор-ЗО. При этом происходит отключение насосов спринклерной системы и САОЗ НД из-за их возможной кавитации. Прекращается подача охлаждающей воды в реактор и авария перерастает в тяжелую стадию. Более детальная информация по временам основных событий аварийного режима представлена в Табл. 3-4.
Анализ изменения параметров в реакторе и контуре охлажденияРазрыв главного парового коллектора приводит к резкому падению давления в нем и в паропроводах. Практически сразу, по совпадению сигналов: снижение давления до 5.4 Мпа и скорость снижения давления более 0.05 Мпа/сек - начинается закрытие БЗОК на всех паропроводах. Время полного закрытия БЗОК составляет 4 секунды. Закрывается задвижка на напорной линии системы подпитки ПГ и отключается система нормальной подпитки ПГ. Менее чем через 1 секунду срабатывает АЗ-1, и мощность в активной зоне снижается до уровня остаточных тепловыделений. Сигнал на срабатывание АЗ-1 генерируется по одновременному достижению двух параметров; давление в паропроводе менее 4.9 Мпа; разность температур насыщения теплоносителя в 1-м и 2-м кон туре более 75 К. Сигнал на отключение ГЦН формируется в результате закрытия БЗОК соответствующих петель контура охлаждения. Примерно через 4 секунды место разрыва изолировано от паропроводов. Однако происходит отказ системы аварийной подпитки ПҐ, в результате которого наступает полная потеря теплоотвода от 1-го контура.
В первый момент после начала аварии давление в первом контуре уменьшается из-за более резкого снижения мощности тепловыделения в а.з относительно мощности теплоотвода во второй контур. Одновременно уменьшается средняя температура теплоносителя в первом контуре и уровень в КД. На 21 секунде с начала аварии, по сигналу снижения уровня в КД до 21.815 м (8.0 м относительно низа КД), поступает сигнал на запуск насосов САОЗ ВД. После их запуска открывается задвижка на напорной линии и начинается подача охлаждающей борированой воды в реактор. Вода подаётся из двух независимых каналов подсистемы впрыска бора высокого давления в «холодные ветки» двух петель контура охлаждения реактора.
Суммарный расход воды для двух каналов САОЗ ВД в начальный период аварии составляет около 3.5 кг/сек. По мере завершения выбега ГЦН, расход теплоносителя в первом контуре уменьшается, что приводит к уменьшению мощности теплоотвода во второй контур. Через -170 секунд с начала аварии мощность остаточного тепловыделения превышает мощность теплоотвода во второй контур и средняя температура теплоносителя в первом контуре начинает возрастать. Схожим образом ведёт себя давление (Рис. 3-Ю) и уровень теплоносителя в КД, возрастающие вследствие возрастания средней температуры в 1-м контуре и работы САОЗ ВД. Количество воды, остающейся в ПГ, уменьшается из-за её постепенного выпаривания через ПК на каждом из ПГ. Через 3500 секунд уровень теплоносителя в ПГ снижается ниже трубчатки и начиная с этого момента теплоотдача во 2-й к прекращается.
