автореферат диссертации по энергетике, 05.14.03, диссертация на тему:Локализация и охлаждение кориума в запроектной аварии водо-водяного энергетического реактора при разрушении активной зоны

На правахрукописи

СИДОРОВ

Александр Стальевич

ЛОКАЛИЗАЦИЯ И ОХЛАЖДЕНИЕ КОРИУМА В ЗАПРОЕКТНОЙ АВАРИИ ВОДО-ВОДЯНОГО ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО РЕАКТОРА ПРИ РАЗРУШЕНИИ АКТИВНОЙ ЗОНЫ

Специальность 05.14.03 - Ядерные энергетические установки, включая проектирование эксплуатацию и вывод из эксплуатации

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2004

Работа выполнена в Московском энергетическом институте (техническом университете).

Научный руководитель доктор техн. наук, профессор

Официальные оппоненты: доктор физ.-мат. наук, с.н.с. кандидат техн. наук, с.н.с.

Рассохин Николай Георгиевич

Мелихов Олег Игорьевич Яньков Георгий Глебович

Ведущая организация - Институт проблем безопасного развития атомной энергетики Российской академии наук.

Защита диссертации состоится Сс,^^ 2004 г. в на

заседании диссертационного совета Д 212.157.07 при Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу:

111250, Москва, ул. Красноказарменная, д. 14_М _

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МЭИ (ТУ)

Отзыв на автореферат, заверенный печатью учреждения, в двух экземплярах просим направить по адресу: 111250, г. Москва, ул. Красноказарменная, д. 14, Ученый совет МЭИ (ТУ).

Автореферат разослан _

2004 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

В.М. Лавыгин

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Перспективы развития ядерной энергетики во многом определяются гарантированным уровнем ее безопасности. Одной из сложных задач как для технической реализации, так и для обоснования является обеспечение непревышения предельного аварийного выброса радиоактивных продуктов деления при запроектной (тяжелой) аварии с плавлением активной зоны. При этом основная проблема связана с локализацией высокотемпературного, химически агрессивного расплава кориума в пределах защитной оболочки.

Для АЭС с ВВЭР, которые являются и остаются основным типом реакторов на ближайшие десятилетия, рассматриваются внутри- и внекорпусные способы локализации расплава. Если для внутрикорпусного удержания расплава сформулированные 15 лет назад принципиальные подходы не претерпели изменения, то для внекорпусного способа даже концепция его реализации остается дискуссионной. Тем более нет общепризнанных конструкторских решений. Основной причиной сложившейся ситуации является недостаточная изученность специфических процессов (тепловых,, физико-химических, прочностных), характерных для поздней стадии тяжелой аварии.

Целю работы является совершенствование методики проектирования устройств наружного охлаждения корпуса реактора (УНОР) и устройств локализации расплава активной зоны (УЛР) применительно к существующим и разрабатываемым АЭС с ВВЭР.

В соответствии с указанной целью в работе решались следующие задачи.

• Разработка и обоснование систем наружного охлаждения корпуса ВВЭР средней мощности, обеспечивающих внутрикорпусное удержание расплава.

• Разработка концепции внекорпусной локализации расплава для АЭС с ВВЭР большой мощности.

• Совершенствование методики проектирования, разработка и обоснование эффективности внекорпусного устройства локализации расплава.

Основные результаты и их научная новизна.

• Выявлена область существования устойчивых режимов течения парожидкостного потока в системе наружного охлаждения корпуса реактора, влияющая на условия докризисного кипения охлаждающей воды.

• Разработана концепция внекорпусного удержания расплава в УЛР тигельного типа, совмещающая преимущества внутрикорпусного удержания расплава и применения жертвенных материалов, используемых во внекорпусных ловушках с растеканием расплава (концепция европейского реактора EPR).

• Разработана методика проектирования УЛР тигельного типа, базирующаяся на расчетном анализе основных процессов, определяющих его работоспособность, и обоснована эффективность УЛР.

РОС НАЦИОНАЛЬНАЯ БИБЛИОТЕКА

СП ' ОЭ

• Разработана упрощенная методика расчета экстракции урана и циркония из расплава субокисленного кори>ма расплавом стали. Выполнен анализ влияния указанного процесса на возможность удержания расплава в корпусе ВВЭР.

