авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 7 |

«Государственная корпорация по атомной энергии «Росатом» ВОПРОСЫ АТОМНОЙ НАУКИ И ТЕХНИКИ ...»

-- [ Страница 2 ] --

Работа выполнена при финансовой под- Гидродинамическое сопротивление при те держке Российского фонда фундаментальных чении двухфазной смеси в шаровой засыпке // исследований (РФФИ), проекты 08-08-00284-а Теплофизика высоких температур. 2003. Т. 41.

и 08-08-00448-а. № 3. С. 432-438.

11. E.Achenbach. Heat and Flow Characteristics of Packed Beds. Experimental Литература Thermal and Fluid Science. 1995;

10:17-27.

Elsevier Science Inc.

1. Г.А. Филиппов, Р.Г. Богоявленский, А.А. Авдеев Перспективы создания прямо точных микротвэльных ядерных реакторов с The work presents results of the authors’ experimental research in hydrodynamics of one- and two-phase ows in the distributed resistance structures (including pebble-bed facilities). A study of one- and two-phase medium and gas jet injection into the water was conducted. Expansion and uidization of free pebble-beds and loaded pebble bed movement by one- and two-phase medium was studied. Conditions for retention of pebbled-bed uidization were developed. A new approach to the form of experimental result processing is proposed that makes possible to present the results uniformly both for one-phase and two-phase ows. The approach is checked and conrmed by experimental data. The results of work are mainly meant for development of pebble-bed reactors that are directly surrounded by one- and two-phase coolant.

УДК 620.19:621.039. Г.А. Филиппов (ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС») В.П. Денискин, С.Д. Курбаков (НИИ НПО «ЛУЧ») Е.И. Гришанин, Л.Н. Фальковский, Б.И. Фонарев, В.М. Трубачев, Г.В. Момот («Атомэнергомаш») ИССЛЕДОВАНИЕ КОРРОЗИОННОЙ СТОЙКОСТИ И ЦЕЛОСТНОСТИ ОБОЛОЧЕК МИКРОСФЕРИЧЕСКИХ ТОПЛИВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ С ПОКРЫТИЯМИ ИЗ КАРБИДА КРЕМНИЯ И ПИРОУГЛЕРОДА ПРИМЕНИТЕЛЬНО К УСЛОВИЯМ РАБОТЫ ЛЕГКОВОДНЫХ РЕАКТОРОВ АЭС ПРИ НОРМАЛЬНЫХ И АВАРИЙНЫХ РЕЖИМАХ В статье приводятся обобщенные данные, полученные при исследованиях коррозионной стойкости и целостности защитных покрытий необлученных МТЭ с покрытиями из карбида кремния и пироуглерода в процессе ресурсных испытаний при параметрах теплоносителя, близких к номинальным при нормальной эксплуатации легководных реакторов типа ВВЭР, кипящих и реакторов с перегревом пара, а также в условиях, имитирующих аварийные режимы.

Микросферические топливные элементы ВВЭР были рассмотрены шаровые твэлы (МТЭ) – сферы малого диаметра (12 мм) из 2030 мм с МТЭ. Последующие расчетно диоксида урана с многослойным керами- теоретические и экспериментальные исследо ческим защитным покрытием - были раз- вания показали, что наиболее существенные работаны в связи с развитием технологии преимущества как по безопасности, так и по высокотемпературных реакторов с гелиевым экономичности достигаются при непосред теплоносителем (ВТГР). Большой зарубежный ственном охлаждении МТЭ малого размера [5] и отечественный опыт по исследованию и ис- легководным теплоносителем - замедлителем.

пользованию МТЭ показал их уникальные Основное преимущество использования свойства по удержанию продуктов деления МТЭ, непосредственно омываемых легково при температуре до 1600 0С в среде гелия и дным теплоносителем, в отличие от традици обеспечивать высокую глубину выгорания онного таблеточного топлива в оболочке из тяжелых ядер (более 15 %) [1]. На практике в циркониевого сплава, является большая (бо ВТГР используются МТЭ, диспергированные лее чем на 2 порядка) удельная поверхность в графитовые матрицы шаровых ( ~ 60 мм) теплообмена. Это обеспечивает малое время или блочных твэлов. Однако, изучалась также теплового запаздывания ( 0,03 с), быстрый возможность непосредственного охлаждения нагрев и испарение теплоносителя в аварий МТЭ гелиевым теплоносителем с применением ных режимах, позволяющих компенсировать продольно-поперечного течения теплоносите- быстро вводимую реактивность (для стрежне ля через засыпку МТЭ. Экспериментальные и вых твэлов диаметром ~10 мм 5 с, поэтому расчетные исследования показали принципи- расплавление топлива происходит раньше, альную возможность такого решения [2, 3]. чем испарится теплоноситель). При большой Дальнейшие исследования в РНЦ «КИ» и удельной поверхности почти отсутствуют ВНИИАМ показали, что МТЭ, подобные ис- ограничения, связанные с кризисом тепло пользованным в ВТГР, могут найти применение обмена, обеспечивается отвод остаточного в других, в частности, водоохлаждаемых реак- тепловыделения за счет естественной цирку торах. В работе [4], применительно к параметрам ляции теплоносителя. Так как температура МТЭ близка к температуре теплоносителя, PWR, BWR и реакторов с перегревом пара, а запасенная тепловая энергия в активной зоне также в условиях, имитирующих различные существенно меньше, что также смягчает про- аварийные процессы [6-9].

текание аварийных режимов. По этой же при- Вследствие того, что пока нет МТЭ, из чине существенно облегчается работа реакто- готовленных специально для легководных ра в маневренном режиме. В предварительно реакторов, в качестве объектов исследований проработанных конструктивных схемах МТЭ были использованы МТЭ, предназначенные располагаются в чехлах ТВС, выполненных для реактора ВТГР. Тем не менее, результаты из нержавеющей стали аустенитного клас- исследований можно использовать в рассма са. Поэтому в активной зоне нет циркония и триваемой области, так как материалы и физи резко снижается интенсивность образования ческие характеристики наружных защитных взрывоопасного водорода (пароциркониевая покрытий практически идентичны.

реакция). Шарообразная форма МТЭ позволя- Исследованиям подвергали шаровые ет (по аналогии с ВТГР с шаровыми твэлами) МТЭ с наличием или отсутствием наружно выполнять непрерывную (периодическую) го пироуглеродного слоя. МТЭ первого вида перегрузку топлива без останова реактора. диаметром 0,9 – 1 мм имели керн из диоксида Несмотря на, казалось бы, очевидные урана и четырехслойное покрытие (рис.1а).

преимущества непосредственного охлажде- Первый буферный слой покрытий, располо ния МТЭ малого диаметра в активной зоне женный вокруг керна, предназначен для сбора легководного реактора, тем не менее требу- газообразных продуктов деления и выполнен ется проведение весьма большого объема как из пористого РуС плотностью ~ 1 г/ см3, второй проектно-расчетных, так и эксперименталь- тонкий слой из изотропного РуС с плотностью ных исследований. Необходимо изучать ги- 1,8 г/см3 является подложкой для образования дродинамику засыпок, проводить реакторные на нем третьего силового слоя из SiC плотно испытания с изучением состояния покрытий стью 3,2 г/см3. Четвертый наружный слой вы и пр. Одной из основных, требующих изуче- полнен из РуС плотностью 1,8 г/см3.

ния проблем, является необходимость обе- Он является специфичным для реакторов спечения высокой коррозионной стойкости и ВТГР. Однако наличие такого слоя, правда, целостности наружных защитных покрытий, несколько меньшей толщины, может быть не служащих защитным барьером на пути вы- обходимым защитным покрытием и в среде хода радиоактивных продуктов деления в легководного теплоносителя. Во втором вари теплоноситель как в условиях длительной анте исследованные МТЭ имели трехслойное эксплуатации реактора при номинальных па- покрытие (рис.1б) с наружным слоем SiC. К раметрах, так и при тяжелых авариях. ним относились МТЭ диаметром 1,2 – 1,4 мм, а В настоящей статье приводятся обобщен- также МТЭ диаметром 0,9 – 1,0 мм, у которых ные данные, полученные при исследовании внешний слой РуС был удален путем отжига в коррозионной стойкости и целостности воздушной атмосфере при температуре 800 0С.

защитных покрытий из карбида кремния (SiC) и пироуглерода (РуC) необлученных Ресурсные испытания в воде МТЭ. Результаты получены при проведении ресурсных испытаний с параметрами тепло носителя, близкими к режимам нормальной Исследование коррозионной стойкости эксплуатации легководных реакторов типа оболочек МТЭ в водном теплоносителе а) б) в) Рис. 1. Макроструктура шлифа МТЭ с наружным покрытием: из PyC (а) и из SiC (б) в исходном состоянии;

из SiC после испытаний в водяном паре в течение 10500 ч при температуре 550 0С (в) (имитация режима нормальной эксплуатации (рис.2б) и нагреватель витого типа. В рабочий реактора ВВЭР) при давлении 18 МПа и тем- участок устанавливали от 6 до 10 контейнеров пературе 350 0С проводили в течение 16,3 ме- с навесками МТЭ. Каждый контейнер содер сяцев (11800 ч) на экспериментальном стенде жал около 10000 МТЭ. Охлаждение тепло (рис.2а) с естественной циркуляцией тепло- носителя происходило за счет естественной носителя. В ходе испытаний поддерживался конвекции, для чего на опускной ветви конту окислительный водно-химический режим, ра были расположены холодильник и допол при котором имитировалась среда первого нительная емкость – конденсатор. В верхней контура АЭС с ВВЭР. части стенда размещался компенсатор объема.

Рабочий теплоноситель готовился на Питательный насос с электроприводом произ бидистилляте и содержал ~ 1000 мг/кг бора, водительностью ~ 25 л/ч позволял создавать 0,1-0,15 мг/кг хлоридов и фторидов. Кислород давление до 25 МПа. Для заполнения контура и окись кремния отсутствовали. и отбора проб теплоносителя стенд был снаб Отбор образцов МТЭ для исследований жен мерными баками. На линии сброса среды состояния наружного покрытия проводился был установлен дополнительный холодиль через 1400, 2800, 4200, 6300, 9400 и 11800 ч ис- ник. На линиях заполнения и сброса среды пытаний. Нагрев теплоносителя осуществлял- была размещена запорная арматура. Все эле ся в трехсекционной электропечи мощностью менты циркуляционного контура и контейне 5 кВт, где были размещены рабочий участок ры были изготовлены из нержавеющей стали марки 08Х18Н10Т.

