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 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 7 |

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

-- [ Страница 4 ] --

«холодной пробки» рассматривается в рамках По классификации EUR все три фазы от обобщённого сценария после моделирования носятся к запроектной категории DEC (Design фазы повторной критичности. Extension Conditions), для которой не исклю На основе вышесказанного для анали- чается повреждение активной зоны.

за разработан гипотетический сценарий, Исходные данные с оценкой неопределённостей по множеству статистически варьируемых параметров – Анализ безопасности проводился для кон- нейтронных, теплофизических, теплогидрав ца борной кампании (т.е. кампании реактора лических и гидродинамических. В таблице до нулевого значения бора в теплоносителе 1 представлена информация по некоторым на номинальной мощности), характерного для характерным варьируемым параметрам.

практики эксплуатации настоящего времени Кроме перечисленных в таблице 1, ва четырёхгодичного стационарного топливного рьировались и другие параметры: исходное цикла. В этом состоянии влияние эффекта за- давление первого контура, характеристики холаживания наиболее неблагоприятно вслед- обратных связей по теплоносителю и топливу, ствие большой отрицательной обратной связи коэффициенты теплопроводности в топливе и (коэффициента реактивности) по температуре газовом зазоре, погрешность расчёта остаточ теплоносителя. ного тепловыделения, параметры поперечных На рисунках 1 и 2 представлены исходные связей и турбулентного перемешивания между данные по размещению 61 ОР СУЗ в активной каналами в реакторе, а также наличие или от зоне реактора ВВЭР-1000, а также распределе- сутствие закрутки теплоносителя в реакторе.

ния энерговыделения и выгорания в секторе Общее количество фактических варьируемых симметрии 600, реализующиеся в исходном параметров составило 30 шт.

состоянии. В качестве исследуемых были взяты Использовалось 20 расчётных участков по параметров: полная мощность в активной высоте активной зоны. зоны (Nt), максимальная линейная мощность На первом этапе исследования рассматри- в «горячем канале» (Qlhot), аксиальный оффсет вался единичный консервативный вариант. На мощности в активной зоне (Power offset), реак втором этапе исследования проводился ана- тивность активной зоны (React), температура лиз множества вариантов в BE приближении, на входе в квадрант 2 активной зоны (Tin_2), Таблица Показатели некоторых характерных варьируемых параметров Распределение варьируемого Статистически варьируемый параметр (и его обозначение) параметра и диапазон изменения Тепловая мощность в исходном состоянии (Nt), отн.

ед. Равномерное [0.96, 1.04] Погрешность расчёта температуры воды первого контура, поступающей из Равномерное [-20., 0.] аварийного ПГ-2 в реактор (t_cool), 0С Критический тепловой поток (CHF), отн.ед. Нормальное (=1., =0.11) Мощность горячего твэла, относительно предельного значения (K_kan), отн.ед. Равномерное [0.9, 1.0] Расход теплоносителя в горячей струе, отн.ед. Равномерное [0.95, 1.05] Момент останова ГЦН-2, с Равномерное [6.0, 8.0] Исходное аксиальное положение рабочей группы1), % от высоты активной зоны Равномерное [85., 95.] Исходный профиль1) нестационарного отравления 135Xe, отн. ед. Равномерное [-0.7, +0.5] Число ОР СУЗ, зависших в крайнем верхнем положении в квадранте активной Равномерное [3., 13.]2) зоны2), относящемся к петле 2 (TOP2), шт.

Число ОР СУЗ, зависших в нижней части активной зоны в квадранте активной Равномерное [3., 13.]2) зоны2), относящемся к петле 2, шт.

Среднее положение по высоте ОР СУЗ, зависших в нижней части активной зоны Равномерное [33., 68.]2) в квадранте активной зоны2), относящемся к петле 2, см Корректировка сечения поглощения нейтронов поглотителем для каждой из Равномерное [0.95, 1.05] нескольких отдельных групп ОР СУЗ, отн. ед.

Вариации исходных значений профиля Xe и аксиального положения рабочей группы вносят определяющий вклад в величину 1) исходного аксиального оффсета энерговыделения (OFF0 = [ВЕРХ-НИЗ]/[ВЕРХ+НИЗ] · 100%) в активной зоне в диапазоне [-24., +12.] %, при котором обеспечиваются предельные допустимые значения линейного энерговыделения Qlhot.

Случайное моделирование номеров ячеек с зависшими 29 ОР СУЗ в крайнем верхнем положении и 26 ОР СУЗ в нижней части 2) активной зоны, а также случайное моделирование их высот в диапазоне [33., 68.] см, проводилось по всей активной зоне. На этой основе формировался ряд производных параметров, относящихся к каждому квадранту активной зоны, и играющих роль фактических варьируемых параметров.

Рис.1. Размещение 61 ОР СУЗ в активной зоне реактора ВВЭР- Методика анализа запас до кризиса теплообмена (DNBR), мак симальная температура оболочки твэл (Tcl), максимальная температура топлива (Tf ) и мак- Для анализа методом BEPU используется симальная радиально усреднённая энтальпия программа ПАНДА (совместно с КОРСАР/ГП), (Hf ) топлива в «горячем канале». Последние разработанная в НИТИ им. А.П.Александрова.

три параметра являются критериальными, Программа ПАНДА [8] использует формулу тогда как первые шесть параметров назовём Уилкса, аналогично известной программе сопутствующими параметрами. SUSA (разработана в Германии фирмой В рамках рассматриваемой методической GRS) и предназначена для оценки влияния задачи использовались следующие упрощаю- неопределенностей конструктивных и режим щие предположения: ных параметров моделируемых элементов – рассматривались только топливные оборудования и параметров математических приёмочные критерии для проектных аварий моделей на результаты расчета переходных – по непревышению температуры плавления и аварийных режимов РУ с ВВЭР с помощью топлива Tf 2840 0C, температуры оболочки расчетных кодов различного уровня.

Tcl 1200 0C и энтальпии фрагментации Для выявления корреляционных зависи Hf 837 J/g;

мостей между исследуемыми и варьируемыми – не производился анализ для топлива с параметрами рассчитывались коэффициенты увеличенным выгоранием;

корреляции. Основной коэффициент ранговой – не исследовались различные модели корреляции Спирмана определяет степень поперечного и продольного перемешивания. монотонной зависимости между параметрами:

a b Рис.2. Распределения параметров по ТВС в секторе симметрии 60, реализующиеся в исходном состоянии для конца стационарной топливной загрузки a – энерговыделение, отн. ед.;

b – выгорание, MW·d/kg насколько монотонное изменение одного кодов к которым относится КОРСАР/ГП [2-4], параметра влияет на монотонное изменение применяемый в настоящей работе.

другого параметра. При проведении 100 рас- Нейтронно-физические параметры для мо чётных вариантов признаётся наличие корре- дуля пространственной кинетики рассчитаны ляционной зависимости между параметрами по комплексу кодов САПФИР-RC [5-7].

(при двустороннем уровне значимости 0,05) если абсолютное значение коэффициента Результаты расчётов, анализ и Спирмана |r| 0,2043.

обсуждение При уменьшении количества вариантов для признания наличия корреляции требуется достижение более высоких значений |r|. Так, Результаты первого этапа исследования.

при 122, 62 и 42 вариантах для признания кор реляции должны достигаться соотношения Проиллюстрированы все три фазы захола (при том же уровне 0,05) |r| 0,1779, |r| 0,2500 живания – ATWS, достижения повторной кри и |r| 0,3042 соответственно. Дополнительно тичности и прохождения «холодной пробки»

рассчитывался коэффициент корреляции через активную зону.

Пирсона, который определяет степень линей- Результаты представляются в виде изме ной зависимости между параметрами. нения основных значимых исследуемых пара Особое внимание следует обращать на метров во времени переходного процесса (ри значения коэффициентов корреляции, реали- сунки 3, 4), а также в виде пространственных зующиеся в пиковых интервалах для каждой распределений параметров, усреднённых по фазы. ТВС, в значимые моменты времени (рисунки Характерной особенностью анализи- 5-7). Часть информации относится к усреднён руемых в настоящем анализе аварий является ным параметрам по четырём квадрантам ак исходная неравномерность захолаживания тивной зоны, прилегающим к соответствую по петлям, что в совокупности с неполным щим петлям первого контура. Это специально перемешиванием теплоносителя в реакторе, обозначается на рисунках и относится в част а также с наличием отдельных зависших ОР ности к мощности (Pow_sect_1 – Pow_sect_4), СУЗ, приводит к неравномерности энерговы- аксиальному оффсету мощности (OFF_1 – деления и температур по квадрантам актив- OFF_4) и температуре теплоносителя на входе ной зоны. Это требует использования сопря- в активную зону (Tin_1 – Tin_4). Для удобства жённых нейтронных и теплогидравлических обзора пространственных распределений картинка может быть повёрнута по (ПЧС) или квадрантам) и 14 с (локальной). Температура против (ПрЧС) часовой стрелки по сравнению и энтальпия топлива достигают своих макси с исходным положением петель, указанным мумов с небольшой инерционной задержкой на рис. 1. после пика энерговыделения – на 18-19 с во Параметры Qmax на рис. 3b, Tf_max и втором сечении по высоте активной зоны.

Hmax на рис. 4 являются усреднёнными по Соответствующие распределения этих, усред наиболее энергонапряжённой ТВС. нённых по сечению ТВС, параметров в ука Фаза ATWS (период 0-40 с) протекает сле- занные моменты времени приведены на рис. 5.

дующим образом. В результате исходного со- На рис. 5 для удобства обзора картинка бытия (разрыв паропровода ПГ-2) в активную повёрнута на 600 против часовой стрелки по зону (в основном в прилегающий квадрант 2) сравнению с положением петли 2 на рис. 1.

поступает охлаждённая вода (рис. 3e), что К 40 с мощность опускается ниже 80%, вызывает рост интегральной мощности2, осо- опасные пики (вблизи момента 20 с) пройде бенно значительный для квадранта 2 (рис. 3a) ны, запасы по безопасности повышаются и и ещё больший рост локальных параметров – превышают свои исходные значения. Поэтому, мощности (рис. 3b, 5a), температуры и энталь- момент 40 с выбран в качестве конечного мо пии топлива (рис. 4, 5b). В течение нескольких мента для анализа фазы ATWS.