Практическая значимость работы. Результаты работы непосредственно использованы в разработке проекта УНОР для АЭС средней мощности с ВВЭР-640, в разработке проекта УНОР для модернизации КоАЭС и НВАЭС с ВВЭР-440, в разработке и изготовлении УЛР на АЭС с ВВЭР-1000, сооружаемых в Китае и Индии.

Достоверность полученных расчетных результатов обеспечена использованием программ «улучшенной оценки» и расчетных методик, разработанных по результатам целенаправленных экспериментальных исследований. Достоверность методических разработок по проектированию систем и устройств локализации расплава базируется на использовании современной базы знаний о процессах тяжелых аварий и соответствующих расчетных обоснованиях.

Положения, выносимые на защиту.

• Результаты расчетного анализа систем наружного охлаждения корпуса ВВЭР средней мощности и удержания расплава в корпусе реактора.

• Концепция внскорпусного удержания расплава в УЛР тигельного типа.

• Методика и результаты проектирования УЛР АЭС с ВВЭР.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и

обсуждались на отраслевом семинаре "Динамика энергоблоков атомных станций нового поколения (проблемы управлешм и безопасности)", г Сосновый Бор, 1994г; на Международной конференции 'The Second International Conference on Advanced Reactor Safety, ARS 97", Orlando, Florida, USA, 1997 г; на научно-практическом семинаре "Вопросы безопасности АЭС с ВВЭР", С.-Петербург, 2000 г; на международной конференции ICONE11, Tokyo, 2003 г.

Публикации, структура и объем работы. По теме диссертации опубликовано 19 работ. Диссертация состоит из введения, четырех глав и выводов и изложена на 160 страницах, включая 69 иллюстраций и 2 таблицы, список литературы содержит 167 наименований.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность выполненных в диссертации исследований, формулируется цель работы и ее задачи, а также выносимые на защиту результаты.

В главе 1 выполнен анализ известных способов и устройств локализации расплава и результатов исследований основных процессов, характерных для поздней стадии тяжелой аварии ВВЭР и определяющих эффективность локализации расплава. Предложенная Т. Теофанусом концепция внутрикорпусного удержания расплава, реализованная при модернизации АЭС "Ловииса" с ВВЭР-440

и в проекте ЛР-600 фирмы Вестингауз, США, основана на пассивном водяном охлаждении наружной поверхности корпуса. Основным критерием возможности удержания расплава в корпусе является непревышение плотности теплового потока, отводимого от наружной поверхности корпуса, его критической величины, а определяющими процессами являются свободноконвективный теплообмен в ванне расплава и кризис пузырькового кипения.

Свободная конвекция в расплаве оксидов обусловлена внутренним тепловыделением. Экспериментальные исследования позволили получить полуэмпирические зависимости для расчета распределения теплового потока по границам оксидной ванны. При этом значительная доля мощности остаточного тепловыделения передастся расплаву стали, а от него, в процессе свободноконвектизного теплообмена, к контактирующей с ним стенке корпуса. Плотность теплового потока в этой зоне, как правило, максимальная и зависит от глубины слоя расплавленной стали. Экспериментальные исследования кризиса теплообмена на наружной поверхности корпуса выполнялись на моделях различного масштаба. По результатам опытов разработаны методики расчета q^, как функции угловой координаты и параметров охлаждающей воды.

Накопленная в результате проведенных исследований база знаний, в рамках существующих представлений об основных процессах тяжелой аварии, является достаточной для проектирования и обоснования систем, обеспечивающих удержание расплава в корпусе ВВЭР.

Спектр предложений по внекорпусной локализации расплава достаточно широк. В наибольшей степени проработанной как с точки зрения конструктивного выполнения, так и по объему проведенных исследований, является ловушка расплава европейского реактора EPR. Поступающий из корпуса реактора расплав накапливается в предловушке, где, взаимодействуя с жертвенным материалом, он приобретает свойства, благоприятные для последующего захолаживания в боксе растекания, куда он перемещается после необходимой выдержки в предловушке и проплавления стальной заглушки. В боксе растекания расплав должен распределиться тонким слоем по большой горизонтальной поверхности с покрытием из огнеупорного материала, после чего на поверхность расплава подается вода.

Несмотря на выполненные экспериментальные и расчетные обоснования, с нашей точки зрения, в функционировании ловушки EPR остаются некоторые неопределенности, которые требуют дальнейших исследований. К ним относятся: возможность преждевременного проплавления или разрушения стальной заглушки; неопределенность режимов перемещения кориума из предловушки в бокс растекания, вплоть до полной блокировки этого процесса; неопределенность начала поступления воды на расплав в боксе растекания; зависимость процессов в предловушке от условий поступления расплава из корпуса реактора.