Для обеспечения заданного режима ис пытаний стенд был оборудован системой КИП. Контроль температур осуществлялся с помощью термопар типа КТМС ХА и ХК. Две гильзовые термопары (Т2, Т4) были установле ны на входе в рабочий участок, две (Т1, Т3) – на его выходе. Для контроля температуры среды по ходу контура служили термопары Т5 – Т10.

Регистрация показаний термопар проводи лась автоматически с помощью электронного потенциометра типа КСП-4.

Точность измерений составляла ±50С.

Контроль давления теплоносителя осущест влялся тремя манометрами Р1 - Р3 с точностью измерений ± 0,1 МПа.

Ресурсные испытания в паре Ресурсные испытания, при которых ими тировался нормальный режим эксплуатации реактора с перегревом пара, проводили на стенде, конструкция и принцип действия Рис. 2. Стенд (а) и рабочий участок (б) для которого были такими же, как у описанного исследования коррозионной стойкости и выше. Максимальная продолжительность ис целостности защитных покрытий МТЭ в воде пытаний в водяном паре давлением 10 МПа и водяном паре и температурой 5500С составила 14,5 мес.

(10500 ч). Она соответствовала расчетной кам 1–рабочий участок;

2 – печь муфельная;

3–испаритель пании пребывания топлива в активной зоне пароперегреватель;

4–конденсатосборник;

5 –мерный реактора. Заполнение рабочего объема стенда бачок;

6–питательный насос;

7–конденсатор;

проводилось бидистиллятом с добавкой ~ 8 мг/ 8–подпиточный бак;

9–индикатор уровня;

кг гидразина N2H4OH. Содержание хлоридов 10–холодильник;

12–"ловушка" неконденсирующихся (Cl) и кремнекислоты (SiO2) в растворе было газов;

13–штуцер;

14–гильзы для термопар;

15_гильза– 0,015 и 0,010 мг/кг соответственно. В целом пенал;

16–контейнер;

17–корпус;

18–гайка.

водно-химический режим испытаний МТЭ в методом определяли абсолютное (М) и от паре можно охарактеризовать как окислитель- носительное (m) уменьшение массы МТЭ:

ный с повышенной коррозионной активностью М=M1-M2, мг (1) по отношению к защитным покрытиям из SiC m=М/M1 (2) и РуС. Образцы для исследований отбирали где М1 и М2 - масса навески до и после каж после 700, 1400, 2100, 8000, 10500 ч. дого этапа испытаний.

Использование величины m позволило надежно интерпретировать полученные ре Способы и методы и контроля зультаты, т.к. навески обычно имели разные исходные массы, а в процессе испытаний Изучение процесса коррозии оболочек МТЭ часть МТЭ из каждой навески отбирали для в воде и паре проводились методами визуаль- других исследований (например, для микро ного контроля, гравиметрическим методом, а структурного анализа). Глубину коррозии также микроструктурным и рентгенострук- слоев покрытий h рассчитывали по значе турным анализом. В результате визуального ниям относительного уменьшения массы m, контроля установлено, что МТЭ с наружным используя следующие формулы:

покрытием SiC и РуС, испытанные в воде при 350 0С и в водяном паре при 550 0С, после вы- (3) h = R r, мм держки в течение 11800 и 10500 ч соответствен но не имели повреждений: несплошностей, расслаивания, сколов, язв и других локаль 3m g ных дефектов Большинство МТЭ сохранило r = 3 R3, мм (4) свою исходную окраску. Микроструктурный анализ выполнялся на керамографических шлифах, приготовление которых включало где R и r –средние значения радиусов заливку, шлифование, окончательную довод- шарового МТЭ до и после испытаний соот ку и полирование. Исследования проводили ветственно;

g–средняя масса одного МТЭ, мг;

на микроскопе NEOFONT-2 при увеличениях –удельный вес материала покрытий, мг/мм3.

65– 250Х. Не было выявлено существенных из- Значение для SiC принималось равным менений в микроструктуре слоев покрытий по 3,2 мг/мм3, для РуС – 1,8 мг/мм3.

сравнению с исходным состоянием. Толщина По вычисленным значениям h (в данной слоев SiC и РуС была достаточно равномер- работе не приводятся первичные результаты ной по окружности экваториальных сечений экспериментов, поскольку их общий объем МТЭ. В качестве примера, подтверждающего очень велик) были построены графики (рис.3) такой вывод, на рис. 1в показано характерное зависимости коррозионных потерь слоев SiC и состояние микроструктуры МТЭ после ис- РуС от времени в среде воды и водяного пара.

пытаний в паре при температуре 550 0С в Как следует из этих графиков, процесс течение 10500 ч. При рентгенографическом коррозии слоя SiC развивался с существен исследовании поверхностных слоев защит- ным замедлением во времени (протекал по ных покрытий МТЭ из SiC установлено, что параболическому закону).

их качественный состав примерно одинаков у Потеря массы МТЭ в начальный период образцов, испытанных в воде и паре при раз- испытаний происходила наиболее интенсив личных выдержках. Интенсивность импуль- но, а затем стабилизировалась. Для этого про сов, характерных для SiO2, несколько больше цесса характерно постепенное растворение после испытаний МТЭ в паре. Это, очевидно, РуС [10,11]. Так, например, при испытаниях в связано с более высокой, чем в воде, степенью воде относительная потеря массы образцов за окисления слоя SiC. У МТЭ с наружным слоем 11800 ч составила ~ 0,07 %, что эквивалентно РуС были отмечены только импульсы, харак- уменьшению толщины слоя SiC на 0,1 мкм.

терные для РуС, и отсутствовали импульсы Потеря массы МТЭ в перегретом водяном SiO2. Таким образом, рентгенографический паре при испытаниях продолжительностью анализ подтвердил хорошую сплошность слоя 10500 ч составила 1,3 %, т.е. примерно в РуС у испытанных МТЭ. раз больше, чем в воде. Однако по абсолют При оценке коррозионной стойкости за- ной величине уменьшение толщины слоя SiC щитных покрытий МТЭ гравиметрическим также невелико. За указанный период оно не Рис 3. Зависимость глубины коррозии слоев SiC (1) и из PyC (2) от продолжительности испытаний:

- в водяном паре при 550 0С (а) и в воде при 350 0С (б).

превысило 2 мкм. Таким образом, учитывая, при температуре 650, 725, 800, 850, 900 и 950 0С.

что начальная толщина слоя РуС равнялась ~ Продолжительность 5-ти первых этапов соста 50 мкм, полученные значения глубины корро- вила ~ 300, а 6-го этапа – 6 часов. При темпе зии этого слоя свидетельствуют о его высокой ратурах 650–850 0С давление поддерживалось коррозионной стойкости применительно к на уровне 1,5-5,0 МПа, при температурах условиям работы МТЭ при номинальных и 950 0С – 0,3-0,4 МПа.

режимах эксплуатации в течение всей кампа- Средняя глубина коррозии слоя SiC при нии. Процесс коррозии слоя SiC в воде и паре повышении температуры в течение двух не высокого давления при температурах 350 – дель испытаний от 650 до 900 0С увеличилась 550 0С можно с достаточной уверенностью на порядок – от 3,5 до 35 мкм. После выдерж связать с окислением SiC вследствие взаимо- ки при температуре 650 0С слой SiC хорошо действия его с продуктами диссоциации воды. сохранился и был достаточно равномерным Образовавшийся при окислении SiC слой SiO2 по толщине (рис.4 а).

мог частично отслаиваться, частично раство- Испытания при температуре 900 0С при ряться в воде и паре. По коррозионной стой- вели к существенному окислению слоя SiC и кости в изученных условиях РуС превосходит уменьшению его толщины (рис.4 б). Следует SiC. Например, после 11800 ч испытаний МТЭ отметить, что глубина отдельных язв, даже в воде при температуре 350 0С глубина корро- при этих наиболее жестких условиях испыта зии слоя РуС составила 0,02 мкм, а слоя SiC ний, не превышала 30 % от толщины слоя SiC.

~ 0,1 мкм. При выдержке в течение 10500 ч в Это позволяет сделать вывод об удовлетво водяном паре с температурой 550 0С уменьше- рительной стойкости слоя против локальной ние толщины слоя РуС составило 0,95 мкм, (язвенной) коррозии.

слоя SiC – 1,85 мкм. Рассматривая результаты испытаний МТЭ с покрытием РуС, следует отметить, что с ростом температуры наблюдается увеличение Аварийные испытания в паре коррозионных потерь, как на каждом этапе, так и суммарно. Глубина равномерной корро Одной из основных целей эксперименталь- зии при повышении температуры испытаний ных исследований коррозионной стойкости от 650 до 950 0С увеличилась от 0,5 до 35 мкм.

покрытий в среде водяного пара высокой тем- Было установлено, что существует пороговая пературе было изучение работоспособности температура ~ 900 0С, выше которой окисле МТЭ в условиях, имитирующих аварийные ние РуС в паре заметно ускоряется. Например, режимы работы реактора. Испытания прово- после недельных испытаний при температуре дили последовательно в шесть этапов на паро- 850 0С глубина коррозии не превысила 6 мкм, вом стенде (модернизированный стенд, рис.3) а б в Рис. 4. Макроструктура шлифа МТЭ после испытаний в водяном паре: с наружным слоем из SiC в течение 336 ч при 650 0C (а);

в течение 298 ч при 900 0C (б);

с наружным слоем PyC в течение 336 ч, 900 0C (в).

а после такой же выдержки при температуре Параметрический метод обработки экспе 900 0С составила 25 мкм (рис.4 в). риментальных данных широко используется На основании полученных экспери- при оценке коррозионной стойкости метал ментальных данных была установлена лических материалов [13]. При этом глубина температурно-временная (параметрическая) коррозии оценивается как функция параметра зависимость коррозионной стойкости защит- Р, который, в свою очередь зависит, от темпе ного слоя SiC в воде и паре высокого давления. ратуры и времени. Параметрический метод Вывод указанной зависимости осуществлялся позволяет надежно проводить экстраполяцию в следующем порядке. Как показали прове- и интерполяцию полученных данных, более денные исследования, а также имеющиеся ли- точно учитывать влияние температуры и вре тературные данные [12], процесс равномерной мени выдержки при испытаниях, но лишь в той (общей) коррозии SiC в окисляющих средах, в температурной области, где механизм процесса т.ч. в воде и водяном паре, в изученном темпе- коррозии не изменяется. Поэтому применение ратурном интервале 350 – 550 0С развивается параметрического метода обработки данных по параболическому закону, аналогичному необходимо сочетать с исследованием струк закону Аррениуса. туры и фазового состава продуктов коррозии.