секунд мощность превышает значение 107%, Из рисунков 3-5 видно, что приёмочные что является уставкой сигнала АЗ3, которая критерии выполняются, однако с относитель по принятому сценарию не срабатывает. но небольшими запасами. Так, кризиса те Рост мощности продолжается до отключения плообмена не возникает (DNBR ~ 1,1), Tf_hot ГЦН-2 по уставке низкого давления (7,5 с). До не превышает 2580 0С (запас до плавления этого момента температурный коэффициент топлива более 250 0С, а H_hot не превышает реактивности по теплоносителю работает на 640 Дж/г (запас до фрагментации топлива бо снижение запасов по безопасности. После лее 190 Дж/г).

этого момента поступление холодной воды из Поэтому фаза ATWS, моделируемая на петли 2 быстро снижается и к 40 с прекраща- первом этапе исследования успешно выпол ется, поскольку в ней формируется обратный нила роль предельной ситуации.

ток теплоносителя. Мощность реактора на- Фаза «повторной критичности» (период чинает падать за счёт увеличения подогрева, 40-115 с) протекает следующим образом. На вызванного снижением общего расхода тепло- 40 с, в соответствии с выбранным сценарием, носителя. В этот период времени температур- сбрасывается АЗ с моделированием зависания ный коэффициент реактивности работает на пяти ОР СУЗ в крайнем верхнем положении, повышение безопасности. в наиболее неблагоприятной их комбинации Вследствие весьма высокой скорости за- (или близкой к ней) в ячейках 24, 46, 47, 59, холаживания активной зоны в начале фазы 74 (рисунок 1). В результате вводится значи ATWS, теплоноситель не успевает разогре- тельная отрицательная реактивность, которая ваться и рост мощности (до момента отключе- заглушает реактор. Как следствие происходит ния ГЦН-2) ограничивается только действием охлаждение топлива и теплоносителя (рис. 3e), эффекта Допплера. которое вместе с продолжающимся захолажи Максимальные значения мощности до- ванием (через обратный ток) от аварийного стигаются соответственно в моменты времени ПГ-2 повышает реактивность к моменту 115 с 8-11 с (интегральной в активной зоне и по от минус 13 ef до минус 1 ef (рис. 3d). При После исходного события, в ПГ-2 резко охлаждается вода второго и первого контуров.

В результате снижается объём воды и давление первого контура. Это приводит к вводу небольшой отрицательной реактивности за счёт положительного барометрического коэффициента реактивности. Поэтому, в первые 4 с процесса, до поступления захоложенного теплоносителя в активную зону, происходит снижение мощности на 2% (рис. 3a). Далее мощность растёт за счёт гораздо более сильного отрицательного температурного коэффициента.

Примерно в это же время достигаются также уставки АЗ по снижению давления в первом контуре и аварийном ПГ-2.

Рис.3. Изменения основных некритериальных параметров для первого этапа этом имеет место небольшой рост мощности и Поскольку скорость охлаждения активной температуры, особенно заметный в квадранте зоны в фазе «повторной критичности» до 2 в области зависших ОР СУЗ (рис. 3a, 3b, 4). статочно низкая, то теплоноситель успевает Этот рост нейтронной мощности, начав- разогреваться и рост мощности ограничи шийся в глубоко подкритическом (примерно вается действием обоих температурных минус (6-7) ef ) состоянии и обусловленный эффектов – по теплоносителю и топливу. В действием запаздывающих нейтронов, может этой фазе возникает баланс реактивностей быть условно охарактеризован как достиже- – положительной и отрицательной. В устано ние состояния «повторной критичности». вившемся примерно к 115 с процессе, близком к стационарному состоянию, реактивность прошедшего через аварийный ПГ-2, вызывает фактически не становится положительной, большой и быстрый ввод положительной ре хотя может вплотную приблизиться к нулево- активности. В активную зону примерно за 6 с му значению (см. рис. 3d и аналогичный рис. 9, вводится около 2,4 ef (оценка по температур относящийся ко второму этапу исследования). ному эффекту реактивности). Однако после Поэтому, момент 115 с выбран в качестве ко- превышения по шкале реактивности нулевого нечного момента для анализа фазы «повтор- значения интенсивно включается в действие ной критичности». эффект Допплера и всплеск реактивности, Из рисунков 3, 4 видно, что приёмочные рассчитываемый с учётом обратных связей, критерии выполняются с большими запаса- показывает меньшее значение – около 1,5 ef на ми4. Так, кризиса теплообмена не возникает рис. 3d (и около 0,5 ef на рис. 9, для второго (DNBR 10.), Tf_hot не превышает 700 0С этапа).

(запас до плавления топлива более 2000 0С, а Наиболее высокая скорость захолаживания H_hot не превышает 175 Дж/г (запас до фраг- активной зоны и кратковременность всплеска ментации топлива более 660 Дж/г). реактивности, вызывающего нейтронную Эти запасы в фазе «повторной критично- вспышку, являются основными отличиями сти» прежде всего, являются следствием зна- ввода реактивности в фазе «холодной пробки»

чительного различия между достаточностью, от фаз ATWS и «повторной критичности».

основанной на не достижении стационарной Рост мощности ограничивается только эффек «температуры повторной критичности» (т.е. том Допплера.

косвенной и по существу сверхконсерватив- Момент 160 с выбран в качестве конечного ной категорией) и минимальной достаточно- момента для анализа фазы «холодной проб стью (т.е. необходимостью), основанной на ки», поскольку опасные пики (вблизи момента прямом консервативном анализе аварийного 135 с) пройдены и запасы по безопасности процесса. Однако в любом случае, несмотря повышаются на большое число зависших ОР СУЗ, следует Из рисунков 3, 4 видно, что приёмочные констатировать факт, что фаза «повторной критерии выполняются. Так, кризиса тепло критичности», моделируемая на первом этапе обмена не возникает (DNBR 1,8), Tf_hot исследования, не выполнила роль предельной не превышает 2200 0С (запас до плавления ситуации и должна быть более консервативно топлива более 600 0С, а H_hot не превышает смоделирована на втором этапе. 520 Дж/г (запас до фрагментации топлива бо Здесь уместно также упомянуть о том, что лее 300 Дж/г).

в вероятностном анализе безопасности тре- Значительные запасы, хотя и меньшие, чем буется определять критерии успеха АЗ. При для фазы «повторной критичности», тем не этом должна анализироваться безопасность менее, делают целесообразным большее при (и в частности «повторная критичность») при ближение к предельной ситуации на втором различных количествах и конфигурациях за- этапе.

висших ОР СУЗ. Количество различных соче- Таким образом, для первого этапа иссле таний их может быть чрезвычайно большим. дования пиковыми интервалами являются В связи с этим, для более корректного ре- интервалы [14-30] с и [130-142] с для фаз шения поставленных задач целесообразным ATWS и «холодной пробки» соответственно.

представляется использование метода BEPU. Для фазы «повторной критичности» пиковый Фаза «холодной пробки» (период 115-160 с) интервал не реализуется.

протекает следующим образом.

На 115 с аварийного процесса ГЦН-2 Результаты второго этапа исследования включается и разгоняется, а на 130 с он снова отключается и выбегает. Сформированная Использован метод BEPU с расчётом до таким образом холодная пробка (см. рис. 3e), статочно большого количества вариантов. На состоящая из теплоносителя, дважды выполнение серии расчётов по КОРСАР/ГП Эти запасы можно частично объяснить уменьшенной радиальной утечкой нейтронов из активной зоны, реализованной в данном топливном цикле (см. рис. 2), которая обеспечивает повышенную эффективность аварийной защиты.

a b Рис. 4. Изменения критериальных параметров топлива для первого этапа a – температуры топлива в «горячем канале» и в «горячей ТВС»;

b – радиально усреднённые энтальпии топлива в «горячем канале» и в «горячей ТВС»

\ a b Рис. 5. Распределения усреднённых по сечению ТВС, параметров в моменты достижения максимальных значений в соответствующих сечениях по высоте активной зоны. Первый этап.

Фаза ATWS a – Энерговыделения [W/cm] в сечении 2 в момент времени 14 с (поворот на 600 ПрЧС);

b – Температура топлива [0C] в сечении 2 в момент времени 19 с (поворот на 600 ПрЧС) затрачено порядка 20 суток работы 20 процес- группы (с номером 10 на рис. 1) Полностью соров типа Р4 (3 ГГц). не вводятся (зависают в крайнем верхнем На этом этапе моделировалось значитель- положении) 29 ОР СУЗ, со статистическим но большее число отказавших ОР СУЗ при случайным моделированием номеров ячеек срабатывании АЗ, чем на первом этапе. В фазе активной зоны. Все остальные 26 ОР СУЗ по «повторной критичности» полностью вводят- такому же принципу зависают на высоте от ся в активную зону только 6 ОР СУЗ рабочей до 68 см (также статистически варьируемый a b Рис. 6. Распределения усреднённых по сечению ТВС, параметров в моменты достижения максимальных значений в соответствующих сечениях по высоте активной зоны. Первый этап.

Фаза «холодной пробки»

a – Энерговыделения [W/cm] в сечении 19 в момент времени 128,45 с (поворот на 600 ПрЧС);

b – то же, что на (a) но с поворотом на 1200ПЧС a b Рис. 7. Распределения усреднённых по сечению ТВС, параметров в моменты достижения максимальных значений в соответствующих сечениях по высоте активной зоны. Первый этап.

Фаза «холодной пробки»

a – Температура топлива [0C] в сечении 19 в мо-мент времени 133,7 с (поворот на 600 ПрЧС);

b – то же, что на (a) но в сечении параметр для каждого из них), не доходя до сопровождаются повышенными значениями низа активной зоны. В такой ситуации в ак- локальных энерговыделений в нижней части тивную зону вводится менее половины налич- активной зоны.

ного поглотителя от механических ОР СУЗ, к Из рис. 8b видно, что для фаз «повтор тому же с неравномерным его распределением ной критичности» и «холодной пробки»

в активной зоне. имеется сильная положительная корреляция Для второго этапа исследования, так же как ( |r| 0,55 ) между Tf и реактивностью актив и для первого, пиковыми интервалами явля- ной зоны сразу после сброса АЗ. Это также ются интервалы [14-30] с и [130-142] с для фаз логично, поскольку, чем выше указанная ре ATWS и «холодной пробки» соответственно. активность, тем ниже эффективность АЗ.

На рисунке 8 представлены изменения Из рис. 8c видно, что в пиковом интервале коэффициентов корреляционной зависимости фазы «холодной пробки» (r 0,23) имеется максимальной температуры топлива горя- значимая, но довольно слабая положитель чего канала (Tf ) от отдельных варьируемых ная корреляция между Tf и количеством ОР параметров. СУЗ, зависших в крайнем верхнем положе Из рис. 8a видно, что имеется отрицатель- нии в квадранте 2 активной зоны (TOP2).