Анализ предложений по внекорпусной локализации расплава показывает, что в настоящее время отсутствует единое общепризнанное решение, а объем выполненных исследований основных процессов поздней стадии тяжелой аварии нельзя признать исчерпывающим.

В главе 2 выполнен анализ возможности удержания расплава в корпусе ВВЭР средней мощности. В проекте АЭС с ВВЭР-640 охлаждение корпуса происходит При движении воды и пароводяного потока в контуре естественной циркуляции. Расчетный анализ теплогидравлических характеристик контура естественной циркуляции теплоносителя (ЕЦТ) был выполнен с использованием программы CIRCON, в которой реализована модель с описанием процессов нестационарной теплогидравлики дифференциальными уравнениями энергии и массы с учетом скоростной и температурной неравномерности двухфазного потока; для замыкания уравнений использовались, в частности, модель дрейфа, модели генерации и конденсации. Тестирование программы выполнялось путем сопоставления с

Значительное дросселирование потока на выходе из подъемного кольцевого канала вызывало опасение развития неустойчивости в циркуляционном контуре, однако расчеты подтвердили сохранение практически беспульсационного

режима течения вплоть до мощности, в 1,5 раза превышающей мощность тепловыделения в расплаве.

Пассивная система охлаждения корпуса в контуре с ЕЦТ безусловно является оптимальным решением с точки зрения как максимального использования хладоресурсов воды, так и обеспечения устойчивого движения теплоносителя.

Однако при модернизации 1, 2 блоков КоАЭС и 3, 4 блоков НВАЭС с ВВЭР-440, в частности, с целью обеспечения удержания расплава в корпусе реактора организация контура ЕЦТ не представляется возможной. Поэтому для указанных блоков рассматривается система охлаждения корпуса с проливом воды под действием гидростатического напора. Подъемная часть тракта показана на рис 2.1. Поскольку пульсации расхода могут приводить к уменьшению величины критического теплового потока, при разработке системы наружного охлаждения корпуса ВВЭР-440 необходимо определить минимальный расход охлаждающей

расчетами по коду RELAP5.mod2.

Рис. 2.1 Устройство наружного охлаждения корпуса ВВЭР-440 (УНОР)

воды, при котором уровень пульсаций не приводил бы к реверсу течения на участке контакта корпуса реактора с ванной расплава (минимум расхода соответствует максимуму времени пролива при располагаемом запасе охлаждающей воды).

Расчетный анализ выполнен с использованием кода КОРСАР/В 1.1, в котором описание теплогидравлических процессов осуществляется на основе полностью неравновесной двухжидкостной модели. На рис/ 2.2 представлены результаты расчетов для расходов 36 и 28 кг/с.

Если в первом случае пульсации расхода и паросодержания на обогреваемом участке тракта незначительны, то во втором - достаточно велики, причем длительность опускного течения достигает 20 с. Простые балансные оценки показали, что при расходе 36 кг/с энтальпия потока на выходе обогреваемой части

тракта достигает энтальпии насыщенной воды, и дальнейшее уменьшение расхода приводит к быстрому росту паросодержания. При этом наличие затесненного подъемного участка играет определяющую роль в развитии неустойчивости.

Основываясь на опыте проведенных ранее исследовании по проблеме удержания расплава в корпусе реактора, можно сформулировать два критерия, выполнение которых требует обоснования: непревышение плотности теплового потока его критической величины на всей охлаждаемой поверхности корпуса в квазистабилизированных тепловых условиях, т.е. его непроплавление, и неразрушение корпуса под действием термомеханических нагрузок.