В соответствии с этим коррозионные по- В результате микроструктурного и рентгено тери зависят от абсолютной температуры, структурного анализа поверхностных слоев продолжительности и энергии активации МТЭ, испытанных в течение разных сроков и процесса: при разной температуре (350 – 950 0С), было установлено, что продукты коррозии слоя SiC состоят в основном из диоксида кремния. Это (5) h n = A(exp Q / RT ) свидетельствует о сходном механизме корро зии слоя SiC в достаточно широком интервале где h – глубина коррозии, мкм;

n – по- температур и выдержек.

казатель степени, А - коэффициент (пред- Все экспериментальные данные, получен экспоненциальный множитель), Q - энергия ные при стендовых испытаниях МТЭ в воде и активизации процесса коррозии, кал/моль;

паре при температурах 350 и 550 0С, были нане R - универсальная газовая постоянная, рав- сены на график lgh=f(lg), затем обработаны ная 1,9858 кал/моль·град;

T - температура, К;

параметрическим методом. В результате были - время, ч. определены следующие численные значения После несложных преобразований полу- коэффициентов: n=2,7;

Q=43000;

A=7,95·108.

чаем линейную зависимость С учетом этих коэффициентов кинетическая зависимость процесса коррозии слоя из карби да кремния в воде и паре высокого давления lg h = (lg A P ) / n (6) имеет вид:

где параметр h 2,7 = 7, 95 108 ( exp 43 103 / RT ) (8).

P = 0, 434Q / RT lg (7).

В соответствии с формулами (7) и (8) для каждой экспериментальной точки определяли параметр P = 9374 / T lg (9) Построенный график параметрической зависимости использовали для сопоставления экспериментальных данных, полученных во время длительных стендовых испытаниях МТЭ при 350 и 550 0С, с данными кратковре менных испытаний при 650 – 950 0С. Для этого Рис.5. Параметрическая зависимость корро были использованы эквивалентные значения зионной стойкости слоев покрытий из SiC продолжительности испытаний э, при задан- (1) и PyC (2) в среде воды и водяного пара.

ной температуре Тр Температура испытаний, 0С:

(10) = i K, где (11) K = expQ / RT [(T1 Tp ) / TTp.

температуру теплоносителя применительно к нормальным и аварийным режимам работы здесь i – время испытаний при определен- активной зоны легководного реактора, выпол ной температуре Ti, К, Тр, К, – заданная тем- ненной на основе МТЭ.

пература, при которой рассчитывается про- В качестве примера было принято, что для должительность испытаний э, ч. Используя МТЭ диаметром ~ 1 мм при расчетном сроке рассчитанные значения э, для каждой иссле- службы, равном 10000 ч, глубина коррозии дованной навески МТЭ, определяли параметр защитного слоя не должна превышать ~ 10 % от его исходной толщины, а при сроке службы 25000 ч ~ 20 %. Исходя из таких условий, для (12).

МТЭ с наружным покрытием из SiC толщи ной, например ~50 мкм, предельно допустимая Как следует из рис. 5, экспериментальные температура длительной эксплуатации в среде точки, характеризующие глубину коррозии h водяного пара составит 600 0С. После 10000 ч слоя SiC при температурах 650 – 950 0С, хоро- работы при этой температуре вероятная глу шо аппроксимируются прямой 1, построенной бина коррозии покрытия будет равна 5,5 мкм, на базе длительных испытаний (до 11800 ч) в а после 25000 ч – 9,5 мкм. Глубина коррозии воде при 350 0С и водяном паре при 550 0С. слоя из РуС толщиной, например 25 мкм, не Для сравнительной оценки коррозионной превысит 2,5 мкм за 10000 ч и 5 мкм за 25000 ч стойкости слоев из РуС может быть использо- эксплуатации МТЭ при температуре 650 0С.

вана ломаная кривая 2. Оценивая коррозионную стойкость по В интервале температур – от 350 до 800 0С крытий из SiC и РуС в условиях аварийных коррозионные потери слоя SiC в 5 – 6 раз боль- режимов, можно видеть, что даже при наи ше, чем из РуС. При 900 – 950 0С эти потери большей исследованной температуре пара примерно одинаковы и составляют 25-30 мкм. 950 0С глубина коррозии этих покрытий за Увеличение коррозионных потерь слоя из РуС 50 ч составит ~ 10 мкм.

при высокой температуре можно объяснить Параметрические диаграммы, представ существенно возрастающими окислительны- ленные на рис. 5, могут быть использованы для ми свойствами среды. прогнозной оценки вероятной глубины кор По параметрическим зависимостям можно розии покрытий и при других исходных кон определить вероятную глубину коррозии за- структивных размерах МТЭ и температурно щитных покрытий и предельно допустимую временных условиях их эксплуатации в ак тивной зоне легководных реакторов.

Имитация условий тяжелых аварий Вероятная возможность применения МТЭ в легководных реакторах во многом зависит от способности их защитных покрытий со хранять целостность и препятствовать выхо ду в теплоноситель радиоактивных продуктов деления в условиях возникновения тяжелых, в том числе гипотетических аварий.

Рис. 6. Схема стенда быстрого охлаждения.

Термоциклирование 1– корпус печи;

2– теплоизоляция;

3– тигель с навеской МТЭ;

4– электронагреватели;

5– термопара;

При локализации тяжелых аварий актив- 6– подставка;

7– защитный экран;

8– приемная ная зона заливается водой из гидроемкостей емкость.

САОЗ, при этом температура резко снижается и МТЭ испытывают значительный термошок.

Для имитации такого режима МТЭ подверга- их погружением в воду не превышал 3 с.

ли нагреву в воздушной среде до 1600 0С с по- Выборочный макроструктурный анализ не следующим резким охлаждением в воде. При выявил дефектов слоя SiC во всем темпера экспериментах использовали навески двух турном диапазоне испытаний (рис. 7).

партий (рис. 1а и 1б). Образцы первой партии При попадании в воду нагретых до высокой имели керны диаметром 500 мкм и четырех- температуры МТЭ и дальнейшем их остыва слойное покрытие. Наружный слой из РуС у нии, на поверхности слоя SiC образуется тон большинства МТЭ этой партии перед испыта- кая пленка оксида кремния. Этим объясняется ниями был удален путем отжига в воздушной незначительное (0,17 %) увеличение массы атмосфере при 800 0С. Образцы второй партии МТЭ.

имели керн диаметром 860 мкм и трехслойное При контроле целостности покрытий покрытие. Третий наружный слой был из SiC. прошедшие термоциклирование МТЭ были Всего была приготовлена 21 навеска. выборочно подвергнуты отжигу в воздушной Нагрев МТЭ проводили в печи, принципиаль- атмосфере при 800 0С. Указанная методика ная схема которой приведена на рис.6. основана на том, что при отжиге МТЭ, имею Воздух в печи нагревали четырьмя щие сквозные повреждения в наружном по U-образными и четырьмя цилиндрическими крытии, существенно изменяют массу из-за карбид-кремниевыми высокотемпературными электронагревателями. Общая электрическая мощность составляла 15 кВт. Температуру в печи регулировали путем изменения количе ства включенных электронагревателей и кон тролировали платинородиевой-платиновой термопарой типа ПП-1, сигнал которой выво дили на показывающий прибор МР-64-02 со шкалой от 0 до 1600 0С. Погрешность прибора ±10 0С во всем диапазоне измерений.

Тигли с МТЭ загружали в печь, пред варительно разогретую до 800 0С. Для Рис.7. Макроструктура шлифа МТЭ 1-й предотвращения возможного выброса МТЭ партии с наружным слоем из SiC после при погружении их в воду тигли оборудо- испытаний на стенде быстрого охлаждения:

вали специальными крышками. Интервал а, б - испытания при 1400 и 1600 0С, времени между выгрузкой МТЭ из печи и соответственно.

выгорания двух слоев РуC, расположенных под слоем SiC. Отжиг проводили в муфельной печи. Эксперимент состоял из четырех циклов продолжительностью 1 ч каждый.

Для определения доли МТЭ, имеющих сквозные (до керна) повреждения покрытий или полностью разрушенные слои SiC и РуC, использовали методику выщелачивания.

МТЭ - обрабатывали в горячем растворе кон центрированной азотной кислоты – при этом происходит растворение кернов. При таком методе определения количества урана учи тывается способность оксида урана (UO2)++ образовывать с арсеназой–3 окрашенный комплекс. Полученный раствор подвергали фотометрированию. По содержанию урана в растворе с учетом массы единичного керна Рис. 8. Принципиальная схема определяли долю поврежденных МТЭ. Расчет высокотемпературного стенда.

проводили по формуле 1-горелка, 2- пропан, 3 - рампа кислородная, 4-рабочий участок, 5–тигли с навесками МТЭ, 6, 7 - термопары, 8, 9 –вентиль запорный, D = G / g n, % (13) регулирующий, 10–доохладитель, 11-мерная емкость, 12 – газодувка, 13 - фильтр аэрозольный.

где G– количество UO2 в растворе, мг;

g– мас са керна одного микротвэла, мг, n– количество МТЭ в навеске. поступали в рабочий участок 4, в котором Как показали результаты определения це- были установлены тигли с навесками МТЭ 5.

лостности покрытия из SiC методами отжига Затем горячие газы направляли в межтрубное и выщелачивания, относительное изменение пространство охладителя рабочего участка массы МТЭ при отжиге не превышало 0,08%, и выбрасывали через аэрозольный фильтр а доля поврежденных МТЭ во всех случаях в атмосферу. Поддержание процесса горения и близка к нулю. Обнаруженное при выщела- регулирование температуры при испытаниях чивании незначительное количество UO2 в осуществляли с помощью газодувки 12 путем растворах (0,14 мг) находится в пределах по- изменения расхода воздуха. Управление рас грешности измерений. ходом воды, пропана, кислорода проводили с помощью запорной и регулирующей арма туры. Для определения химического состава Аварийные испытания в парогазовой газовой среды в рабочем участке стенд был среде оснащен системой отбора газов.

Конденсат, образующийся в процессе Испытания МТЭ при условиях, имити- охлаждения продуктов сгорания пропана и рующих температурные параметры и состав кислорода, отводили из доохладителя 10 через парогазовой среды внутри контаймента при соответствующие дренажные линии в мерную протекании тяжелой и гипотетической ава- емкость 11, которая предназначена для из рии, вплоть до разрушения корпуса реактора, мерения расхода конденсата, образующегося проводили на высокотемпературном стенде. в процессе охлаждения продуктов сгорания.