ная корреляция в пиковых интервалах между Это логично означает с одной стороны, что Tf и исходным аксиальным оффсетом OFF0 чем больше зависших ОР СУЗ, тем выше Tf.

(через исходный профиль 135Xe). Эта корреля- С другой стороны корреляция проявляется в ция сильная для фазы ATWS ( |r| 0,65 ) и основном для повышенных реализаций пара значительная для фазы «холодной пробки» метра TOP2 (TOP2 7 ОР СУЗ) и не является ( |r| 0,3 ). Это означает, что чем более отри- сильной, поскольку, кроме параметра TOP2, цателен OFF0, тем выше Tf. Такая корреляция большое влияние оказывает компактность за логична, поскольку сверх-отрицательные висших наверху и внизу ОР СУЗ и высота их значения оффсета, например OFF0 -17%, зависания.

Рис. 8. Изменения коэффициентов корреляционной зависимости максимальной темпера-туры топлива горячего канала от отдельных варьируемых параметров. Общая группа вариантов.

Второй этап исследования Рис.9. Изменения основных параметров для второго этапа. Группа 1 (91 вариант). Из общей серии отобраны варианты с OFF0 -17% и TOP28 ОР СУЗ В соответствии с вышеприведённой ло- Первая группа вариантов (в количестве гикой анализа, а также для демонстрации 91 шт.) получена путём отбора наиболее реа возможностей метода BEPU, выполненные листических вариантов из их общего количе расчёты были разделены на две группы. ства, в которых:

Рис.10. Изменения критериальных параметров топлива (трубки неопределённостей) для первой (сплошные линии) и второй (Excess, прерывистые линии) групп вариантов. Второй этап исследования Рис.11. Кумулятивные функции распределения критериальных параметров топлива в пиковых интервалах фазы 1 (ATWS) и фазы 3 («холодной пробки») для пер-вой и второй (Excess) групп вариантов. Второй этап исследования – исходное значение оффсета OFF0 Основные результаты для первой группы выше, чем минус 17%. Такое ограничение фак- вариантов представлены на рисунке 9.

тически заведомо осуществляется в реальной Вторая группа вариантов (в количестве эксплуатации, поскольку для значения OFF0 53 шт.) представляла собой оставшиеся вари существует рекомендуемый диапазон изме- анты, для которых на рис. 10, 11 используется нения ±5% от приработанного стационарного обозначение "Excess".

значения;

На рисунке 10 приведены изменения – количество ОР СУЗ, зависших при сра- минимальных и максимальных реализаций батывании АЗ в квадранте 2 активной зоны в критериальных параметров Tf и Hf (трубки не крайнем верхнем положении не превышает 7 определённостей) для первой и второй групп шт. Это реалистично, поскольку составляет вариантов5. Видно, что для первой группы четверть от общего числа 29 ОР СУЗ, завис- реализуются меньшие значения параметров, ших в крайнем верхнем положении. что особенно важно для пиковых интервалов.

В нескольких (2-3 шт.) вариантах второй группы в фазе «холодной пробки» достигается кризис теплообмена и нарушается приёмочный критерий по температуре оболочки, поскольку Tcl превышает 1200 0C (на короткое время). Для всех вариантов первой группы DNBR 1 и Tcl не повышается до опасных значений.

Вместе с тем, из рис. 9 и 10 видно, что и для На рисунке 11 приведены функции рас первой группы нарушаются приёмочные пределения критериальных параметров для критерии для максимальных реализаций кри- первой и второй групп вариантов в пиковых териальных параметров в пиковом интервале интервалах фаз.

фазы «холодной пробки».

Рис.12. Схема исследования, основные результаты и выводы Такая информация количественно от- выявить эффективность влияния на безопас ражает визуальный на рис. 9 качественный ность внутренних свойств ядерного топлива фактор «густоты» линий. Она также позво- и аварийной защиты в таких состояниях, в ляет приблизительно оценить вероятности которых значения критериальных параметров выполнения приёмочных критериев в случае близки к приёмочным критериям или наруша их нарушения, т.е. получить дополнительную ют их.

информацию, важную для принятия решений При срабатывании АЗ моделировались на основании оценки рисков. Так, из рисун- множественные отказы ОР СУЗ.

ка 11 видно, что приёмочные критерии выпол- 2. Разработан оригинальный обобщён няются в следующих случаях: ный сценарий для оценки предельных со – в фазе ATWS для всех вариантов груп- стояний, в рамках которого рассматривались пы 1 с запасами (до плавления более 200 0С различные фазы аварии разрыва паропровода и до фрагментации более 100 Дж/г), и не для с наложением дополнительных сверхпроект всех вариантов группы 2 (примерно в 1 % ных отказов: ATWS, повторной критичности вариантов достигается плавление и фрагмен- и «холодной пробки». Обобщённый сценарий тация топлива);

использован для снижения больших времен – в фазе «холодной пробки» для более ных затрат, а также для отработки методоло 80 % вариантов группы 1 и всего для 25-30 % гии использования метода BEPU для решения вариантов группы 2. задач с учётом пространственных эффектов.

Для второго этапа исследования, несмотря Результаты предполагается использовать в на моделирование очень большого количества дальнейшем для уточнения критериев успеха несработавших ОР СУЗ, пиковый интервал АЗ при выполнении ВАБ.

для фазы «повторной критичности», как и для 3. На первом этапе исследований рас первого этапа, не реализуется. Так, кризиса сматривался единичный консервативный теплообмена не возникает (DNBR 2,2), Tf_ вариант. Анализ его, в принципе, показал hot не превышает 1500 0С (запас до плавления наличие значительных запасов в ВВЭР- топлива более 1300 0С, а H_hot не превышает для режимов с захолаживанием. Однако эти 320 Дж/г (запас до фрагментации топлива результаты не позволили сделать вывод о ве более 500 Дж/г). Из рисунков 9 и 10 и их личине реальных запасов в этих ситуациях.

сравнения с рис. 4 видно только, что гораздо На втором этапе исследований проводился меньшая эффективность АЗ на втором этапе анализ множества вариантов методом BEPU в сопровождается повышением температуры BE приближении с оценкой неопределённо топлива, компенсирующим ввод большей стей по множеству статистически варьируемых реактивности. Для фазы «повторной критич- параметров – нейтронных, теплофизических, ности» после падения АЗ реактивность повы- теплогидравлических и гидродинамических.

шается с [-5.8, -3.8] ef на ~44 с фактически до Моделировалось введение в активную зону ме нуля к 94-110 с. Отсюда следует вывод, что нее половины наличного поглотителя ОР СУЗ условие недостижения повторной критично- со статистическим розыгрышем положения сти не может выступать в качестве адекватно- зависших ОР СУЗ по сечению и высоте актив го критерия безопасности. ной зоны. В результате анализа обобщённого Краткое описание проведённых этапов ис- сценария, в частности, показано, что:

следования и полученные выводы схематично – метод BEPU обладает преимуществами представлены на рисунке 12. и позволяет получить полезную информацию, которую нельзя получить из анализа единич ных вариантов;

Заключение – существуют достаточно большие за пасы в фазе «повторной критичности» как на 1. Для серийной РУ с ВВЭР-1000, с ис- первом, так и на втором этапе исследования.

пользованием кодов КОРСАР/ГП и ПАНДА, Так, на первом этапе с моделированием за проведены исследования гипотетических си- стревания пяти ОР СУЗ в единичном консер туаций с глубоким захолаживанием теплоно- вативном варианте кризиса теплообмена не сителя. Специально подобраны запроектные возникает (DNBR 10,0), запас до плавления сценарии (с ATWS, повторной критичностью топлива более 2000 0С, а запас до фрагмента и «холодной пробкой»), которые позволили ции топлива более 660 Дж/г. На втором этапе, с моделированием несрабатывания более BEPU – реалистический анализ с оцен половины наличного поглотителя механиче- кой неопределённостей (Best Estimate Plus ских ОР СУЗ кризиса теплообмена также не Uncertainty) возникает (DNBR 2,2), запас до плавления DNBR – коэффициент запаса до кризиса топлива более 1300 0С, а запас до фрагмента- теплообмена «горячего» твэла, отн.ед. (rel.units) ции топлива более 500 Дж/г;

EUR – требования эксплуатирующих органов – в запроектном режиме с сильным Европы (European Utility Requirements) захолаживанием (фаза «холодной пробки») Hf – радиально усреднённая энтальпия то приёмочные критерии проектных аварий вы- плива «горячего» твэла активной зоны, Дж/г (J/g) полняются для более 80% вариантов. H_hot – максимальная по высоте, радиально В результате можно заключить, что для усреднённая энтальпия топлива «горячего» твэла определения критериев успеха АЗ при вы- активной зоны, Дж/г (J/g) полнении ВАБ можно использовать только Nt – тепловая мощность, % Nном приёмочные критерии ПА и не принимать во OFF – аксиальный оффсет энерговыделения в внимание фактический рост мощности в фазе активной зоне (TOP-BOT)/(TOP+BOT)·100, % «повторной критичности». P – вероятность, отн.ед., % 4. Таким образом, для выполнения тре- Pow_sect_i – мощность, усреднённая по бования п. 2.2.2 ПБЯ (НП-082-07) проведена квадранту активной зоны, прилегающему к петле первая попытка оценки условий для ЗПА на с номером i, i=1,…,4, % примере режима с глубоким захолаживанием, Tcl – температура внешней поверхности при которых возможно разрушение части оболочки «горячего», 0С твэлов.

В соответствии с п. 1.7.2. Требований Tf – температура топлива, 0С к содержанию ООБ (ПНАЭ Г-1-036-95), каче- Tf_hot – максимальная температура топлива ственно продемонстрирована эффективность по высоте и сечению «горячего» твэла, 0С влияния на ядерную безопасность внутрен- Tf_max – температура топлива, усредненная них свойств ядерного топлива, проведён по сечению «горячий ТВС», 0C первичный анализ возможности появления Tcold_i – температура на входе в реактор в положительных эффектов реактивности при петле с номером i, i=1,…,4, 0С авариях. Tin_i – температура на входе активной зоны, 5. Полученные результаты относятся к усреднённая по её квадранту, прилегающему к действующим реакторам проекта В-320 с то- петле с номером i, i=1,…,4, 0С пливом из диоксида урана. Ql_hot – максимальное по высоте, линейное энерговыделение «горячего» твэла активной зоны, Вт/см (W/cm) Условные обозначения и сокращения Qmax – максимальное по высоте, линейное энерговыделение «среднего» твэла «горячей»

АЗ – аварийная защита ТВС, Вт/см (W/cm) ВАБ – вероятностный анализ безопасности React – реактивность активной зоны, ВВЭР – водо-водяной энергетический реактор beta_ef, ef ГЦН – главный циркуляционный насос r – коэффициент корреляции, отн.ед.