Рис. 3-12 Интегральный расход пара и воды через ИПУ КД на начальной стадии аварииСАОЗ ВД и прекращению подачи охлаждающей воды в реактор. После достижения уставки срабатывания ИПУ КД (17.79 Мпа) на 3300-й секунде начинается сброс пара из КД под уровень воды в барботажный бак, имеющий объём 30 м3 и заполненный на 2/3. Давление в реакторе снижается ниже уставки закрытия ИПУ (16.34 Мпа) в течение короткого времени и клапан закрывается. Интегральный расход пара и воды через ИПУ КД представлены на Рис. 3-12.в рассматриваемый период аварии колеблется около уставки срабатывания ИПУ. С момента начала истечения через ИПУ давление вбарботажном баке возрастает, Рис. 3-13 Давление в барботажном баке на начальнойстадии аварии повышается уровень те плоносителя и его температура. Давление в барботажном баке представлено на Рис. 3-13. Барботажный бак рассчитан на кратковременную работу ИПУ и через некоторое время давление в нём повышается до значения разрыва предохранительной мембраны - 0.76 МПа. Повышение давления в барботажном баке наблюдается как вследствие разогрева воды поступающим паром, так и вследствие повышения уровня воды и сокращения объёма свободного пространства барботажного бака. После разрыва предохранительной мембраны на 5270 секунде начинается неконтролируемое истечение из первого контура в помещения 30. Расход истечения пара из барботажного бака представлен на Рис. 3-14 и в начальный момент достигает 88 кг/сек.Рис. 3-14 Расход истечения пара из барботажного бака
После начала истечения пара в ЗО в её помещениях начинается резкий рост давления. Повышение давления до 0.129 МПа приводит к запуску насосов спринклерной системы в 30 и подаче воды к форсункам в верхней части реакторного зала. В расчёте было принято, что работают два канала спринклерной системы, третий канал на момент начала аварии был выведен в ремонт. Объёмный расход для каждого из двух каналов спринклерной системы изменяется в ходе протекания аварии от 0.388 до 0.325, в зависимости от температуры воды в баках САОЗ НД и баке-приямке. Работа спринклерной системы сдерживает рост давления в 30 и к
Сравнительные интегральные результаты рассмотренных аварийных режимов
К основным интегральным результатам тяжелых аварийных режимов принято относить следующие показатели: интегральная наработка водорода на внутрикорпусной стадии аварии; доля разрушения а.з. и ВКУ; массы материалов истекающих в бетонную шахту реактора; выход ПД в 30 и окружающую среду; времена определяющих событий - начало осушения, а.з., начало пароциркониевой реакции, разрушение днища корпуса реактора и начало поступления кориума в шахту реактора. Эти показатели могут варьироваться в зависимости от целей и задач расчётного моделирования, однако, другие возможные показатели, в значительной степени, обусловлены приведёнными выше.
Анализ результатов большого числа тяжёлых аварийных режимов показал их зависимость от множества факторов, включая конструктивные особенности РУ и особенности конкретных сценариев. Кроме того, результаты могут отличаться в случае использования различных расчётных кодов и расчётных моделей РУ. Сравнение результатов двух или нескольких аварийных режимов часто оказывается некорректным или бессмысленным в случае попыток ответить на вопрос: какой из них имеет более тяжёлые последствия. Более логичным представляется выполнение сравнительного анализа результатов с целью установления возможных закономерностей изменения конкретного результирующего показателя, взаимосвязей между такими показателями и получения качественных оценок влияния отдельных исходных параметров на результат.
Именно с этой целью в насто ящем параграфе выполнен сравнительный анализ интег ральных результатов одно типных аварийных режимов, различающихся величиной течи из первого контура в 30 и расположением этой течи. Попарно рассмотрены несколько аварий с истечением из горячей и холодной ветки ГЦТ Рис. 3-37 Время до разрушения днища и выхода кориума на неотсекаемом участке, в бетонную шахту реактора
Выбранные аварии являются наиболее часто используемыми при анализе безопас ности РУ. Во всех из них предполагается отказ активной части САОЗ и спринклерной системы 30. Подробные результаты этих аварий представлены в пп. 3.3 -3.4. Время аварии до разрушения днища корпуса реактора (см. на гистограмме Рис. 3-37) слабо зависит от размера и расположения течи вплоть до границы аварии типа «большая течь» - 100 мм. Для аварий типа «средняя течь» и «малая течь» время до разрушения днища возрастает по мере уменьшения размера течи. При этом в случае течи из горячей ветки эта зависимость существенно выше. Описанный результат предсказуем и объясняется двумя основными причинами: величиной начального водяного выброса из реактора и в меньшей степени скоростью плавления, разрушения а.з. и поступления материалов в нижнюю камеру реактора. Для аварий типа «большая течь» этот выброс практически не зависит от размера течи. Данный факт подтверждён расчётами по теплогидравлическим кодам улучшенной оценки (RELAP-5) и результатами экспериментов. В авариях с меньшим размером течи начальный выброс воды уменьшается по мере уменьшения их размера и увеличения высоты расположения. Расход последующего парового истечения существенно меньше водяного из-за большего удельного теплосодержания пара и не зависит от размера течи, а полностью определяется мощностью, затрачиваемой на генерацию пара. Соотношение между начальным выбросом воды и суммарной величиной последующего парового истечения в рассмотренных авариях оценивалось по отношениию суммарных энергий пара и воды истекающих из 1 контура, представленному на Рис. 3-38. Можно видеть, что при истечениях малого размера основная часть тепла уносится из реактора истекающим паром.