При испытаниях использовали образцы тех Эти данные затем использовали для опреде же двух партий, что и при термоциклических ления истинного состава газовой среды, в испытаниях. Схема экспериментального стен- которой проходили испытания.

да представлена на рис.8. Он работал следую- Основной частью стенда является рабочий щим образом. участок, принципиальная схема которого Кислород из рампы 1 и пропан из баллона представлена на рис. 9.

2 подавался в горелку 3. Продукты сгорания Корпус рабочего участка 1 был выполнен пропана (водяные пары, углекислый газ и др.) из трубы размером 219х10 мм из стали 20.

Рис. 9. Рабочий участок.

1 - корпус, 2 - защитный блок, 3 - горелка, 4 - змеевик, 5,6 - ввод термопар, 7 - двойная керамическая труба, 8 сборка, 9 – тигли с МТЭ, 10 - экран.

Торцы корпуса с обеих сторон закрывали за- Состав газовой атмосферы в рабочем щитными блоками 2 из термостойкой керами- участке определяется следующими реакция ки. В них имелись отверстия для установки ми при сжигании пропана в кислороде:

пропан-кислородной горелки 3, входных и С3 Н8+ 5О2 = 3СО2 + 4 Н2О;

выходных патрубков охладителя 4, термо- С3 Н8+3,5О2 = 3СО + 4 Н2О (13) пар 5 и 6 и пробоотборника. К внутренним В идеальных условиях продукты сгорания стенкам защитных блоков крепили двойную представляют собой смесь 43 % СО2+СО и керамическую трубу 7, выполненную из мул- 57 % Н2О. В реальных условиях испытаний литокорунда, в которую устанавливали кера- при неполном сгорании пропана в парога мическую сборку 8 с тиглями 9, содержащими зовой среде могут присутствовать остатки навески МТЭ. Коаксиально с керамической углеводородов и водорода С3Н8, СН4, Н2. Как трубой был установлен защитный экран 10 показал масс-спектральный анализ, условия из нихрома. Продукты сгорания, проходящие проведения испытаний обеспечивали полное с обеих сторон защитного экрана, охлаж- сгорание пропана, а газовая среда в рабочем дали встроенным охладителем, выполнен- участке представляла собой, в основном, ным в виде витого спирального змеевика из смесь следующих компонентов, %: водяной коррозионно-стойкой стали 08Х18Н10Т (труба размером 14х1,5 мм).

Поток продуктов сгорания пропана в кис лороде поступал в керамическую трубу, на гревал исследуемые навески МТЭ, разворачи вался на 1800, доходил до входного защитного экрана, снова разворачивался на 1800 и, прой дя через теплообменник, выходил из рабочего участка через патрубок на его корпусе.

Температуру продуктов сгорания изме ряли на входе и выходе керамической трубы, температуру МТЭ - непосредственно в тиглях вольфрам-рениевыми, платинородиевыми - платиновыми и хромель-алюмелевыми тер мопарами. Показания термопар выводили на регистрирующий прибор. Погрешность изме рений температуры составляла ± 100С. Рис. 10. Изменение температуры газов по длине рабочего участка;

1 – 5 серии испытаний.

пар 40 – 45, СО2 + СО 30 – 35, азот 15 – 20 (за с ростом температуры испытаний количество счет подсоса воздуха). вкраплений увеличивалось.

В процессе испытаний через стенки ке- В результате анализа было установлено, рамической трубы, в которой располагались что МТЭ всех навесок обеих партий с наруж МТЭ, происходил отток тепла в радиальном ным слоем из SiC (кроме МТЭ, испытанных направлении. Это приводило к тому, что при 1670 0С), не имели дефектов (рис. 11).

температура газов по длине рабочего участка Наружный слой из РуС на МТЭ, испытан и в расположенных один за другим тиглях с ных при 930 и 1430 0С соответственно, полно навесками МТЭ уменьшалась от входа к вы- стью выгорел. При этом, расположенный под ходу почти по линейному закону. Всего было ним слой карбида кремния, дефектов не имел.

проведено пять серий стендовых испытаний и Относительное изменение массы боль испытана 21 навеска. шинства навесок после испытаний в интер Изменение температуры газов по длине вале температур 730–1590 0С не превышало рабочего участка при каждой серии испыта- 0,26 %. Немного большая потеря массы 0, ний показано на рис. 10. и 1,22 % зафиксирована у МТЭ, которые до Температура на входе в рабочий участок высокотемпературных испытаний в среде повышалась от серии к серии. В первой продуктов сгорания подвергались длитель серии она составила 900, в пятой – 17500С. ным испытаниям в водяной и паровой средах Соответственно самая низкая температура га- – ресурсным испытаниям. При макроиссле зов на выходе из рабочего участка была равна довании МТЭ после этих испытаний была 5800С в первой серии, в пятой она составила обнаружена устойчивая защитная пленка из 1220 0С. Температура навесок МТЭ находилась оксида кремния. Причем, при испытаниях в диапазоне 730 – 1670 0С. Продолжительность в паровой среде образование пленки проис выдержки каждой навески в процессе испыта- ходило существенно интенсивней, чем в воде.

ний составляла 2,5 – 6 ч. В процессе высокотемпературных испытаний После окончания испытаний навески МТЭ она разрушалась, что приводило к увеличе подвергали комплексу исследований, который нию потери массы МТЭ.

включал визуальный контроль, макрострук- По результатам определения относитель турный анализ, определение изменения массы ного изменения массы навесок МТЭ после ис и оценку целостности защитных покрытий пытаний построен график рис. 12 (кривая 1).

методами отжига и выщелачивания. Результаты обработки экспериментальных При визуальном контроле наблюдалось данных, приведенные на рис.12, указывают образование небольшого количества конгло- на то, что относительное уменьшение массы мератов из 2 – 5 частиц. В отдельных случаях МТЭ, подвергнутых отжигу после стендовых имело место прилипание частиц к стенкам испытаний при 1020 – 1590 0С, не превышает тиглей. Почти при всех испытаниях была об- 0,13 %, а доля поврежденных МТЭ составляет наружена мелкодисперсная пыль, образовав- не более 0,4 %.

шаяся, по-видимому, вследствие деградации После пятой серии испытаний при наи материала тиглей и керамической сборки. более высокой температуре 1670 0С МТЭ сли Наружная поверхность МТЭ изменила свой плись между собой в большие конгломераты, цвет – они стали светло-серыми с белыми которые прилипли к внутренней поверхности вкраплениями, которые характерны для об- тигля. Эти МТЭ удалось отделить после разовавшейся пленки оксида кремния, причем трехсуточной выдержки в азотной кислоте Рис. 11 Макроструктура шлифа МТЭ с наружным слоем SiC после испытаний в парогазовой среде:

а) партия № 2 – 980 0С;

б), в) партия № 1 - 1265 и – 1445 0С, соответственно.

В выполненных конструкторских про работках различных схем легководных реакторов с активной зоной на основе МТЭ в качестве конструкционных материалов на ружного чехла ТВС и чехлов для размещения поглощающих стержней СУЗ (непосредствен но контактирующих с МТЭ) предусмотрено применение нержавеющих хромоникелевых сталей аустенитного класса.

В [14] описаны результаты работы, целью которой являлась разработка топливных Рис. 12. Зависимости относительного изменения стержней для высокотемпературных реакто массы МТЭ (1, 2) и доля поврежденных МТЭ ров. Топливные таблетки обедненного урана (3)от температуры испытаний: 1,3 –МТЭ с были помещены в герметичные капсулы, спе ченные из SiC, полученного методом напыле покрытием из SiC;

2 – МТЭ с покрытием из PyC.

ния, и заключены, в свою очередь, в оболочки из циркалоя. Капсулы были исследованы при различных режимах до 18000С в контакте с такими материалами как циркалой, нержа веющая сталь, материал кориума, UO2, сплав AG-In-Cd, HfO2, Gd2O3, Sm2O3, B4C. За исклю чением стали и материала кориума, содержа щего сталь, остальные вещества показали себя относительно инертными в реакциях с SiC.

Во время испытаний капсул в контакте со сталью и материалом кориума темпера тура поднималась выше точки плавления аустенитной стали ~ 1450 0С. Фронт реакции Рис. 13. Внешний вид МТЭ 1-й партии после быстро формировался и прогрессировал, как в испытаний пятой серии при 1670 0С горизонтальном, так и вертикальном направ лениях. Средняя скорость реакции составила 45 мкм/мин.

при комнатной температуре. Были отмечены Ниже представлены результаты исследова многочисленные повреждения защитного ния коррозионной стойкости и целостности по слоя из SiC в виде растрескивания, расслаи- крытий МТЭ из SiC, находившихся в контакте с вания и отслаивания при этом до 25 % МТЭ нержавеющими аустенитными сталями марок разрушилось (рис. 13). 08Х18Н10Т и ЭИ 847 (05Х15Н16М3Б) в парога Таким образом, было экспериментально уста- зовой среде при температуре1100– 1450 0С. На новлено, что необлученные МТЭ с наружным стенде, конструкция которого описана выше защитным покрытием из SiC обладают высокой (рис.8), были проведены исследования МТЭ в коррозионной стойкостью и целостностью в контакте с конструкционными материалами.

условиях, имитирующих тяжелую гипотетиче- Для исследований использовали необлучен скую аварию легководных реакторов с потерей ные МТЭ с многослойными оболочками тех теплоносителя при температуре до 1600 0С. же двух партий, что и ранее. При подготовке к испытаниям МТЭ обеих партий были под вергнуты выщелачиванию путем обработки в Имитация условий тяжелых аварий кипящей азотной кислоте в течение 5 ч. После при контакте МТЭ с материалом ТВС такой обработки повреждений покрытий об наружено не было.