ЗПА – запроектная авария НД – нормативная документация Список литературы ООБ – отчёт по обоснованию безопасности ОР – орган регулирования 1. Г.Л. Пономаренко, С.Б. Рыжов, ПА – проектная авария М.А. Быков, Д.Н. Ермаков. Новый ПБЯ – правила ядерной безопасности концептуальный подход к определению ПГ – парогенератор минимально достаточной эффективности РУ – реакторная установка аварийной защиты ВВЭР. Научно-технический СУЗ – система управления и защиты;

сборник ВАНТ, серия «Обеспечение ТВС – тепловыделяющая сборка;

безопасности АЭС», вып. 13. Реакторные ATWS – режим с отказом срабатывания АЗ установки с ВВЭР, Подольск 2006 г., стр. 27-41.

(Anticipated Transients Without Scram) 2. V.Artjomov, V.Gusev, A.Gudoshnikov BE – реалистический анализ (Best Estimate) et al. Development, testing and validation of the second basic version of code KORSAR with Technics of Nuclear reactors, issue 4, 1985, pp.

spatial neutron kinetics for safety substantiation 68-71.

of WWER type reactors. The 4th Scientic and 6. Tebin V.V., Judkevitch M.S. Generalized Technical Conference on Safety assurance of NPP sub-group approach to calculation of resonance with WWER, CD Proceedings, May 23-26, 2005, absorption. In periodical Atomic Energy, Vol. 59, Podolsk, Russia. issue 2, 1985, p. 96.

3. V.Vasilenko, Yu.Migrov, S.Volkova et al. 7. Ivanov A.S. Annotation of the code Experience of development and basic character- for FCP calculation. In periodical Questions of istics of new generation thermo-hydraulic code Atomic Science and Engineering (VANT), series:

KORSAR. In Russian periodical Heat-and-Power Physics and Technics of Nuclear reactors, issue Engineering, 2002, Number 11, p. 11-16. (43), 1984, pp. 55-56.

4. V.Vasilenko, Yu.Migrov, Yu.Dragunov et 8. А.В.Владимиров, В.С Грановский, al. Thermo-hydraulic code KORSAR. The state А.Н.Гудошников, И.Г.Данилов, Д.Н.Донченко, of development and operational experience. The В.Г.Коротаев, Ю.А.Мигров. “Анализ 3th Scientic and Technical Conference on Safety неопределенностей при численном assurance of NPP with WWER, CD Proceedings, моделировании аварийных режимов ВВЭР May 26-30, 2003, Podolsk, Russia. с помощью ПК ПАНДА/КОРСАР”. Тезисы 5. Tebin V.V., Butts В.В, Sergeev V.K., докладов межведомственного семинара Ivanov A.S. et al. The Project of the software ТЕПЛОФИЗИКА-2008 (15-17 октября package SAPFIR for calculation of a reactor года, г.Обнинск, Россия), с.160.

cell. In periodical Questions of Atomic Science and Engineering (VANT), series: Physics and Postulated conditions with deep cooling of coolant are analyzed for a commercial VVER-1000 reactor plant.

The beyond-design basis scenarios are specially chosen to reveal the efciency of inuence on the internal proper ties of nuclear fuel and reactor emergency protection (EP) under conditions when criterial parameters are close to the acceptance criteria or violate them. The following stages of the accident were considered: ATWS, recriticality and ‘cold slug’. Multiple failures of control rods of the control and protection system were simulated at scram. The analysis was carried out using a KORSAR/GP code. At the rst stage of investigation a single conservative variant was considered, that showed the expediency to use the BEPU method. Then a PANDA code was used at the second stage of investigation for analysis of a set of variants to a BE approximation with uncertainty estimate by a set of statistically variable parameters: neutron, thermo-physical, thermo-hydraulic and hydrodynamic. The advantages of BEPU method for determination of safety margins are demonstrated.

УДК 621.039. Т. Н. Алиев, И. А. Евдокимов, В.В. Лиханский (ГНЦ РФ Троицкий институт инновационных и термоядерных исследований) В.М. Махин (ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС») ОЦЕНКИ ВЛИЯНИЯ РАДИОЛИЗА НА КОРРОЗИОННУЮ СТОЙКОСТЬ ОБОЛОЧЕК ТВЭЛОВ ВВЭР В УСЛОВИЯХ ПОВЕРХНОСТНОГО КИПЕНИЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ В работе приводятся оценки концентраций кислорода в жидкой и газовой фазе теплоносителя в первом контуре реакторов ВВЭР повышенной мощности в условиях поверхностного кипения. Для оценок использованы разработанные численные модели радиолиза. Показано, что удельная концентрация кисло рода в теплоносителе может превосходить экспериментально установленную пороговую концентрацию, при которой наблюдается нодулярная коррозия оболочек твэлов из сплава Э110.

Введение. превышает 12 мкм, что в 5 раз меньше предель ного значения. Имеется также существенный В настоящее время действующие энерго- запас по содержанию гидридов. Возможно, что блоки реакторов ВВЭР-1000 переводятся в ре- в номинальных эксплуатационных режимах жимы с увеличенной до 104-108 % мощностью. поверхностного кипения нет (консервативность Также рассматриваются проекты энергоблоков проектных расчетов и, как следствие, завышен с ВВЭР-1200, характеризующиеся повышен- ные значения паросодержания) или парообра ными параметрами теплоносителя. Важным зование не столь значительно, чтобы оказывать следствием проектного увеличения мощности влияние на коррозию оболочек. Однако, в связи реакторов ВВЭР является появление областей с повышением мощности активной зоны вопрос в активной зоне с возможным кипением тепло- о коррозионной стойкости оболочек ВВЭР в ре носителя. В реакторах ВВЭР проекта «АЭС- жимах с подкипанием теплоносителя остается 2006» локальная массовая доля пара в наиболее открытым и актуальным.

нагруженных ТВС может достигать 11% [1]. Локальные концентрации кислородосодер Эти данные получены для «горячей» тепло- жащих продуктов радиолиза в теплоносителе напряженной ячейки. В этой ячейке расчетом при наличии паровой фазы могут существен установлено поверхностное кипение теплоно- но меняться. Этот факт установлен в кипящих сителя. При этом средняя температура тепло- реакторах. Например, для реактора ВК-50 при носителя в «горячей» струе теплонапряженной содержании кислорода в питательной воде (на ячейки достигает температуры насыщения входе в активную зону) 10-20 мкг/кг содержа только в верхней части ТВС. Известно, что ние кислорода в воде реактора на выходе из в кипящих реакторах РБМК и ВК-50 на обо- активной зоны достигало 200 мкг/кг [4].

лочках из сплава Э110 (Zr-1%Nb) наблюдается Различие в концентрации кислорода в интенсивная коррозия. В том числе, при опре- жидкой и паровой фазах обусловлено сле деленных условиях (поверхностной плотности дующими причинами. Во-первых, в жидкой теплового потока и времени эксплуатации) на и паровой фазах различаются трековые выхо оболочках наблюдаются очаги ускоренной кор- ды активных частиц и скорости химических розии, так называемые нодули. реакций между ними. Во-вторых, вследствие В штатных режимах эксплуатации топлива малой растворимости кислорода и водорода ВВЭР сплав Э110 демонстрирует высокие анти- в воде [5] массообмен приводит к их преиму коррозионные свойства [1-3]. После 6-летней щественному перераспределению из жидкой в эксплуатации толщина оксидной пленки не паровую фазу [2,6].

В теплоносителе РБМК в активной зоне В частности, согласно [3], при превышении также достигаются достаточно высокие кон- допустимой для ВВЭР концентрации кислоро центрации кислорода (в частности, в резуль- да в теплоносителе в ~ 2-3 раза и при наличии тате радиолиза кипящего теплоносителя). кипения заметная нодулярная коррозия сплава Для снижения интенсивности образования Э110 в областях подкипания наблюдалась уже кислородосодержащих продуктов радиолиза через ~ 200 суток работы реактора. При кон в теплоносителе ВВЭР поддерживают кон- центрации кислорода в теплоносителе меньше центрацию водорода в диапазоне 2.2-4.5 мг/ 15 мкг/кг нодулярная коррозия оболочек из кг, дозируя аммиак, который радиолитически сплава Э110 в промышленных и исследова разлагается с образованием водорода. При тельских реакторах не наблюдается [8]. При подкипании теплоносителя за счет радиолиза концентрациях кислорода более 15 мкг/кг и паровой фазы и межфазного массообмена со- при наличии кипения развивается нодулярная держание кислорода в пределах активной зоны коррозия. В таблице 1 приведены данные по ВВЭР может быть значительно выше, чем при водно-химическим режимам теплоносителя и стандартном водно-химическом режиме. характеру коррозии сплава Э110 в различных С точки зрения равномерной корро- экспериментах [3].

зии увеличение концентрации кислорода, Данная работа посвящена оценке концен по-видимому, не представляет опасности. трации кислородосодержащих продуктов Например, экспериментальные данные [6,7] радиолиза водного теплоносителя c наличи показывают, что скорость равномерной кор- ем паровой фазы в условиях нейтронного и розии в автоклавах и в реакторных условиях -облучения в активной зоне реакторов ВВЭР.

для сплава Э110 имеет близкие значения в те- Анализ проведен с точки зрения возможности плоносителе вне зависимости от состава фаз достижения в теплоносителе концентраций (пароводяная смесь или вода) [6,7]. В случае кислорода, опасных для развития нодулярной наличия паровой фазы за счет более высокой коррозии элементов ТВС из сплава Э110.

концентрации кислорода скорость равномер- Для этой цели использованы разрабо ной коррозии оказывается несколько выше. танные в ГНЦ РФ ТРИНИТИ модели радио Значительно более опасным следствием лиза водного теплоносителя и водяного пара.