Расчеты температурного и напряженно-деформированного состояния (НДС) корпуса выполнялись в осесимметричной постановке с использованием программной системы FEA и кода ANSYS, основанных на применении метода конечных элементов. Результаты расчетов для ВВЭР-640 представлены на рис. 2.32 5. В зоне расположения поверхностного слоя расплава стали происходит частичное плавление корпуса под действием интенсивного теплового потока, резкий всплеск которого в этой зоне показан на рис. 2.4. Его максимальная величина составила 0,9МВт/м2, а величина критического теплового потока, рассчитанная по известной методике, на участке корпуса, граничащем с расплавом стали, составила 1,6МВт/м2, обеспечивая минимальную величину запаса до

Рис 2 5 Распределение интенсивности пластических деформаций

Представленное на рис. 2.5 распределение интенсивности пластических деформаций (расчет НДС выполнен в упруго-пластической постановке) показывает, что их максимальная величина не превышает 3,2 %, при этом минимальная величина относительного удлинения корпусной стали составляет

14%. В соответствии с деформационной моделью при однократном нагружении коэффициент запаса до разрушения можно определить как Кр_5/£тах» и тю результатам расчетов он составляет ~ 4,5. Таким образом, полученные запасы до кризиса теплообмена (до проплавления) и до разрушения корпуса ВВЭР-640 свидетельствуют о сохранении его целостности в условиях рассматриваемой тяжелой аварии, т.е. о возможности удержания расплава в корпусе.

При анализе удержания расплава в корпусе ВВЭР-440 были рассмотрены и учтены результаты недавно проведенных исследований взаимодействия расплавов субокисленного кориума и стали. Указанные исследования выполнены в РНЦ "КИ" и НИТИ в рамках международного проекта MASCA/OECD, руководитель проекта проф. В.Г. Асмолов. Установлено, что при определенных условиях состав и структура ванны расплава могут отличаться от традиционно принимаемых. Причиной этого является экстракция расплавом стали урана и циркония из расплава субокисленного кориума, вследствие чего плотность металлического расплава может превысить плотность расплава оксидов, и в этом случае происходит частичная или полная инверсия металлической и оксидной фаз. Полученные результаты ставят под сомнение универсальность постулируемой ранее двухслойной структуры ванны расплава с поверхностным положением расплава стали.

Аналитическая модель, описывающая распределение компонентов в оксидной и металлической частях расплава в процессе их взаимодействия, представляет собой систему уравнений фазового и химического равновесия, коэффициенты которых требуют для своего определения многочисленных экспериментальных данных. Учитывая сложность модели, для инженерных расчетов был разработан приближенный полуэмпирический метод. Для каждого экстрагированного компонента справедливо условие

М^СМц, Ма, М0, Мст), (2.1)

где - масса экстрагированного компонента, - массы в

исходном расплаве оксидов, - исходная масса расплава стали. В (2.1) все 5 переменных имеют одинаковую размерность и, в соответствии с теоремой Бэкингема, приведение к безразмерному виду уменьшает число переменных до 4-х. В качестве определяемых комплексов были выбраны: отношение экстрагированных из расплава оксидов в расплав стали

отношение экстрагированной из расплава стали в расплав оксидов массы стали к общей массе стали и конечная степень окисления в расплаве

оксидов В качестве определяющих комплексов используется

исходное уран-циркониевое отношение (массовое) исходная степень

окисления Тл Со=1- М^св/Мг,,! и массовая доля с т а/л^ГЭ^^ир акция кислорода в расплав стали не учитывалась. Полагая, что искомые зависимости

имеют вид степенных функций, и используя экспериментальные данные НИТИ, были получены следующие зависимости:

Разумеется, полученные зависимости являются приближенными и могут уверенно использоваться только в том диапазоне изменения определяющих параметров, который был реализован в экспериментах. Для расчетов структуры ванны расплава наряду с зависимостями (2.2)-(2.4) используется выражение, определяющее баланс кислорода в расплаве оксидов:

где - атомные массы.

Плотность расплава вычисляется по плотностям компонентов с использованием модели идеальных растворов.

Расчеты для ВВЭР-440 выполнены при задании массы топлива Мис>2=47т, массы и массы стали Исходная степень окисления

варьировалась в пределах от 0,3 до 0,75. При Со=0,3 плотности металлической и оксидной частей ванны составили рмет=б,7т/м3 И роке=7,5 т/м3, т.е. плотность металлической части ванны расплава оказалась меньше плотности оксидной части, и в этом случае структура ванны расплава традиционная, с поверхностным расположением расплава металла. С увеличением начальной степени окисления при котором экстракция U уменьшается, структура ванны расплава тем более не изменится. Однако существующие неопределенности сценария поступления расплава на днище корпуса, неопределенности изменения во времени соотношения оксидов и стали в формируемой ванне расплава требуют рассмотрения условий, при которых окончательная структура ванны может измениться. Такие условия возникают, если на начальной стадии взаимодействия оксидов и стали еще не вся сталь успевает поступить на днище корпуса. Если масса поступившей стали относительно невелика, то масса экстрагированного U может оказаться достаточной для превышения плотности металлической части расплава над плотностью оксидной части.