В то же время в условиях тяжелой аварии Для испытаний применяли сборки двух ти при высокой температуре может происходить пов. Сборки первого типа (рис. 14 а) состояли расплавление металла элементов конструкции из тиглей, выполненных из высокотемпера тепловыделяющей сборки (ТВС) и его взаимо- турной керамики на основе Al2O3, в которых действие с наружным покрытием МТЭ. размещалось по два диска диаметром 18,5 мм из стали 08Х18Н10Т и расположенные между температур 1150 – 1450 0С с целью определения ними навески МТЭ. В дисках для прохода паро- области критической температуры стойкости газовой среды имелись отверстия диаметром ~ покрытий при контакте с конструкционными 0.5 мм. Сборки второго типа были выполнены материалами. В ходе 2-ой серии испытаний из трубок – контейнеров размером 3 х 0,5 мм температура поддерживалась в интервале из стали 08Х18Н10Т и размером 6,5 х 0,5 мм 1140-1340 0С с целью более детального изуче из стали ЭИ 847, в которых размещались МТЭ ния температурной зоны, в которой начина (рис. 14 б). Фиксирование МТЭ в контейнерах ется разрушение защитных покрытий. При осуществлялось специальными зажимами, из- работе стенда контролировали химический готовленными из трубок меньшего диаметра состав парогазовой среды, поступающей в для обеспечения доступа парогазовой смеси. рабочий участок.

Было выполнено две серии эксперимен- Оценивая результаты анализов состава тов, в которых испытаны 17 сборок с МТЭ. парогазовой среды можно с достаточной Испытания 1-ой серии проводили в интервале уверенностью констатировать, что она была Рис. 14. Конструкция сборок типа «тигель» (а) и «трубка» (б).

1 – МТЭ, 2 – тигель, 3 – диски, 4 – кольцо, 5 – крышка, 6 – трубка, 7 -. держатель.

Рис. 15. Изменение температуры и расположение сборок по длине рабочего участка при испытаниях первой (1 красный цвет) и второй (2 синий цвет) серий.

окислительной по отношению к нержавею- (сборки 5,8,12,13,14,16,17), хорошо сохрани щим сталям и оболочкам МТЭ из SiC. лись. Их поверхность была покрыта окисной Рассматривая температурные режимы ис- пленкой серого цвета, они свободно извлека пытаний, следует отметить, что вследствие лись из тиглей и трубок. Масса навесок МТЭ, оттока тепла в радиальном направлении через испытанных при 1180 – 1220 0С в контакте со стенку рабочего участка температура газов сталью, увеличилась на 0,2 – 0,7 мг, что со по его длине и в расположенных одна за дру- ответствует относительному изменению мас гой сборках (тиглях и трубках) уменьшалась сы 0,1 – 0,3 %. Незначительное возрастание от входа к выходу. Снижение температуры массы связано, по-видимому, с появлением на проходило по закону, близкому к линейному. наружном слое различных вкраплений (воз Графики изменения температуры газов по можно SiO2) или налипанием металлических длине рабочего участка при испытаниях 1-ой частиц. Определить изменение массы навесок (сборки 1 – 8) и 2-ой сборки (9 – 17) серий при- МТЭ после выдержек при 1270 – 1450 0С не ведены на рис.15. представилось возможным, т.к. не удалось Для оценки коррозионной стойкости и отделить МТЭ от продуктов коррозии и рас целостности МТЭ при контакте с конструк- плавленных частей дисков, трубок и тиглей.

ционными материалами использовали ре- На графике рис. 16 приводится зави зультаты визуального, микроструктурного симость доли поврежденных МТЭ (D) от и гравиметрического контроля, а также температуры.

выщелачивания. В качестве расчетного значения D прини Как показали визуальный контроль и мали наибольшую величину из двух оценок.

микроструктурный анализ, после испыта- Первая оценка была получена на основании ний при 1450 0С содержимое тигля и трубки визуального контроля сборок после испыта (сборки 1 и 7) превратилось в расплав черного ний, вторая – по результатам определения цвета с неровной поверхностью. содержания урана в кислотных растворах, по Приблизительно такой же вид имели ис- лученных при выщелачивании испытанных пытанные при 1300-1390 0С сборки 2,3,9,10,15, навесок МТЭ (фрагментов сборок с МТЭ).

элементы загрузки которых – МТЭ, металли- В тех случаях, когда при визуальном ческие диски и керамические кольца образо- контроле наблюдалось полное разрушение вали жидкий расплав. В процессе испытаний МТЭ в навесках, значение D принималось, при 1260–1270 0С (сборки 4 и 11) большая часть равным 100 %. Если же после высокотемпера МТЭ спеклась между собой. На большинстве турных испытаний МТЭ сохранялись полно из них имелись повреждения в виде отслоения стью или частично, навески подвергались покрытий. МТЭ, испытанные при 1140–1220 0С выщелачиванию.

Рис. 16. Зависимость доли поврежденных МТЭ (D) от температуры.

Анализируя результаты, представленные или расплавились. Процесс коррозии раз на рис.16, можно отметить следующее. До тем- вивался с обеих сторон этих элементов. Так пературы 1220°С (включительно) МТЭ оста- как исходная толщина дисков была равна ются неповрежденными. Доля поврежденных 1,1 мм, глубина коррозии стали 08Х18Н10Т МТЭ резко увеличивается при повышении в указанных условиях составила 0,55 мм.

температуры испытаний до 1260-1270°С: для Приблизительно такие же коррозионные по сборок 4 (серия 1) и 11 (серия 2) она возрастает тери были зафиксированы у стали ЭИ 847.

до 75 – 80 %. Дальнейшее повышение темпе- При температуре испытаний 1210 0С ратуры испытаний до 1300–1450 °С (сборки и выдержке в течение 2–4 ч глубина кор 1, 2, 3, 7, 9, 10, 15), близкой к температуре розии конструкционных сталей составила плавления нержавеющей стали, приводит к 0,15–0,20 мкм. Не было отмечено следов практически 100%-ному разрушению МТЭ. их взаимодействия с защитным покрытием Полученный экспериментальный резуль- МТЭ из SiC.

тат позволяет оценить скорость разрушения слоя SiC при 1300–1450 0С. Эта скорость может Заключение достигать уровня 30 мкм/ч (продолжитель ность испытаний в указанном интервале тем ператур ~ 2 ч, толщина слоя SiC – 51 мкм). В результате ресурсных испытаний, ими Такая оценка хорошо согласуется с дан- тирующих номинальные режимы нормальной ными [11]. В ходе этой работы образцы из эксплуатации легководных реакторов, уста нержавеющей Cr-Ni-Mo стали марки АISI 316 новлено, что защитные покрытия необлучен (05Х18Н13М2) были помещены в тигли из SiC ных МТЭ из SiC и РуС обладают высокой кор и нагреты в среде водяного пара до темпера- розионной стойкостью в воде и паре высокого туры, превышающей температуру плавления давления при 350 и 550 0С.

стали (1450 0С). В течение 1 ч произошло пол- Исследования подтвердили возможность ное разрушение образцов. длительной эксплуатации МТЭ с наружными В процессе проведения 1-ой серии экспе- защитными покрытиями из SiC и РуС в лег риментов установлено, что при 12100С МТЭ, ководных реакторах при температуре тепло предварительно испытанные в водяном те- носителя до 600 – 650 0С соответственно. При плоносителе при 3500С и давлении 18 МПа в этом уменьшение толщины защитных покры течение 9,4 тыс.ч, сохранили целостность слоя тий не превысит допустимого значения и их SiC (сборка 5). Количество выщелаченного прочность будет достаточной для удержания урана было близким к уровню загрязнения твердых и газообразных продуктов деления.

покрытия топливом. Это позволяет сделать На основании анализа экспериментальных заключение о том, что МТЭ после длительной данных установлен параболический характер эксплуатации в активной зоне легководных роста коррозионных потерь в интервале тем реакторов при номинальных режимах в усло- ператур 350–950 0С и построены параметри виях аварии при температуре до 1210 0С не ческие температурно-временные зависимости будут повреждаться. для оценки глубины коррозии покрытий.

Таким образом, определяющим фактором Показано, что в интервале температур повреждения МТЭ с SiC покрытием, находя- 350–850 0С покрытия из РуС имеют более вы щихся в контакте с нержавеющими сталями, сокую коррозионную стойкость, чем из SiC.

при воздействии парогазовой окислительной Необлученные МТЭ с наружным защит среды является температура, исходя из чего ным покрытием из SiC успешно выдержали для необлученных МТЭ за предельно допусти- испытания на термоциклирование путем мую температуру следует принять 1200 °С. предварительного нагрева в воздушной ат Оценивая коррозионную стойкость не- мосфере до 1600 0С и последующим резким ржавеющих сталей 08Х18Н10Т и ЭИ 847 охлаждением в воде.

(05Х15Н16М3Б), находящихся при испыта- Испытания МТЭ в парогазовой среде в те ниях в парогазовой среде в контакте с МТЭ, чение 2–4 ч без контакта с конструкционными можно отметить следующее. Диски и трубки материалами ТВС выявили их высокую кор из стали 08Х18Н10Т, испытанные при 1300– розионную стойкость и целостность до тем 1450 °С в сборках 1,2,3,7 (1-ая серия), 9,10,15 пературы 1600 0С. При 1670 0С отмечено зна (2-ая серия), полностью прокорродировали чительное повреждение МТЭ – коррозионные потери массы составили 24 %, а количество 4. А.О. Гольцев, Н.Е. Кухаркин, разрушенных МТЭ достигло 25 %. И.С. Мосевицкий и др. Концепция безопасного МТЭ, испытанные в парогазовой среде корпусного водо-водяного реактора с тепло при температуре 1200 0С в условиях кон- выделяющими блоками на основе микротвэ такта с конструкционными материалами лов ВТГР. – Атомная энергия, 1993, т. 75, вып.

ТВС - аустенитными нержавеющими сталями 6, с. 418–423.

марок 08Х18Н10Т и ЭИ847 - полностью со- 5. Н.Н.Пономарев–Степной,Н.Е. Кухаркин, хранили целостность оболочки из SiC. При А.А. Хрулев и др. Перспективы применения 1260–1450 0С произошло разрушение от 75 до микротвэлов в ВВЭР. Атомная энергия, 1999, т.

100 % МТЭ. Основной причиной разрушения 86, вып.6. с. 443–449.

является взаимодействие защитного слоя SiC 6. W. Kim, H. Hwang, J. Park, W. Ryu с нержавеющей сталью. Corrosion behaviours of sintered and chemically В изученных условиях при 1300–1450 0С vapor deposited silicon carbide ceramics in water to стали марок 08Х18Н10Т и ЭИ847 обладают 360 °C.-J. Mat. Sci. Let., 2003, № 22, p. 581-584.

одинаковой и сравнительно низкой коррози- 7. Г.А.Филиппов, Е.И.Гришанин, онной стойкостью. При выдержке в течение Б.И.Фонарев и др. Исследование коррозионной 2 ч глубина коррозии достигает 0,5 мм и более стойкости оболочек микротвэлов из карбида или происходит их расплавление. При 1100 кремния и PyC применительно к условиям –1210 0С глубина коррозии после 4 часов не работы легководных реакторов АЭС. Атомная превышает 0,2 мм. энергия. Т.101, вып.4, октябрь 2006.