увеличения содержания кислорода в теплоно- Модель радиолиза водного теплоносителя сителе может являться нодулярная коррозия. верифицирована на модельных и реакторных Таблица Параметры ВХР теплоносителя и характер коррозии сплава Э110 данные [3] и результаты расчета 1) Установка Содержание, моль/кг Среднее содержание O2 в теплоносителе, мкг/кг Расчет для верхней части NH3 H2 Эксперимент м активной зоны 1) теплоноситель: коррозия:

200 (вода) 300 (вода) При температуре РБМК - - 4103 (пар) (1-8)103 (пар) (**) насыщения Нодулярная Поверхностное МИР ~1.5 10 -5 ~2.2 10 -5 * 5-20 7-40 кипение Нодулярная МИР ~1.5 10 -5 ~2.2 10 -5 * 5-20 3 Без кипения Равномерная Белоярская При температуре АЭС (1-4) 10 -4 (2-6) 10 -4 * 10-15 10-30 (**) (паровая фаза) насыщения Нодулярная ВВЭР-1000 1.5 10 -4 (1.1-2.2) 10 -3 5 до 1 Без кипения Равномерная (*) – оценка в предположении полного разложения аммиака 2NH3N2+3H2 ;

(**) – расчет при температуре 300 0С.

Расчет по разработанной модели радиолиза, см. раздел 4.

1) экспериментах в широком диапазоне параме- -квантами и быстрыми нейтронами из мо тров облучения и начальных концентраций лекул воды, а также под действием -частиц.

кислорода, водорода, аммиака, борной кисло- Образование -частиц происходит вследствие ты и гидроксида калия [9]. ядерной реакции атома бора при захвате те При расчетах концентрации продуктов плового нейтрона. В реакторах ВВЭР-1000 в радиолиза в паровой фазе использованы име- начале топливной кампании концентрация ющиеся литературные данные по трековым борной кислоты составляет ~ 9 г/кг и прибли выходам химических компонент и скоростям зительно линейно со временем снижается до химических реакций между ними [14]. Работы менее, чем 1 г/кг к концу кампании [1].

по верификации модели радиолиза пара и В разработанных моделях радиолиза пароводяной смеси в настоящий момент про- эволюция химического состава облучаемой должаются. Поэтому представленные ниже среды описывается системой расчеты носят характер оценки. dci =(I G +I n G n +I G )+ (±)k s ca c b c n (1) Развитие расчетных методик по определе- t dt нию состава теплоносителя в реакторных и s внереакторных условиях важно для практи ческих приложений. В частности, это важно Здесь I – мощность дозы;

индекс i – индекс при оценке представительности и анализе химического компонента;

, n, – индексы для результатов стендовых и реакторных экспери- -излучения, быстрых нейтронов и -частиц;

ментов, проводящихся в обоснование работо- s – индекс реакции;

a и b – участвующие в способности твэлов и ТВС. реакции s компоненты (со знаком ‘+’ в случае образования компоненты i и со знаком ‘–’ в обратном случае);

с – молярные концентрации Модель радиолиза компонент;

сt (только для радиолиза в паровой фазе теплоносителя) – суммарная концентра Используемые в настоящей работе модели ция частиц в газовой смеси (в рассматривае основаны на существующих физических пред- мом случае приближенно равна концентра ставлениях о радиолизе жидких и газовых ции молекул воды в газовой фазе);

n = 1 для сред [10-13, 16, 20, 28, 30]. При моделировании трехчастичных реакций и n = 0 в остальных процесса радиолиза жидкой воды и водяного случаях.

пара можно выделить 2 стадии [10,12,13]. В воде и плотном водяном паре быстрая стадия Радиолиз жидкого теплоносителя связана с протеканием физико-химических процессов в областях повышенной ионизации (в треках заряженных частиц) на протяжении Модель радиолиза водного теплоносителя времени распада трека (до 10-7 с), [10]. Эта ВВЭР, используемая в данной работе, подроб стадия характеризуется величинами треко- но описана в [9]. Согласно [10, 12], для адек вых выходов Gi2) или количеством частиц ватного описания состава продуктов радио продукта i, образующихся на каждые 100 эВ лиза воды достаточно учитывать следующие поглощенного излучения. Далее следует отно- компоненты: H+, OH-, H, OH, e-, O2-, HO2, H2, сительно медленная стадия химических реак- O2, H2O2, HO2-.

ций в объеме среды. При этом считается, что Добавляемый в теплоноситель аммиак и все химические компоненты распределены в продукты его разложения NH3, NH2, N2H4 вза объеме однородно. имодействуют с продуктами радиолиза воды, При работе реактора на мощности радио- что приводит к наработке молекулярного лиз теплоносителя происходит под действием водорода. Помимо этого, добавление аммиака вторичных заряженных частиц, выбиваемых также влияет на pH теплоносителя, согласно:

2) Везде далее, если не оговорено особо, под «выходами» будут пониматься трековые выходы. Также в литературе используется термин интегральный выход – количество молекул данной компоненты, образовавшееся за определенный промежуток времени эксперимента в расчете на 100 эВ поглощенной дозы излучения.

из базы данных [14]. Для величин радиацион NH 3 + H 2O NH 4 + OH.

+ ных выходов в паре под действием -квантов и быстрых нейтронов использовались данные Химическая активность борной кислоты по обзорной работы [10], полученные при давле отношению к продуктам радиолиза воды не- ниях до 1 МПа в диапазоне температур 100 значительна [25]. Добавление борной кислоты 400 0С 3).

влияет на pH теплоносителя, согласно Величины трековых выходов в случае радиолиза пара -частицами при давлениях ~ 4-16 МПа и температурах до 400°С можно оценить по данным [29]. Данные работы.

[11], полученные при давлениях 4-10 МПа Корректировку pH в теплоносителе ВВЭР осу- и температурах 250-300 °С согласуются с ществляют добавлением гидроксида калия. В результатами [29]. Поскольку эксперименты водной среде KOH практически полностью [11,29] являются интегральными, при опреде диссоциирует на OH- и K+. Катионы щелочных лении по ним трековых выходов возникает металлов инертны по отношению к продук- неопределенность.

там радиолиза [28]. Основной эффект pH при Оценить диапазон неопределенности мож радиолизе водных растворов связан с химиче- но следующим образом. Известно, что в тре скими реакциями между продуктами радио- ках -частиц (и заряженных частиц с большей лиза e-, HO2-, O2- и ионом H+. массой) в воде образуются преимущественно Для верификации модели радиолиза воды молекулярные продукты H2 и H2O2, выходы с добавлением H2, O2 и H2O2 при понижен- радикалов существенно меньше [30]. При дав ных температурах (менее 100 0С) в условиях лении ~ 160 атм плотности жидкой и паровой -облучения использовались данные [15-18]. фазы теплоносителя относительно близки.

Эксперимент [18] проводился в широком диа- Поэтому можно ожидать, что качественно пазоне pH (014). Для верификации модели близким будет протекание радиолиза на «тре при -облучении в диапазоне температур ковой» стадии, и трековые выходы молекуляр 100-250 0С использовались данные [19,20]. ных продуктов при -радиолизе пара будут Верификация в условиях нейтронного и значительно выше, чем выходы радикалов.

-облучения при добавлении в теплоноситель При этом основная неоднозначность остается кислорода и водорода проводилась по данным между соотношением трековых выходов O [21,22], полученным на исследовательском и H2O2. Далее рассмотрены два предельных реакторе института MIT (США). Модель ра- случая: (1) – в треках нарабатываются только диолиза водных растворов аммиака верифи- водород и перекись водорода;

(2) – в треках цировалась по данным экспериментов [23,24] нарабатываются только водород и кислород.

на исследовательских реакторах при 30 0C и В силу возникающей неопределенности в рас 260 ± 20 0C. Влияние борной кислоты на радио- четах по содержанию кислорода в теплоноси лиз водных растворов верифицировалось на теле ВВЭР проводилась вариация трековых данных экспериментов [26, 27], в которых во- -выходов между предельными случаями (1) дные растворы борной кислоты с добавлением и (2).

Н2 и Н2О2 облучались -квантами и тепловыми Неопределенность трековых выходов при нейтронами при 25 0C и 200 0C. -радиолизе является значимой с точки зрения результатов расчета концентраций продуктов радиолиза в условиях подкипания теплоно Радиолиз паровой фазы теплоносителя сителя в активной зоне ВВЭР. Используемые в работе значения трековых выходов при В случае радиолиза пара основными ком- -радиолизе водяного пара приведены в та понентами являются: H, OH, HO2, O, H2, O2, блице 2.

H2O2 [12,13]. В модели использованы значения констант скоростей реакций в водяном паре 3) По данным [10] выходы практически не зависят от давления пара в диапазоне 0,1-1 МПа.

Расчет концентраций атм. Плотности воды и пара при этих услови кислородосодержащих продуктов в ях составляют l = 0.57 г/см3 и g = 0.11 г/см3, со теплоносителе ВВЭР ответственно. Предполагалось, что мощности дозы -облучения в жидкой и паровой фазах Концентрация окислительных продуктов одинаковы5).

радиолиза в жидкой и газовой фазе рассчи- Радиолиз при наличии паровой фазы, тывалась в зависимости от исходной концен- вообще говоря, зависит от конкретного те трации растворенного водорода в жидком плогидравлического режима теплоносителя.

теплоносителе. Значение имеют размеры и концентрация В расчетаx принимались параметры об- паровых пузырьков, скорость роста пузырь лучения, характерные для активной зоны ков и их возможная конденсация в ядре по ВВЭР-1000 [35-36]. Мощность дозы бы- тока, перераспределение паровой и жидкой стрых нейтронов In=2000 Гр/с (1 Гр=1 Вт/кг), фаз теплоносителя по сечению ТВС и между -квантов I =1000 Гр/с, плотность потока соседними ТВС и т.д. Отметим, что перерас тепловых нейтронов 61013 см-2с-1, что соответ- пределение потоков в ТВС может приводить к ствует мощности дозы -облучения I = 1500 возникновению локальных областей с паросо Гр/с при концентрации борной кислоты 9 г/ держанием, значительно превышающим сред кг. Концентрация KOH выбиралась из условия ний уровень в струе теплоносителя [31,32].


pH (300 0C) = 7.0. Это соответствует рекомен- С точки зрения моделирования радиолиза дованному значению pH для эксплуатации характеристики теплогидравлического режи реакторов ВВЭР-1000 [2]. Температура при- ма необходимы для определения скоростей нималась равной 350 0С, что соответствует обмена продуктами радиолиза и исходными температуре кипения воды при давлении 163 компонентами теплоносителя между паровой Таблица Значения трековых выходов (частиц/100 эВ) при радиолизе водяного пара, используемые в расчете Облучение -квантами и Облучение -частицами4) быстрыми нейтронами (1) – преобладание в треках H2O2, (2) – преобладание в треках O2, по данным [10] по данным [29] (160 атм, 4000С) [29] (160 атм, 4000С) GH2 0.55 12 GO2 0 0 GH2O2 0 12 GHO2 0 0 GH 7.4 0 GOH 6.3 0 GO 1.1 0 В работе [11] путем подбора значений выходов и вариации скоростей химических реакций 4) получен набор выходов, который позволил авторам [11] частично согласовать результаты своих расчетов с полученными ими экспериментальными данными. Расчеты по концентрации кислородосодержащих продуктов радиолиза (раздел 4) проводились также и с выходами, предложенными в [11]. С точки зрения эффективной концентрации кислорода в теплоносителе ВВЭР использование набора трековых выходов [11] при a-облучении пара дает промежуточный результат по сравнению со случаями, когда используются предельные наборы выходов (1) и (2).