Для истечений размера, в особенности в нижней части 1 контура, преобладает унос тепла истекающей водой. В этом случае продолжительность осушения реактора существенно меньше. Такие результаты позволяют сделать вывод о низкой эффективности имеющихся в составе РУ гидроемкостей САОЗ дляРис. 3-38 Отношение суммарных энергий истекающих из 1 контура пара и водыбольшогоуменьшения последствий тяжёлых аварий в сценариях с «малой течью» и оботсутствии влияния их работы для сценариев с «большой течью». При этом отметим, что основным назначением гидроёмкостей является работа при проектных авариях.
Суммарная масса Нг, полученного на стадии внутрикор-пусного окисления металлов (Рис. 3-39) ведёт себя сходным образом. Для аварий с поздним осушением а.з. наблюдается максимальный выход Нг, который снижается по мере перехода к быстротекущим авариям. И для аварий
Рис. 3-39 Суммарная масса водорода, образовавшегося типа «большая течь» коли на стадии внутрикорпусного окисления материалов чество Нг меняется слабо.
Основной выход Нг (до 90%) наблюдается на стадии окисления неразрушенных твэл. После их разрушения окисление резко замедляется из-за уменьшения площади взаимодействия циркония с паром и ухудшения условий доступа пара. Выход Н2 от окислениястали характеризуется интен Рис. 3-40 Изменение температуры оболочек твэл в пери сивностью в 5-10 раз ниже. С
Кас пи, од от начала их окисления паром для двух аварии: с ран известной точностью можно ним осушением а.з. (d346) и с поздним (d60) утверждать, количество образовавшегося Н2 пропорционально времени от начала окисления оболочек твэл до их разрушения. В авариях типа «большая течь», характеризующихся ранним осушением а.з., мощность остаточного тепловыделения в этот период существенно выше, чем в период осушения а.з для аварий с малой течью. Соответственно различается время нагрева от начала пароциркониевой реакции до разрушения оболочек твэл для этих типов аварий. Например, для аварии с истечением Д346 на горячей ветке мощность остаточного тепловыделения в момент начала окисления оболочек твэл превышает аналогичный показатель для аварии Д60 на горячей ветке в 2.6 раза. Характер изменения температуры оболочек твэл для названных двух аварий в период измеряемый от начала их окисления представлен на Рис. 3-40. Можно видеть, что для аварии Д60 время до разрушения в несколько раз выше. Выше и доля окисления оболочек. Влияние на суммарный выход Н2 оказывает характер перемещения материалов разрушенных элементов а.з.: блокирование проходных сечений ТВС, стратификация расплавленных материалов и т.д. Радиальное стекание тепловыделяющих материалов в область выгородки может существенно увеличить выход Нг от окисления стали. Именно этими факторами объясняется некоторое различие в суммарном выходе Нг для аварий типа «большая течь» (см. Рис. 3-39), несмотря на незначительное несовпадение времён начала окисления оболочек твэл.
Выход ПД в окружающую среду во многих случаях является важнейшим резуль татом расчётного модели рования тяжёлых аварий. Сравнительный анализ ре зультатов различных аварий позволяет выделить наиболее существенные физические процессы, определяющие Рис. 3-41 Относительный выход ПД класса 1 в окружаю- поведение ПД, с целью воз щую среду к моменту разрушения днища корпуса можного уточнения и совершенствования используемых для их описания моделей и модели РУ. Физико-химические свойства используемых в модели классов ПД варьируются в широком диапазоне: инертные газы (в MELCOR класс 1); классы ПД с относительно низким значением температуры конденсации, присутствующие в исследуемом диапазоне температуры среды в реакторе как в виде газа, так и в виде аэрозоли - классы щелочных элементов (2), щелочноземельных (3), галогенов (4), халкогенидов (5), Csl (16); тугоплавкие ПД, присутствующие в основном только в виде аэрозоли. Соответственно, факторы и физические процессы, определяющие поведение трёх названных групп ПД различаются. На Рис. 3-41 представлен относительный выход инертных газов в окружающую среду к моменту разрушения днища корпуса реактора. Выход возрастает по мере уменьшения диаметра течи и для аварий с истечениием из горячей ветки превышает значение для аналогичной течи из холодной ветки.