Температура 12000С может считаться 8. Г.А.Филиппов, Л.Н.Фальковский, В.М.

проектным пределом применения микро- Трубачев и др. Экспериментальное исследова топливных элементов для реакторов с лег- ние работоспособности защитных оболочек ководным теплоносителем. Непревышение микротвэлов применительно к условиям тяже этой температуры при протекании тяжелых лых аварий легководных реакторов. Атомная аварий должно обеспечиваться системами энергия. Т.103, вып.5, ноябрь 2007.


безопасности реакторной установки АЭС. При 9. Г.А.Филиппов, Г.В. Момот, В.М.

этом стали 08Х18Н10Т и ЭИ847 могут быть Трубачев и др. Коррозионная стойкость рекомендованы в качестве конструкционных микротвэлов в воздушной среде при контакте материалов тепловыделяющей сборки с МТЭ с элементами ТВС из аустенитной нержавею в легководных реакторах. щей стали. Атомная энергия, т. 104, вып. 3, Работа проводилась при финансовой под- март 2008 стр 189–192.

держке Федерального агентства по науке и 10. M.A. Mayers. The rate of oxidation инновациям. graphite by steam. Pittsburgh Pa, USA, J. Carnegie Inst of technical research, 1964.

11. А.С. Фиалков. Углеграфитовые мате Список литературы риалы. М.: Энергия, 1979.

12. Г.Г. Гнесин Карбидокремниевые мате 1. Д. Бедениг. Газоохлаждаемые высокотем- риалы. М.: Металлургия, 1977.

пературные реакторы М.: Атомиздат, 1975, с. 224. 13. В.И. Никитин. Расчет жаростойкости 2. Р.Г. Богоявленский. Гидродинамика и материалов. М.: Металлургия, 1976.

теплообмен в высокотемпературных реакторах с 14. W. Lippman, J. Knorr, R. Nring, M.

шаровыми твэлами. М, Атомиздат, 1978, с 86-94. Umbreit Investigation of the use of ceramic 3. О.С. Виноградов, И.П. Смирнов, materials in innovative light water reactor – fuel И.П. Тигарев Гидродинамика кассет с шаровой за- rod concepts – Nuclear Engineering and Design, сыпкой. – Труды ЦКТИ, 1977, вып. 145, с. 107-119. 2001, №205,.p. 13 – 22.

The paper presents generalized research data on corrosion resistance and integrity of protective coating of the non-irradiated micro-spherical fuel elements with silicon carbide and pyrocarbon layer. The data have been obtained during operational-life proof tests with coolant parameters similar to normal operating conditions of VVER-type light water reactors, boiling reactors and superheated steam reactors and also under the conditions simulating the accident.

УДК 621.039.524. Васильченко И.Н., Кушманов С.А., Махин В.М.

(ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС») ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ ПЭЛОВ ДЛЯ ВВЭР- Рассмотрены: конструкция, режимы и основные результаты по эксплуатации поглощающего элемента(ПЭЛа) для реактора ВВЭР-1200 и задачи усовершенствования и перспективных разработок ПЭЛа для ВВЭР действующих и новых проектов.

Введение паросодержания в отдельных струях теплоно сителя в активной зоне;

оперативного запаса В процессе эволюционного развития кон- на нестационарное отравление ксеноном и вы струкций ВВЭР решается комплекс задач, одна равнивание энерговыделения;

эффективности из которых увеличение эксплуатационного ре- застрявшего пучка поглотителей и начальной сурса и надежности поглощающих элементов подкритичности после сброса аварийной (ПЭЛов) установки [1]. Комплексные исследо- защиты.

вания поглощающих материалов, включаю- Механическая система СУЗ предназначена щие изучение радиационной и коррозионной для компенсации быстрых изменений реак стойкости данных материалов, их физической тивности (эффекты: температурный, мощ эффективности, а также референтный опыт ностной, отравления). Медленные изменения применения ПЭЛов в водоохлаждаемых реак- реактивности (выгорание топлива) компенси торах позволяют в проекте АЭС-2006 прора- руются изменением концентрации раствора ботать конструкцию ПЭЛа со значительным борной кислоты в теплоносителе и системой ресурсом. Очевидно, что в случае положи- выгорающих поглотителей.

тельных результатов целесообразно примене- Пример применения ПЭЛов в режиме из ние результатов не только для проектируемых менения мощности в пределах: 100-50-100% блоков с ВВЭР-1200, ВВЭР-600 и др., но и для рассмотрен в [2]. С целью минимизации водо действующих блоков с ВВЭР-1000. обмена при борном регулировании мощности В статье приведены результаты опыта экс- и, соответственно, снижения жидких радио плуатации ПЭЛов реакторов ВВЭР, предложе- активных отходов ПЭЛы должны полностью ния по конструкции и задачи исследований обеспечивать реализацию указанных режимов для обоснования ПЭЛа ВВЭР-1200. с гашением ксеноновых колебаний мощности.

Конструкция и опыт эксплуатации Назначение и конструкция ПЭЛа ВВЭР-1000 90-х годов. Опыт Начиная с 1995 года, на энергоблоках с эксплуатации ВВЭР-1000 устанавливается на эксплуатацию ПЭЛ новой конструкции с комбинированным Назначение ПЭЛа поглотителем, разработанный и изготавли ваемый на Московском заводе полиметаллов Поглощающий элемент реактора типа (рис.1). Этот ПЭЛ создан в 90-е годы в составе ВВЭР-1000 – конструктивный элемент си- работ по переводу энергоблоков АЭС на более стемы управления и защиты реактора (СУЗ), экономичные топливные циклы, а так же для входящий в состав механической системы решения проблемы «застревания» ПЭЛов в СУЗ. Согласно [2] полная физическая эф- направляющих каналах ТВС. Эта проблема фективность механической системы СУЗ возникла в связи с увеличением длитель должна быть не меньше суммы следующих ности топливного цикла и, как следствие, эффектов: Доплер-эффекта топлива при из- формоизменения бесчехловых ТВС и была менении мощности от 0 до 100%;

изменения решена с помощью комплекса мероприятий средней температуры воды 1-го контура при по реактору и ТВС. Был увеличен вес ПЭЛа.

изменении мощности от 0 до 100%;

изменения Одновременно решена задача увеличения настоящее время наработка ПЭЛов составляет 8 топливных загрузок или 57360 эффективных часов. ПЭЛ планируется исследовать в ОАО «ГНЦ РФ НИИАР» с целью подтверждения правильности заложенных конструкторских решений и ресурсных характеристик и раз работки рекомендаций по дальнейшему со вершенствованию ПЭЛов. Предполагаемые сроки окончания эксплуатации – сентябрь 2010 года, начала исследований – 2011 год.

Указанная конструкция ПЭЛа (рис.1) при меняется во всех проектах РУ с ВВЭР-1000.

ПЭЛ установлен на действующие энергобло ки с ВВЭР-1000 и удовлетворяет требованиям эксплуатирующих организаций (АЭС), в частности:

– по надежности - ни одного отказа за все время эксплуатации;

– по ресурсу - 10 лет, из них 3 года в регулирующих группах;

– по выполнению функций безопасности на всех блоках обеспечивается время падения в режиме аварийной защиты – не более 4-х секунд;

– по эффективности - с учетом выгора ния поглотителя обеспечивается надежное регулирование мощности в режиме регули рования и надежное глушение реактора в режиме аварийной защиты в течение всего назначенного срока службы.

Рис. 1. Поглощающий элемент ВВЭР-1000 с ПЭЛы с таблеточным и порошковым погло комбинированным поглотителем тителями Важным этапом совершенствования кон ресурсных характеристик ПС СУЗ с помо- струкции ПЭЛа является переход на табле щью применения в нижней части ПЭЛа n-f точное исполнение поглотителя. В отличие поглотителя (титаната диспрозия) вместо от ПЭЛ с виброуплотненным порошковым карбида бора. Титанат диспрозия обладает поглощающим материалом, ПЭЛ с таблет более высокой радиационной стойкостью ками из поглощающего материала может [3,4]. В качестве конструкционного материала изготавливаться на автоматизированных ли предложен сплав 42ХНМ, также обладающий ниях. Имеются отличия в поведении ПЭЛов повышенной радиационной стойкостью. с таблеточным и порошковым поглотителем.

В группе автоматического регулирования В частности, при выгорании до 25% порошок (АР) ПЭЛы погружаются в активную зону до карбида бора сохраняет сыпучесть [3], т.е. в не отметок 0,7-0,9 высоты активной зоны, а в си- которых случаях разгерметизации оболочки стеме аварийной защиты (АЗ) находятся выше порошок может вымываться из ПЭЛа[3]. При активной зоны. большем выгорании - спекается, в результате Установленный срок службы ПЭЛа в на- чего возможно значительное повышение дав стоящее время составляет 10 лет, из которых ления гелия в нижней части ПЭЛа [1, 3]. При до 3-х лет ПЭЛ применяется в группе автома- одинаковом флюенсе нейтронов удельный тического регулирования. выход гелия из В4С в 2-3 раза выше в случае На Калининской АЭС завершается эксплу- таблеточного ПЭЛа [3]. Эффект обусловлен атация первой партии утяжеленных ПЭЛов. В различием в средней температуре поглотителя – выше в таблеточном ПЭЛе. Предельное зна- ПЭЛ для ВВЭР-1200 разрабатывается в чение 50 % среднего по сечению сердечника двух исполнениях:

выгорания изотопа 10В в ПЭЛах с таблеточным – с порошковым виброуплотненным и порошковым поглотителями оценено в [3]. поглотителем (аналог – порошковый ПЭЛ Проведены сравнительные испытания ВВЭР-1000);

герметичных и негерметичных ПЭЛов с та- – с рабочим сердечником из набора вкла блеточным и порошковым сердечниками [4]. дышей поглощающего материала в виде Наличие дефекта в сварном соединении пло- спрессованных таблеток.

щадью 1 мм2, а также отверстия в оболочках ПЭЛов диаметром 0,1 мм не привело к измене- Изменение конструкции ПЭЛа нию характеристик.