В случае, если бор концентрируется на поверхности оболочки твэла (например, в коррозионных 5) отложениях в виде соединений с примесями, которые содержаться в теплоносителе), это будет приводить к усилению мощности дозы -радиолиза вблизи стенок и к еще большему локальному увеличению концентраций продуктов радиолиза вблизи поверхности оболочки. Такая ситуация более опасна с точки зрения развития нодулярной коррозии.

и жидкой фазами. По скорости массообмена в зависимости от исходной концентрации возможно два предельных случая. водорода в теплоносителе (концентрация а) Предел медленного массообмена, при водорода пересчитана на плотность жидкого котором после образования пузырька массо- теплоносителя при 350 0C). На рисунках от обмен не происходит. В этом случае в пузырек мечены диапазоны концентраций водорода в пара при его образовании поступает то коли- ВВЭР-1000.

чество газов, которое содержалось в порции Из рис. 1 видно, что концентрация кис испарившегося теплоносителя лорода в условиях ВВЭР-1000 без борной кислоты (конец кампании) не превышает по g роговой величины 15 мкг/кг как в жидкой, так cg 2,O2 = H clH 2,O2 (2) l и в паровой фазе. Расчеты на рис.2 выполнены для концентрации борной кислоты 9 г/кг (на б) Быстрый массообмен, при котором чало кампании). На рис. 2 результат расчета концентрации газов в жидкой и паровой фазе концентрации кислорода в паровой фазе те связаны, согласно закону Генри: плоносителя ВВЭР представлен диапазоном неопределенности, связанным с неопреде 1 H2,O2 ленностью трековых выходов при облучении (3) csat2,O2 = H cl водяного пара -частицами.

H Увеличение эффективной концентрации Здесь H – безразмерная константа Генри. кислорода при добавлении борной кисло Для кислорода и водорода при 350 0C H ~ 0.4, ты связано с облучением водяного пара при 300 0С H ~ 0.2 [5]. -частицами. Видно, что в начале кампании эффективное содержание кислорода в паровой фазе может превышать пороговый уровень Результаты расчетов (15 мкг/кг) на 1-2 порядка (достигая значе ний, характерных для реакторов РБМК) – в В зависимости от условий облучения зависимости от принятых трековых выходов основным кислородосодержащим продуктом для -радиолиза водяного пара, а также в за радиолиза теплоносителя является или кисло- висимости от скорости межфазного массооб род (при низком исходном содержании водо- мена пар-жидкость.

рода), или перекись водорода (при высоком ис- В случае медленного массообмена в паро ходном содержании водорода). В реакторных вой фазе теплоносителя достигаются более условиях концентрация перекиси водорода высокие концентрации кислорода, чем в слу редко поддается измерению. Это связано с чае быстрого массообмена. Это связано с тем, тем, что перекись водорода с высокой скоро- что при быстром массообмене исходно со стью разлагается на стенках измерительного держащийся в жидком теплоносителе водород канала с образованием кислорода [21]: перераспределяется в паровую фазу, приводя к уменьшению скорости наработки кислоро досодержащих продуктов радиолиза.

(4) 2 H 2O2 2 H 2O + O2 В таблице 3 представлены результаты расчетов среднего содержания кислорода В результате при реакторных измерениях на единицу массы теплоносителя ВВЭР при фактически определяют величину массовой доле пара 10%. Диапазон неопреде ленности содержания кислорода (до 100 мкг/ eff [O2 ] = [O2 ] + [ H 2O2 ] кг) связан, в первую очередь, с диапазоном (5) 2 неопределенности трековых выходов при -радиолизе водяного пара.

Результаты расчетов концентраций кисло- По разработанной модели были также родосодержащих продуктов радиолиза пред- проведены расчеты для реакторных условий, ставлены ниже в виде суммы. в которых были получены данные по харак На рис. 1, 2 представлены результаты рас- теру коррозии сплава Э110 в зависимости от четов эффективной концентрации кислорода в наличия кипения и содержания кислорода жидкой и паровой фазах для условий облуче- ([3], табл.1). Поскольку исходные данные [3] ния в ВВЭР. Содержание кислорода рассчитано для экспериментов на реакторах МИР и БАЭС Рис.1. Содержание кислорода в жидкой и газовой фазах теплоносителя при 350 0С в зависимости от исходного содержания водорода в жидком теплоносителе без борной кислоты (конец кампании).

Линии: сплошная – расчет для жидкой фазы без кипения;

‘а’ – расчет для газовой фазы в случае медленного массообмена;

‘б’ – расчет для газовой фазы в случае быстрого массообмена. Расчеты проведены для верхней части активной зоны.

Рис.2. Содержание кислорода в жидкой и г азовой фазах теплоносителя при 350 0С в зависимости от исходного содержания водорода в жидком теплоносителе с добавлением 9 г/кг борной кислоты (начало кампании).

Линии: сплошная – расчет для жидкой фазы без кипения, ‘1’ – расчет с использованием набора выходов (1) (Табл.2), ‘2’ – расчет с использованием набора выходов (2) (Табл.2);

‘а’ – случай медленного массообмена пар-жидкость, ‘б’ – случай быстрого массообмена. Расчеты проведены для верхней части активной зоны.

не являются полными, расчеты для этих усло- облучения в реакторных установках при вий носят оценочный характер. По данным [3], нимались такими же, как и в расчетах для температура в верхней части активной зоны в ВВЭР-1000. Несмотря на оценочный характер, экспериментах на реакторе МИР составляла результаты расчетов в таблице 1 показывают, 3500C. В расчетах для реактора МИР в случае что (при сделанных допущениях о тепло поверхностного кипения полагалось, что мас- гидравлических режимах и параметрах об совая доля пара составляла 10 %. Параметры лучения) модель позволяет воспроизводить Таблица Расчет среднего содержания кислорода (мкг/кг) в теплоносителе ВВЭР-1000 для верхней части активной зоны при 10 % массовой доле пара Массообмен в пароводяной Без борной кислоты 9 г/кг борной кислоты смеси (конец кампании) (начало кампании) Быстрый до 0.1 до Медленный до 1 до результаты измерений содержания кислорода зоны в проектных расчетах установлена воз в теплоносителе. Это является косвенным можность поверхностного кипения на участке подтверждением адекватности используемой высотой до 1.5 м от верха активной зоны. При интегральной модели радиолиза. этом по высоте меняется доля паровой фазы и температура теплоносителя. Перед про ведением маломасштабных испытаний целе Заключение сообразен предтестовый анализ условий этих испытаний и условий эксплуатации твэлов Согласно экспериментальные данным, при ВВЭР. Это позволит оценить представитель кипении в реакторных условиях в случае пре- ность испытаний.

вышения пороговой концентрации кислорода 15 мкг/кг наблюдается нодулярная коррозия Список литературы на оболочках твэлов из сплава Э110.

Проведенные оценочные расчеты пока зали, что при подкипании теплоносителя на 1. Vasilchenko I.N., “Fuel for new Russian энергоблоках ВВЭР повышенной мощности reactor VVER-1200”, Proc. Int. Conf. TopFuel концентрация кислорода в теплоносителе 2009, Paris, 6-11 Sept. 2009.

может заметно превышать пороговое значе- 2. Сox B, Kritsky V.G., “Waterside corrosion ние 15 мкг/кг. Это создает условия, опасные с of zirconium alloys in nuclear water plants”, точки зрения развития нодулярной коррозии. IAEA-TECDOC-996, 1998.

Кроме того, рассмотренные модельные пред- 3. Г.П.Кобылянский, А.Е.Новоселов, ставления объясняют возможную интенси- «Радиационная стойкость циркония и сплавов фикацию локального окисления при наличии на его основе», Димитровград, 1996.

поверхностных отложений, содержащих 4. А.И. Забелин и др., «Особенности во соединения с бором (borate phases), в случае, дного режима ВК-50», в сборнике Симпозиума когда в отложениях формируются каналы для СЭВ, ГДР, Гера, 10-16 ноября, 1968, стр. 72-78.

доступа теплоносителя к оболочке (chimney 5. В.Б. Коган, В.М. Фридман, В.В.Кафаров, morphology of crud) [37]. «Справочник по растворимости», том 1, АН Для обоснования коррозионной стойкости СССР, 1961.

элементов ТВС ВВЭР из сплава Э110 в усло- 6. А.Д.Амаев, «Коррозия циркониевых виях подкипания теплоносителя необходимо сплавов в кипящей воде под облучением», развитие более детальных расчетных моделей Proceedings of the third international conference радиолиза пароводяной смеси и проведение on the peaceful uses of atomic energy, vol. 15, дополнительных экспериментальных исследо- Geneva, 1971.


ваний. При дальнейшем развитии расчетных 7. В.А. Цыканов, «Механические свой моделей необходимо учитывать конкретные ства и коррозионное поведение циркониевых характеристики двухфазного течения тепло- сплавов в реакторных условиях», Труды носителя в ТВС ВВЭР в условиях поверхност- Конференции по реакторному материаловеде ного кипения. нию, Том 6 с. 261-286, Алушта, 1978.

Расчетный анализ состава теплоносителя 8. В.Ф. Коньков, М.М. Перегуд, должен учитываться при проведении реак- В.В. Новиков, В.А. Маркелов, «Коррозия и ги торных петлевых коррозионных испытаний дрирование сплавов циркония Э110 и Э635 в маломасштабных по высоте сборок. В услови- условиях эксплуатации твэлов», конф. МАЯТ ях ВВЭР с повышенной мощностью активной 2008, Агой, 30 сентября, 2008.

9. Т.Н. Алиев, И.А. Евдокимов, В.В. плавучих энергоблоков», Атомная Энергия, т.

Лиханский, «Разработка и верификация мо- 88 (2000), вып. 5.