В проведенной серии расчетов варьировались масса стали (при неизменных, указанных выше массах и исходная степень окисления. Результаты

показаны на рис. 2.6. Можно видеть, что с уменьшением массы стали плотности расплавов сближаются и, начиная с некоторой величины, плотность расплава металла становится больше плотности расплава оксидов (за исключением варианта с При этом расплав металла образует донную часть ванны, вся

поступающая позднее сталь - поверхностную часть, а расплав оксидов окажется в

А^иЗ-Ю-'С^КоЛ

(2.4)

(2.3)

(2.2)

(2.5)

промежуточном положении. Как следует из вышеприведенных расчетов, максимальная масса переместившейся вниз стали составляет 14 т, соответственно, масса поверхностного слоя стали может уменьшиться с 40 до 26 т. На рис. 2.7 для условий ВВЭР-440 показаны распределения плотности теплового потока на наружной поверхности корпуса. Видно, что при трехслойной структуре максимальная плотность теплового потока заметно выше. На том же рисунке показано распределение Чкр, и расчеты минимальных коэффициентов запаса до кризиса дают следующие значения: для двухслойной структуры К,ф=2,1» для трехслойной Ккр^!^.

10 1 р, г/см3 1 1 2 1 -т |-------1 3 1 б кг. г

■

2 Г~

| —И '-' -.-

1, 2 - плотность теплового потока; 1 -двухслойная структура, 2 - трехслойная структура; 3 - критический тепловой поток

Рис. 2.7 Распределение плотности теплового потока и критического теплового потока на наружной поверхности корпуса

По результатам расчетов напряженно - деформированного состояния корпуса были определены распределения интенсивности

пластических деформаций. На рис. 2.8 эти распределения показаны по толщине корпуса в наиболее напряженных сечениях. На этом же рисунке приведены распределения зависящего от температуры относительного удлинения корпусной стали. Для двухслойной

1 - металл, 2 - оксиды а-Со=0,3, б-Со=0,5;в-Со=0,75 Ркс. 2 6 Плотности металлической и оксидной частей ванны расплава

структуры минимальная величина коэффициента запаса до разрушения составила -2,9, а для трехслойной -2,4. Таким образом, можно заключить, что наличие запасов до проплавления и до разрушения корпуса обеспечивает сохранение его целостности при обеих рассмотренных структурах ванны расплава. Вместе с тем, при трехслойной структуре запасы заметно сокращаются.

е, 5 Т,°С £.5 Т,°С

а - двухслойная структура; б - трехслойная структура; 1 - интенсивность пластических деформаций; 2 - относительное удлинение; 3 - температура. Рис. 2.8 Распределение температуры, интенсивности пластических деформаций и

относительного удлинения по толщине стенки корпуса реактора

В главе 3 обосновывается эффективность внекорпусной локализации расплава в УЛР, разработанных для АЭС с ВВЭР-1000.

Учитывая уменьшение запаса до кризиса при увеличении мощности реактора, в случае удержания расплава в корпусе, и недостаточную обоснованность ловушки EPR, для проектов АЭС с ВВЭР-1000, сооружаемых в Китае и Индии, была разработана концепция, совмещающая элементы способа удержания расплава в корпусе реактора, главным из которых является пассивное водяное охлаждение металлических поверхностей, ограничивающих компактную зону локализации расплава, и способа, использованного в концепции EPR для изменения структуры и свойств расплава, основанного на применении жертвенного материала (ЖМ). Основные элементы принятой концепции заключаются в следующем. В качестве зоны локализации расплава используется подреакторное пространство бетонной шахты, в котором размещается главный конструктивный узел УЛР - стальной корпус. Его стенка охлаждается снаружи водой и образует сосуд, в котором формируется ванна расплава. В исходном состоянии пространство локатизации внутри корпуса УЛР частично заполнено ЖМ, а сверху изолировано тонким стальным листом, предотвращающим заполнение корпуса водой. Защита расположенных выше конструкций от теплового излучения со стороны зеркала расплава осуществляется теплозащитными экранами и последующей подачей воды

на поверхность расплава. Поступающий в УЛР расплав взаимодействует с ЖМ, в результате чего его оксидная часть становится легче металлической и образует поверхностный слой ванны расплава. Образующаяся структура ванны предпочтительна как с точки зрения исключения фокусирующего эффекта поверхностного стального слоя, так и с точки зрения предотвращения генерации водорода при паро-металлических реакциях.