Результаты выполненных обоснований Вследствие приближения ПЭЛа к ак нашли отражение в техническом проекте та- тивной зоне (эксплуатация в системе АЗ) и блеточного ПЭЛа, который был утвержден в реализации маневренных режимов (эксплуа 2004 году. В настоящее время 2 ПС СУЗ (каж- тация в группе АР) необходима переоценка дый с 18-ю таблеточными ПЭЛами) установ- размеров частей ПЭЛа с титанатом диспрозия лены в 14-у топливную загрузку 4-го блока и карбидом бора. Эта задача должна решаться Балаковской АЭС: в группу автоматического с учетом сохранения физической эффективно регулирования и в группу аварийной защиты. сти ПЭЛов и повышения эксплуатационного После эксплуатации таблеточных ПЭЛов их ресурса ПЭЛа до 20-30 лет. Целесообразно необходимо исследовать в «горячих» камерах увеличение размеров зоны с титанатом дис НИИАР. прозия, что, в свою очередь, приведет к сни жению физической эффективности ПЭЛа.


В связи с тем, что в проекте РУ с ВВЭР Проект АЭС-2006 и исследования ПЭЛ 1200 предусмотрена возможность размеще ния до 121 органа регулирования, снижение эффективности не повлияет на уровень без ПЭЛ для ВВЭР-1200 опасности РУ. Однако данное изменение тре бует проведения дополнительных анализов Имеются следующие отличия условий экс- безопасности, а также проведения анализов плуатации ПЭЛа в РУ ВВЭР-1200 от условий динамической устойчивости блока в переход ВВЭР-1000 по параметрам теплоносителя: ных режимах нормальной эксплуатации (НЭ) – увеличение рабочего давления с 15,7 до и при нарушениях НЭ (ННЭ).

16,2 МПа;

– увеличение температуры теплоноси- Обоснование повышенного ресурса теля на выходе из активной зоны с 3200С до 3300С;

Необходимо обоснование возможности по нейтронно-физическим условиям: увеличения эксплуатационного ресурса – нахождение нижнего сварного шва ПЭЛов с имеющихся 10 лет до 20 и даже 30. Из ПЭЛа и нижней части поглотителя в области указанного срока необходимо определить вре больших флаксов нейтронов, чем в ВВЭР-1000. мя эксплуатации в системе АР при скорости Этот эффект обусловлен для ПЭЛа в группах повреждающей дозы 2-5 сна/год. Имеющиеся АЗ уменьшением номинального расстояния от данные по послереакторным исследованиям нижнего края ПЭЛа до верха активной зоны, а отработавших ПЭЛ говорят о наличии за для ПЭЛов в группе АР - увеличением мощ- пасов по характеристикам, влияющим на ности ВВЭР-1200;

работоспособность ПЭЛа [1-6]. В частности, по режимам эксплуатации: успешно проведена 17-летняя эксплуатация – возможность работы РУ в глубоком стержня АЗ-КС с титанатом диспрозия в ре маневренном режиме эксплуатации – на на- акторе МИР [7]. В стержне достигнут флюенс чальном этапе освоенный режим 100-75-100%, быстрых нейтронов 2,2 1022 см-2 (Е0,1 МэВ), далее 100-50-100% и в пределе 100-25-100%;

флюенс тепловых нейтронов 9,5 1022 см- – повышенный ресурс ПЭЛа до 20-30 (Е0,215 эВ).

лет. В настоящее время в ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС» запланированы работы по определению основных факторов, влияющих проектные режимы 3 и 4-й категорий). Ранее на ограничение назначенного ресурса ПЭЛ для обоснования работоспособности ПЭЛов – флюенсов тепловых и быстрых нейтронов. при ННУЭ и ПА в качестве исходных данных После выполнения данных исследований принимались температурные условия твэлов.

представляется целесообразным проведение Указанный подход позволял гарантировать следующих работ: отсутствие плавления ПЭЛа в проектных – определение изменения физической эф- режимах ПА 3 и 4 категорий. Вместе с тем, фективности ПЭЛа в ходе выгорания при 20- и при нагреве облученных ПЭЛов могут быть 30-ти летнем назначенном сроке службы;

процессы, приводящие к формоизменениям – обобщение имеющихся расчетно- (например, газовыделение из облученного экспериментальных данных по свойствам по- карбида бора). Кроме того, в указанных режи глощающих и конструкционных материалов мах ПЭЛ находится в направляющем канале, ПЭЛа с целью обеспечения 20- и 30-ти летнего то есть условия охлаждения твэлов и ПЭЛов назначенного срока службы и, при необходи- могут отличаться. Детализация температур мости, облучение в исследовательском реакто- ных режимов позволит уточнить состояние ре макетов ПЭЛ до флюенсов, соответствую- ПЭЛов.

щих 20- 30-ти летнему назначенному сроку Для подтверждения работоспособности службы, с последующими послереакторными ПЭЛа в режимах ННУЭ и ПА при параметрах, исследованиями. определяемых в теплогидравлических анали зах, возможно проведение экспериментальных Расчетное исследование условий исследований на стенде ПАРАМЕТР в НИИ эксплуатации ПЭЛов в проектных НПО «ЛУЧ». Предварительный эксперимент режимах 1-4 категорий при параметрах, соответствующих режиму с разрывом трубопровода Ду 850 АЭС-2006, Расчетное исследование условий эксплуа- был проведен в 2008 г. Посттестовый анализ тации ПЭЛов включает в себя следующие показал, что ПЭЛ не разгерметизировался.

этапы: Радиальные деформации оболочки ПЭЛ и на – определение диапазонов относитель- правляющего канала экспериментальной 19 ного положения поглотителя и топлива при ти элементной сборки не зарегистрированы.

работе ПЭЛа в группах АР и в системе АЗ;

Результаты исследований будут – определение энерговыделений в на- использованы:

правляющем канале (НК) ТВС, материалах – для обоснования возможности дальней ПЭЛов и теплоносителе в режимах ННУЭ и шей эксплуатации ПЭЛов после прохождения ПА;

режимов с ННУЭ;

– проведение теплогидравлических рас- – для обоснования отсутствия формоиз четов в стационарных режимах при НУЭ;

менений ПЭЛов, влияющих на его надежное – выбор определяющих режимов ННУЭ введение в активную зону в ПА;

и ПА для обоснования ПЭЛа;

– для исследований поведения конструк – проведение теплогидравлических рас- ции ПЭЛа при запроектных авариях с целью четов и определение температуры конструк- выработки рекомендаций по ограничению их ционного и поглощающего материалов ПЭЛов последствий.

в определяющих режимах ННУЭ и ПА;

Очевидно, что такой подход не исключает – оценка физической эффективности техническое освидетельствование ПЭЛа по ПЭЛа в активной зоне с учетом выгорания сле указанных режимов.

поглотителя и обоснование успешности вы полнения функций безопасности;

Вопросы производства ПЭЛов – обоснование ресурсных характеристик ПЭЛа путем определения слабых мест кон- При реализации запланированных вводов струкции на основании имеющихся экспери- в строй новых генерирующих мощностей ментальных данных. годичные объемы выпуска ПЭЛов на заводе В настоящее время проводится доработка изготовителе должны быть увеличены в 5- методики в части анализа работоспособности раз (2008 –2017 годы). Задачу обеспечения ПЭЛов в режимах ННУЭ (проектный режим строящихся АЭС поглощающими элементами 2-й категории) и в проектных авариях (ПА, возможно решить с помощью организации производства ПЭЛов на автоматизированных – разработка конструкции ПЭЛа, обе линиях. Изменение технологии изготовления спечивающей возможность его изготовления влечет за собой работы по разработке и обо- на автоматизированных линиях;

снованию конструкции ПЭЛа, который дол- – обоснование повышенного ресурса жен изготовляться на таких линиях. Основные ПЭЛа ВВЭР-1200;

конструктивные особенности такого ПЭЛа – разработка методики оценки остаточ заключаются в использовании таблеточного ного ресурса ПЭЛа с учетом фактических поглотителя и герметизации оболочки с по- условий нагружения.

мощью контактно-стыковой сварки вместо 3. Перспективной задачей при разработке аргонодуговой. Безусловно, что для внедре- и модернизации ПЭЛа являются применение ния таких изменений (особенно изменение новых конструкционных и поглощающих вида сварки) необходимы обосновывающие материалов – сплава циркония с гафнием и испытания и исследования. гафната диспрозия.

Разработка методики оценки остаточного Список литературы ресурса ПЭЛа Необходима разработка методики, учиты- 1. В.Д. Рисованый, Е.Е. Варлашова, вающей реальные условия эксплуатации ПЭЛа С.Р. Фридман. Поглощающие материалы и в активной зоне. Данная методика позволит органы регулирования реакторов ВВЭР- избежать выгрузки ПЭЛов, невыработавших и PWR. Состояние, проблемы и пути их реше свой ресурс, уменьшить затраты эксплуа- ния»: Обзор, Димитровград: ГНЦ РФ НИИАР, тирующих организаций на закупку новых и 1998.-54 с.

утилизацию отработавших ПЭЛов. 2. Ф.Я. Овчинников, В.В. Семенов.

Эксплуатационные режимы ВВЭР, раздел 3.3.

Применение новых конструкционных и Требования к системе управления и защиты поглощающих материалов ВВЭР, М.: Энергоатомиздат, 1988, стр.85-92.

3. А.В. Захаров и др. Поведение карбида Разрабатываемый в настоящее время про- бора при облучении в реакторах ВВЭР-1000/ ект ПЭЛа ВВЭР-1200 использует освоенные в Сб. трудов. Димитровград: ГНЦ РФ НИИАР, производстве и эксплуатации поглощающие и 1999, вып.1, с.20-30.

конструкционные материалы. 4. С.Р. Фридман и др. Реакторные испыта В рамках дальнейшей эволюции кон- ния и материаловедческие исследования не струкции необходимо уделять внимание аль- герметичных макетов пэлов с карбидом бора/ тернативным материалам, которые позволят Сб. трудов. Димитровград: ГНЦ РФ НИИАР, получить более высокие эксплуатационные 1999, вып.1, с.31-37.

свойства. В качестве поглощающего материа- 5. В.Д. Рисованный и др. Радиационная ла целесообразно рассмотреть возможность стойкость таблеток титаната диспрозия раз использования гафната диспрозия [8]. В ка- личной технологии изготовления/Сб. трудов.

честве конструкционного материала – сплав Димитровград: ГНЦ РФ НИИАР, 2002, вып.4, циркония и гафния. с.45-49.

6. В.Д. Рисованный и др.

Материаловедческие исследования таблеток Заключение титаната диспрозия после облучения в реак торе БОР-60/Сб. трудов. Димитровград: ГНЦ 1. В настоящее время накоплен поло- РФ НИИАР, 2005, вып. 3, с.62-69.