дели радиолиза теплоносителя легководных 24. A. Habersbergerova, B. Bartonicek, реакторов», Препринт ГНЦ РФ ТРИНИТИ “Radiolysis of Aqueous Ammonia Solutions 140-А, Троицк, 2009. by Gamma and Mixed Reactor Radiation”, 10. А.К. Пикаев, С.А. Кабакчи, Nukleonika, vol.26, n 7-8, 1981.

И.Е. Макаров, «Высокотемпературный 25. G.V. Buxton, R.M. Sellers, Radiat. Phys.

радиолиз воды и водных растворов», М., Chem. 29, 137-140, 1987.

Энергоатомиздат, 1998. 26. B. Pastina, J. Isabey and B. Hickel, “The 11. Chaoyang Li, Olander D.R., “Steam Inuence of Water Chemistry on Radiolysis of radiolysis by alpha-particle irradiation”, Radiation the Primary Coolant Water in Pressurised Water Physics and Chemistry, 54, p. 361-371, 1999. Reactors,” J. Nuclear Materials, 309, 264, 1999.

12. А.К. Пикаев, «Современная радиаци- 27. E.J. Hart, W.R. McDonell, S. Gordon, “The онная химия. Радиолиз газов и жидкостей», Decomposition of Light and Heavy Water Boric М., Наука, 1986. Acid Solutions By Nuclear Reactor Radiations”, 13. Dixon R.S.,Radiation Research Review, Proceedings of International Conference on the vol 2, p.237-296, 1970. Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, vol. 7 p 14. База данных по химической кинетике 593, New York, 1956.

института NIST http://kinetics.nist.gov/kinetics/ 28. В.Л.Бугаенко, В.М.Бяков, index.jsp «Количественная модель радиолиза жидкой 15. C.J. Hochanadel, “Effects of Cobalt воды и разбавленных водных растворов -irradiation on Water and Aqueous Solutions”, водорода, кислорода и перекиси водорода», Journal of Physical Chemistry, vol. 56, № 5, pp. препринт, М., 1991.

587-594, 1952. 29. Н.А. Калашников, Б.С. Калиниченко и 16. H.A. Shwartz, “Determination of Some др., «Экспериментальное исследование альфа Rate Constants for the Radical Processes in the радиолиза водяного пара», Атомная Энергия, Radiation Chemistry of Water”, J. Phys. Chem., Т. 69, Вып. 1, ст. 17-21, 1990.

66, 255, 1962. 30. Christensen H, “Fundamental aspects of 17. N.F. Barr, A.O. Allen, J. Phys. Chem., 56, water coolant radiolysis”, SKI Report 2006:16, 587, 1952. 2006.

18. С.А. Кабакчи, В.Н. Шубин, П.И. Долин, 31. Shcherbakov S.I., Sergeev V.V., Химия высоких энергий, 1, 127, 1967. “Computational Analysis of Mixing Properties 19. C.J. Hochanadel, “The radiation induced of Mixing Grids in WWER Fuel Assemblies,” reaction of hydrogen and oxygen in water at 25oC Proc. 8th Int. Conf. on WWER Fuel Performance, to 250oC”, Proc. Int. Conf., Peaceful Uses of Modelling and Experimental Support, Helena Atomic Energy, Geneva, vol. 7, p. 739. New York, Resort, Bulgaria, 27 Sept. – 02 Oct. 2009.

1956. 32. Shcherbakov S.I., Sergeev V.V., 20. П.И. Долин, Б.В. Эршлер, «Радиолиз “Computational Analysis of the Effect of Fuel воды в присутствии H2 и O2 под действием из- Assembly Features on the Core Thermohydraulics лучения реактора, осколков деления и рентге- at Elevated Parameters,” Proc. 8th Int. Conf.

новского излучения», труды Международной on WWER Fuel Performance, Modelling and конференции по мирному использованию Experimental Support, Helena Resort, Bulgaria, атомной энергии, Женева, 1955. 27 Sept. – 02 Oct. 2009.

21. Lin-Wen Hu “Radiolysis calculations and 33. Н.А. Калашников и др., «Эксперимен hydrogen peroxide measurements for the MIT тальные исследования процессов радиолиза BWR Coolant Chemistry Loop”, Massachusetts осколками деления в парах воды и углекислом Institute of Technology, 1993. газе при высоких давлениях», Вопросы 22. Bronislav Guimpelson “BWR coolant атомной науки и техники, серия Атомно chemistry studies using a recirculating in-pile водородная энергетика и технология, 1983, loop”, Massachusetts Institute of Technology, вып 2 (15), с. 11-12.

1995. 34. Н.А. Калашников, Б.С. Калиниченко, 23. А.В. Буланов, Б.И. Колесов, Лукашенко И.К. Швецов, «Влияние фазового состава М.Л. и др. «Радиолиз аммиака в теплоносителе реагента, вида и мощности излучения на первого контура реакторных установок эффективность радиолитического разложения воды и диоксида углерода», Атомная Энергия, Экспериментальное исследование и том 72, вып. 1, ст. 47-53, 1992. математическое моделирование», Химия 35. С.А. Кабакчи, Г.П. Булгакова, высоких энергий, том 29, номер 4, с 284-288, «Радиационная химия в ядерном топливном 1995.

цикле», НИФХИ, 1997. 37. Bennet P., “Demonstration of the PWR 36. О.П. Архипов, В.Л. Бугаенко, AOA in the Halden Reactor”, EPRI, 2005.

С.А. Кабакчи, «Радиолиз теплоносителя реакторной установки с ВВЭР-1000.

The paper presents evaluation of oxygen concentration in a liquid and gas phase of the primary coolant of a high-power VVER under the surface boiling conditions. Numerical radiolysis models were developed and used for this evaluation. It was shown that specic concentration of oxygen in coolant can exceed the threshold concentra tion determined experimentally when nodular corrosion of the fuel rod claddings made of E110 steel is observed.

УДК Зубченко А.С., Банюк Г.Ф.

(OAO ОКБ «ГИДРОПРЕСС») ПЕРСПЕКТИВНЫЕ ДЛЯ ТЕПЛООБМЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ АУСТЕНИТНО-ФЕРРИТНЫЕ ХРОМОНИКЕЛЕВЫЕ СТАЛИ (КРАТКИЙ ОБЗОР) Обеспечение долговечности трубных систем теплообменного оборудования возможно использовани ем для их изготовления хромоникелевых аустенитно-ферритных сталей. Аустенитно-ферритные стали отличаются высокой общей коррозионной стойкостью, не склонны к коррозионному растрескиванию под напряжением, питтинговой и щелевой коррозии в хлорсодержащих средах.

Введение В ЦНИИТМАШе проведены исследова ния участков повреждений на теплообменных В парогенераторах РУ с ВВЭР в качестве трубках, выявленных при неразрушающем теплообменных труб используются трубы из вихретоковом контроле после горячей об аустенитной хромоникелевой стали марки катки парогенераторов блока I Тяньванской 08Х18Н10Т. На сегодняшний день в коммер- АЭС (КНР). Результаты исследований, выпол ческой эксплуатации на АЭС находятся 250 ненных методами оптической и электронной парогенераторов энергоблоков с реакторами микроскопии, свидетельствуют о том, что в ВВЭР-440 и ВВЭР-1000. Общее количество результате воздействия внешней среды (кон теплообменных труб в этих парогенераторах денсата с высоким содержанием хлоридов) на составляет около 2 млн. штук. стадии монтажа парогенераторов на внешней В процессе эксплуатации ПГ имели ме- поверхности труб возникли очаги локальной сто случаи повреждения теплообменных питтинговой коррозии различных размеров труб, связанные с хлоридным коррозионным и формы с трещинами, преимущественно растрескиванием при нарушениях водно- транскристаллитного характера. При этом химического режима. В результате воз- коррозионное растрескивание наблюдали как действия хлоридов в парогенераторах АЭС в местах дистанционирования теплообменных «Норд» и Балаковской АЭС были повреждены труб, так и вне этих мест.

и заглушены в общей сложности более 4800 Таким образом, сталь 08Х18Н10Т, как и др.

теплообменных труб [1, 2]. хромоникелевые стали аустенитного класса, Повреждения теплообменных труб из ста- склонна к коррозионному растрескиванию под ли 08Х18Н10Т наблюдали в парогенераторах напряжением в условиях действия растяги также на стадии монтажных работ на при- вающих напряжений и коррозионно-активной брежных площадках. В результате накопления среды, содержащей в определенном количе хлоридов на поверхности вследствие конден- стве активаторы и окислители. Проявление сирования влаги из морского воздуха трубы склонности к коррозионному растрескиванию были подвержены локальной питтинговой стали 08Х18Н10Т необходимо учитывать не коррозии и коррозионному растрескиванию. только при выборе водно-химического режи Результаты металлографических ис- ма, но и мероприятий по защите от коррозии в следований металла труб в участках по- период монтажных работ.

вреждений, анализ условий эксплуатации (водно-химического режима, отклонений от Общие сведения об аустенитно штатных режимов эксплуатации) позволили ферритных сталях установить, что механизмом повреждения труб в парогенераторах со стороны II контура является транскристаллитное коррозионное Для обеспечения надежности и большей растрескивание под напряжением. долговечности трубных систем теплообмен ного оборудования возможно использованием хромоникелевых аустенитно-ферритных ста- преимущества над сплавами на основе меди, лей. Аустенитно-ферритные стали отличают- которые проявляют склонность к образова ся высокой общей коррозионной стойкостью, нию питтингов и щелевой коррозии.

не склонны к коррозионному растрескиванию Выбор марки стали производится в за под напряжением, питтинговой и щелевой висимости от условий среды (температуры, коррозии в хлорсодержащих средах, имеют содержания кислорода и хлора, рН, скорости высокие значения пределов прочности и теку- потока теплоносителя и т.п.).

чести при удовлетворительной пластичности Большинство известных марок аустенитно и ударной вязкости, хорошей свариваемости. ферритных сталей представлено в таблице 1.

К аустенитно-ферритным сталям относят Благодаря мелкозернистой структуре, высоколегированные стали, основу структу- представляющей собой смесь феррита и ау ры которых составляют две фазы – аустенит стенита, дуплексные стали значительно пре и феррит. Количество каждой из них обычно восходят по прочности широко применяемые находится в пределах 40-60%. В связи с этим в настоящее время хромоникелевые аустенит признаком за рубежом такие стали называ- ные стали при удовлетворительной пластич ют «дуплексными». Аустенитно-ферритные ности и ударной вязкости (таблица 2).