жительный опыт эксплуатации составного 7. В.Д. Рисованный и др. Результаты ис ПЭЛа (нижняя часть из титаната диспрозия следований стержня АЗ-КС с титанатом дис и верхняя часть - из карбида бора). Этот ре- прозия, отработавшего 17 календарных лет ферентный опыт используется для проекта в реакторе МИР/Сб. трудов. Димитровград:

АЭС-2006. ГНЦ РФ НИИАР, 2005, вып. 3, с.46-53.

2. Основными задачами при разработке 8. В.Д. Рисованный и др. Гафнат диспрозия проекта ПЭЛа ВВЭР-1200 являются: как поглощающий материал для органов регу лирования реакторов на тепловых нейтронах/ Сб. трудов. Димитровград: ГНЦ РФ НИИАР, 2005, вып. 3, с.54-61.

The paper presents a design of the VVER-1200 absorbing rod, conditions and main results of its operation, tasks for its improvement and development of advanced designs of absorbing rods both for operating VVER and newly designed ones.

УДК 621.039. В.В. Перевезенцев, В.И. Солонин.

(Московский государственный технический университет имени Н.Э.Баумана) ГИДРОДИНАМИЧЕСКОЕ И ГИДРОМЕХАНИЧЕСКОЕ ВОЗБУЖДЕНИЕ ВИБРАЦИЙ ПУЧКОВ ТВЭЛОВ ТВС ВВЭР- Проведены расчетные и экспериментальные исследования гидродинамического и гидромеханического возбуждений вибраций пучка твэлов тепловыделяющих сборок (ТВС) ВВЭР-440. На гидродинамическом стенде с использованием полномасштабных макетов штатной и второго поколения ТВС получены много численные экспериментальные данные по виброперемещениям пучка в условиях существенного изменения гидродинамики потока на входе в ТВС за счет размещения дроссельных шайб различных диаметров при скоростях течения воды в пучке до 7 м/с (числа до 7·104). По измеренным пульсациям давления по периметру пучка твэлов определены гидродинамические силы на единицу длины пучка и получены две характерные области влияния гидродинамических нагрузок на интенсивность вибраций. Обнаружено существенное влияние вертикальных и маятниковых горизонтальных механических колебаний ТВС, имитирующих ко лебания шахты и корзины реактора с размещенными в них ТВС. Вертикальные механические колебаний приводят к увеличению виброперемещений пучка твэлов в горизонтальной плоскости более чем в десять раз по сравнению с условиями только гидродинамического возбуждения. Вынужденные маятниковые колебания возбуждают вибрации пучка твэлов с интенсивностью более, чем в два раза превышающей амплитуды маятниковых колебаний.

Введение решетке 7 и посредством выступов в верх ней части шестигранной чехловой трубы Вибрационные процессы в ядерных и верхней дистанционирующей решетки реакторах в значительной степени опреде- с широким ободом образует упругую опору ляют надежность оборудования и безопас- в верхней части пучка. Головка и хвостовик ность эксплуатации энергоблока в целом. ТВС жестко по шестигранной поверхности Динамическое воздействие потока тепло- соединены с чехлом, являющимся несущим носителя на конструктивные элементы ре- элементом конструкции /1/.

акторных систем может инициировать и Вибрации пучка твэлов в ТВС поддерживать их механические колебания приводят:

(вибрации). Одними из наиболее важных – к циклическим изгибным деформа механических систем, определяющих без- циям оболочек твэлов и, как следствие к аварийную работу реакторных установок, развитию коррозионно-усталостных про являются тепловыделяющие сборки (ТВС). цессов, способных вызвать разгерметиза ТВС ВВЭР-440 (рис.1) состоит из пучка цию оболочек и выход продуктов деления в тепловыделяющих элементов (твэлов) 4, за- теплоноситель;

ключенных в шестигранный чехол 3, голов- – к динамическому взаимодействию ки 1 и хвостовика 2. Твэлы в количестве 126 оболочек твэлов с пуклевками дистанцио штук в пучке расположены по треугольной нирующих решеток с опасностью фреттинг решетке и объединены между собой дис- износа оболочек твэлов;

танционирующими решетками 5 «сотово- – к повышенным циклическим напря го» типа, закрепленными на центральной жениям в области крепления хвостовиков трубе 9, и нижней опорной решеткой 7, твэлов в нижней опорной решетке, прово закрепленной на хвостовике. Пучок твэлов цирующим развитие механического износа как механическая колебательная система на поверхности контакта хвостовик- нижняя имеет жесткую опору в нижней опорной опорная решетка.

Механизмы возбуждения вибраций пучка твэлов Выявление механизмов возникновения вибраций пучков твэлов в ТВС является важ нейшим этапом создания методик расчетных и экспериментальных анализов вибрационных процессов и выработки научно обоснованных рекомендаций по конструктивным решениям, направленным на повышение устойчивости ТВС в целом и ее отдельных элементов к динамическим воздействиям теплоносителя.

Обоснование работоспособности конструк ций ТВС традиционно проводится в три эта па: дореакторные стендовые имитационные испытания;

отработка опытных ТВС в реак торных петлевых экспериментах;

опытная загрузка активной зоны ТВС новой конструк ции. Особое значение в решении указанной проблемы имеют дореакторные стендовые испытания при частичном моделировании реакторных условий эксплуатации. При таких испытаниях может существенно меняться ги дродинамика потока на входе в ТВС. В част ности, за счет размещения дроссельных шайб или антидебризных фильтров (рис.2).

Рис.1 Тепловыделяющая сборка второго поколения ВВЭР- Рис.2. Схема размещения дроссельных шайб 1-головка;

2-хвостовик;

3-чехол;

4- твэл;

5-решетка и антидебризного фильтра в макете ТВС дистанционирующая;

6-решетка дистанционирующая ВВЭР- верхняя;

7-нижняя решетка опорная;

8-решетка защитная;

9-труба центральная;

10-палец захватный;

1-нижняя решетка опорная;

2-антидебризный 11- упор;

12- фиксатор фильтр;

3-дроссельная шайба В стендовых условиях возможно получе- [M]{}+[C]{}+[K]{u}={F} (1) ние детальной информации по пульсациям давления теплоносителя на обтекаемых по- где {u} - вектор узловых перемещений верхностях конструкции ТВС. Именно по (точками указано дифференцирование по пульсациям давления судят о воздействую- времени);

[M], [C], [K]- матрицы масс, демп щих на обтекаемые элементы конструкции фирования и жесткости соответственно;

{F} гидродинамических нагрузках. вектор узлового силового воздействия Кроме гидродинамики потока важнейшим Построение конечно-элементной модели фактором, определяющим особенности вибро- ТВС проводилось с помощью программы нагруженности ТВС, являются условия закре- ANSYS 5.5. При этом рассматривались два пления элементов внутрикорпусных устройств предельных случая взаимодействия оболочек (ВКУ). Вследствие динамического воздей- твэлов с дистанционирующими решетками:

ствия потока теплоносителя между корпусом твэлы зафиксированы в ячейках дистанцио реактора и шахтой возникают маятниковые нирующих решеток в продольном направле колебания шахты, корзины активной зоны и нии и твэлы свободно скользят в ячейках дис установленных в них ТВС. Воздействие потока танционирующих решеток. Предварительный теплоносителя вызывает также и вертикаль- анализ показал, что условия взаимодействия ные колебания ВКУ и вложенных в них ТВС. оболочек твэлов с дистанционирующими Очевидно, меняющееся за время длительной решетками влияют, прежде всего, на низшие эксплуатации состояние опорных конструк- формы колебаний пучка твэлов. Фиксация ций ВКУ в значительной степени определяет твэлов в дистанционирующих решетках в маятниковые горизонтальные и вертикальные продольном направлении приводит к увели колебания ВКУ /2/. В свою очередь, характе- чению собственных частот колебаний пучка.

ристики этих колебаний оказывают соответ- Собственные частоты колебаний пучка в ствующее влияние на условия формирования первом случае составляют от 4,9 до 5,2 Гц, вибрационных нагрузок на ТВС. В стендовых а во втором – от 3,7 до 3,9 Гц в зависимости испытаниях возможна организация вертикаль- от направления колебаний перпендикулярно ных и горизонтальных маятниковых колеба- или параллельно грани пучка. Следует от ний с течением теплоносителя через ТВС. метить, что полученные расчетные значения Расчетные исследования влияния механи- собственных частот практически совпадают с ческих колебаний на вибрации пучка твэлов экспериментальными значениями /3/.

В настоящее время отсутствуют резуль- Вынуждающее воздействие в конечно таты систематических исследований дина- элементном анализе задается в виде пере мических воздействий теплоносителя на менных во времени сил (моментов сил) или конструктивные элементы ТВС, в частности, перемещений, приложенной к соответствую нет количественных данных о гидродинами- щим степеням свободы модели. В расчетах ческом нагружении пучка твэлов. Не изучено такое возбуждение моделировалось в виде влияние структуры потока теплоносителя на перемещений нижнего узла хвостовика в входе в пучок на его вибрационные характе- двух горизонтальных (x, y) и в вертикальном ристики. Нет данных о влиянии механических (z) направлениях по закону «скользящего вертикальных и горизонтальных маятнико- синуса» с амплитудами Ax, Ay, Az и с частота вых колебаний ТВС на вибрационные харак- ми fx, f y, fz. В модели «скользящего синуса»

теристики пучка твэлов. воздействие задается в виде q(t)=Asin((t)t), Для численного моделирования влияния где (t)-кусочно-линейная периодическая механических колебаний на возбуждение функция (пилообразная), изменяющаяся от вибраций пучка твэлов в плоскости перпен- 1=2(f-f) до 2=2(f+f), и с периодом, со дикулярной оси ТВС использовался конечно- ответствующим частоте f. В данном случае элементный метод, как наиболее универсаль- f- диапазон изменения частоты возбуждения.

ный для дискретизации пространственных Приравнивание к нулю какой-либо из этих ам континуальных систем. Моделирование плитуд эквивалентно фиксации хвостовика в вынужденных колебаний с использованием соответствующем направлении. Приравнивая конечно-элементного метода заключается в частоты fx и f y, а также комбинируя амплитуды решении уравнения: Ax,Ay можно обеспечить возбуждение в любом горизонтальном направлении. В расчетной виброперемещения (соизмеримые с амплиту модели направление –x– перпендикулярно дой возбуждения) проявляются только в на грани чехла, y – параллельно грани чехла. правлении действия вынуждающей нагрузки.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.