стали были разработаны как заменители Формирование дуплексной структуры хромоникелевых сталей аустенитного класса. способствует не только значительному повы Коррозионная стойкость этих сталей во мно- шению прочности по сравнению со сталями гих агрессивных средах обеспечивается за с простой аустенитной структурой, но и обе счет высокого содержания хрома, как правило спечивает при этом такие важные свойства, более 20%. как стойкость против коррозионного растре В последние годы дуплексные стали на- скивания, питтингообразования и щелевой ходят за рубежом широкое применение в коррозии.

качестве конструкционного материала для Аустенитно-ферритные стали отличаются теплообменного оборудования. Для таких удовлетворительной свариваемостью, хотя и конструкций хромоникелевые аустенитные склонны к заметному росту зерна в зоне тер стали менее пригодны вследствие склон- мического влияния при воздействии терми ности к хлоридному коррозионному растре- ческого цикла сварки. Наряду с ростом зерен скиванию. Дуплексные стали имеют также феррита возрастает общее его количество в Таблица Химический состав аустенитно-ферритных сталей, % масс Сталь, марка C Si Mn Cr Ni Mo Ti S P N 03Х23Н6 0,030 0,4 1,0-2,0 22,0-24,0 5,3-6,3 - - 0,020 0,035 1,8 03Х22Н6М2 0,030 0,4 1,0-2,0 21,0-23,0 5,5-6,5 - 0,020 0,035 2, 08Х22Н6Т 0,08 0,8 0,8 21,0-23,0 5,3-6,3 - 5,6-0,65 0,025 0,035 (ЭП 53) 12Х21Н5Т 0,09 0,8 0,8 20,0-22,0 4,8-5,8 - 0,28-0,50 0,025 0,035 (ЭИ 811) 0, 08Х21Н6М2Т 1,8 0,08 0,8 0,8 20,0-22,0 5,5-6,5 0,20-0,40 0,025 0,035 (ЭП 54) 2, 03Х24Н6АМ3 2,5- 0,05 0,030 0,4 2,0 23,5-25,0 5,8-6,8 - 0,020 0, (ЗИ 130) 3,5 0, DMV 18.5 4,25- 2,5- 0,05 0,030 1,4-2,0 1,2-2,0 18,0-19,0 - 0,030 0, (UNS S31500) 5,25 3,0 0, SAF 2304 0,05 0,030 1,0 2,5 21,5-24,5 3,0-5,5 - - 0,040 0, (UNS S32304) 0, SAF 2205 3,0- 0,14 0,030 1,0 2,0 21,5-23,0 4,5-6,5 - 0,015 0, (UNS S31803) 3,5 0, SAF 2507 3,0- 0,24 0,030 0,5 1,2 24,0-26,0 6,0-8,0 - 0,015 0, (UNS S32750) 5,0 0, Таблица Механические свойства аустенитно-ферритных сталей, не менее Сталь, марка Rp0,2, МПа Rm, МПа А5, % KCV, Дж/см 03Х23Н6 350 580 20 03Х22Н6М2 350 580 20 08Х22Н6Т (ЭП 53) 350 550 18 12Х21Н5Т (ЭП 811) 380 600 18 08Х21Н6М2Т (ЭП 54) 350 600 20 03Х24Н6АМ3 (ЗИ 130) 390 690 25 DMV 18.5 (UNS S31500) 350 600 25 SAF 2304 (UNS S32304) 400 600 25 SAF 2205 (UNS S31803) 450 680 25 SAF 2507 (UNS S32750) 550 800 25 структуре сварных соединений. Размер зерен нит. Конечная структура стали и соотношение феррита и его количество, размер зоны терми- и фаз зависят от скорости охлаждения.

ческого влияния зависят от погонной энергии Наличие в составе стали титана сказыва сварки, соотношения структурных состав- ется на склонности аустенитно-ферритных ляющих в исходном состоянии и предрас- сталей к перегреву в зоне термического влия положенности стали к перегреву [3]. Согласно ния при сварке. Считают, что титан снижает диаграмме состояний на рис.1 область суще- устойчивость аустенита.

ствования двухфазной аустенитно-ферритной Отечественные марки аустенитно структуры (+) у сплавов Fe-Cr-Ni находится ферритных сталей 03Х23Н6, 03Х22Н6М2, в широком температурном интервале – от 20 08Х22Н6Т, 12Х21Н5Т, 08Х21Н6М2Т были раз до ~1250°С. При нагреве выше 1200°С аусте- работаны более 30 лет назад. Составы сталей нит трансформируется в феррит и тем интен- до настоящего времени не откорректированы сивнее, чем выше температура и длительность с учетом современных возможностей произ нагрева. При 1250°С наблюдается полное пре- водства, в частности, легирования их азотом вращение. В процессе охлаждения имеет для стабилизации структуры с примерно рав место обратное превращение феррита в аусте- ным количеством аустенита и феррита. Эти марки сталей нашли применение при изготов лении ограниченного перечня оборудования для химической и пищевой промышленности.

Сварку изделий из этих сталей производят с использованием аустенитных присадочных материалов.

Широкое применение аустенитно ферритных сталей стало возможным после модернизации их химического состава путем введения определенного количества азота, способствующего стабилизации фаз. Все применяемые в настоящее время за рубежом аустенитно-ферритные стали (DMV 18.5, SAF 2304, SAF 2205, SAF 2507) отличаются повышенной устойчивостью структуры +a в процессе нагревов, в том числе при сварке, за счет их легирования до 0,15…0,30% азота.

Легирование этим элементом способствует стабилизации -фазы и ее устойчивости про тив трансформации в -феррит при нагреве Рис. 1. Псевдобинарная диаграмма Fe-Cr-Ni выше 1100°С.

при постоянном содержании железа (Fe=75%) Указанные выше стали широко применя ют для изготовления трубных систем различ ных теплообменников для систем охлаждения или нагрева жидкостей и газов. Требования к материалам в теплообменнике зависят от тем пературы, давления и агрессивности среды.

Область применения аустенитно-ферритных сталей продолжает расширяться благодаря со четанию их высокой механической прочности с высокой коррозионной стойкостью во мно гих средах. В большом объеме аустенитно ферритные стали применяются для изготов ления сварных труб, используемых в качестве оболочки кабелей управления и энергообеспе чения нефтяных платформ в Северном море.

Сварные прямошовные трубы из сталей SAF 2304, SAF 2205 и SAF 2507 произво дят на многих заводах Западной Европы и США. Такой способ производства позволяет получить недорогие тонкостенные трубы с повышенной вследствие этого теплопрово- Рис.2. Влияние постоянной нагрузки (/Rp0,2) дностью. Использование сварных труб все на склонность к коррозионному время растет. растрескиванию аустенитно-ферритных сталей DMV 18.5 и SAF 2205(в сравнении со сталью 316L) Стойкость против корозионного растрескивания результаты испытаний нагруженных образ На рис. 2 показаны результаты испытаний цов с /Rp0,2 от 0,3 до 0,9 в 30%-ном растворе склонности к коррозионному растрескиванию LiCl(pH = 6,5;

120°С).

нагруженных образцов из дуплексных ста- На рис. 4 представлены результаты ав лей DMV 18.5 (UNS S31500), SAF 2205 (UNS токлавных испытаний «напряженных» об A31803) и, для сравнения, из аустенитной разцов (s~Rp0,2) в нейтральных хлоридных стали 316L (UNS S31603) [4]. Типичный со- растворах, показавшие хорошую корреляцию став стали 316L: C0,03%, Cr=17%, Ni=11,5%, с наблюдаемыми случаями коррозионно Mo=2,1%. Испытания проведены в кипящем го «поведения» изделий из аустенитных и 42%-ном растворе MgCl2 при атмосферном аустенитно-ферритных сталей [5]. Во всем давлении и температуре 154°С. Напряжение в исследованном диапазоне концентраций Cl образцах осуществлялось внешней нагрузкой, ферритно-аустенитные стали SAF 2304, SAF выбираемой таким образом, чтобы обеспе- 2205 и SAF 2507 имели несомненные преиму чить указанные на рис. 2 соотношения /Rp0,2 щества в стойкости против коррозионного в пределах от 0,1 до 0,8. растрескивания при напряжениях, близких к Можно увидеть, что по сравнению со ста- Rm. Об этом свидетельствуют также испыта лью 316L аустенитно-ферритные стали DMV ния этих же сталей в 40%-ном растворе CaCl 18.5 и SAF 2205 значительно более стойки, при 100°С (рис. 5).

особенно сталь SAF 2205, против коррозии под напряжением. При нагружении /Rp0, Стойкость против питтинговой менее 0,5 образцы из стали SAF 2205 не по коррозии вреждались в течение всей длительности ис пытаний (~ 1000 часов).

Преимущество аустенитно-ферритных Как упоминалось выше, очаги локальной сталей в отношении стойкости против корро- питтинговой коррозии могут предшествовать зионного растрескивания под напряжением коррозионному растрескиванию теплообмен показано также на рис. 3, где представлены ных труб парогенераторов, что наблюдалось Рис.3. Результаты испытаний склонности к Рис.4. Результаты испытаний склонности к КР в 30 %-ном растворе LiCl (pH = 6,5;

120°С) КР в 30 %-ном растворе LiCl (pH = 6,5;

120°С) при накоплении на их поверхности хлоридов. растворе хлорного железа (10% FeC3 06 H2O) В последние годы увеличился объем исследо- плотностью 1,049 г/см3.

ваний стойкости нержавеющих сталей против питтинговой коррозии в связи с с необходимо стью замены медно-никелеых труб в оборудо вании второго контура атомных энергоблоков.

Как известно, вынос меди вследствие эрозии во второй контур является одной из главных причин повреждения теплообменных труб парогенераторов в результате коррозионного растрескивания.

Стойкость нержавеющих сталей против питтинговой коррозии определяется суммар ным содержанием хрома, молибдена и азота.

Сравнительная оценка стойкости сталей пит тинговой коррозии производится по величине PRE (pitting resistance equivalent), определяе мой по эмпирической зависимости:

PRE = %Cr + 3,3 %Mo + 16 %N Для сравнительной оценки стойкости сталей против питтинговой коррозии, как правило, используют метод, регламентируе мый стандартом ASTM G48 и ГОСТ 9.912-89.

Основой метода является изотермическая выдержка испытываемых образцов в водном Рис.5. Испытания в 40%-ном растворе CaCl при 100°С Таблица Коррозионная стойкость аустенитно- ферритных сталей в технической пресной воде T, 0C мин.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 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.