Несмотря на отмеченную преемственность разработанной концепции, потребовалось проведение комплекса НИР, обусловленных спецификой ряда процессов, характерных для УЛР тигельного типа. В результате исследований РНЦ "КИ" и НИТИ по выбору ЖМ была обоснована необходимость использования стального ЖМ (СЖМ) и оксидного ЖМ (ОЖМ), а в качестве ОЖМ предложена керамика из гематита и оксида алюминия с небольшим количеством оксида гадолиния, определенным расчетным исследованием подкритичности кориума. Опытами по взаимодействию с ОЖМ расплавов субокисленного кориума и содержащей Хх стали были получены данные, на основе которых разработана модель, описывающая скорость взаимодействия, тепловые эффекты и выход продуктов взаимодействия. Крупномасштабными опытами ФЭИ были определены теплогидродинамические характеристики кипящей воды в полости, окружающей теплопередающую стенку корпуса УЛР. В опытах на крупномасштабной модели днища корпуса УЛР в НИТИ были получены данные и обобщающая зависимость для расчета критических тепловых потоков.

Аналогично условиям удержания расплава в корпусе ВВЭР, удержание расплава в корпусе УЛР требует сохранения его целостности, т.е. непроплавления (отсутствие кризиса на охлаждаемой поверхности) и неразрушения под действием термомеханических нагрузок. В отличие от корпуса реактора для относительно тонкостенного корпуса УЛР необходимо учитывать тепловую нагрузку не только в квазистабилизированном состоянии системы расплав-корпус, но и в нестационарном тепловом режиме при выходе расплава на стенку. Плотность теплового потока, отводимого от корпуса, существенно изменяется во времени, достигая экстремального значения по мере кристаллизации расплава на внутренней поверхности. Особенно это проявляется при выходе на стенку расплава стали. На рис. 3.1,3.2 показаны указанные изменения плотности теплового потока и зависимость его максимальной величины от толщины стенки корпуса. Для выбранных толщин боковой и нижней (донной) стенок, корпуса максимальные значения плотности теплового потока составили, соответственно, 0,6 и 0,35МВт/м2.

Расчеты температурного и напряженно-деформированного состояния корпуса УЛР АЭС "Тяньвань" в Китае (УЛР-Т) и УЛР АЭС "Куданкулам" в Индии (УЛР-К) выполнялись по методике, аналогичной той, которая использовалась при расчете корпуса реактора. Определяющими с точки зрения прочности, как и с точки зрения максимальных тепловых нагрузок, являются температурные состояния

конструкций, соответствующие максимальным тепловым потокам в нестационарных условиях Для корпуса УЛР-Т, который выполнен секционированным, лимитирующей является зона сопряжения «горячей» теплопередающей стенки с «холодной» боковой На рис 3 3 показано распределение интенсивности пластических деформаций в этой зоне. Максимум возникает в районе разгрузочной выточки и составляет 4,9 %. Отметим, что уменьшение радиуса выточки или тем более ее отсутствие приводит к увеличению деформаций. Для цельносварного корпуса УЛР-К интенсивность пластических деформаций в таких же условиях существенно меньше и составляет 3,1 %.

q, МВт/м

Рис. 3 1 Изменение теплового потока на охлаждаемой поверхности и толщины "намерзшего" слоя при выходе металла на стенку, 5,л=55 мм

Рис 3 3 Распределение интенсивности тастических деформаций на нижнем участке теплообменника

Яшм, МВт/м

\

N N

\

\

N \

S

ÜQ5 0.06 007 CUM ОМ 0.10

§ст. М

Рис 3 2 Зависимость максимального теплового потока на охлаждаемой поверхности от толщины стенки

Для проверки условия непроплавления корпуса по известным зависимостям были рассчитаны критические тепловые потоки, которые для боковой поверхности корпуса при кипении насыщенной воды в большом объеме составили 1,5МВт/м2, а для нижней, наклонной поверхности, с учетом недогрева воды, - 0,8МВт/м2. Соответственно, минимальная

величина запаса до кризиса для боковой поверхности - 2,5, а для нижней - 2,3. Для выбранной марки стали корпуса УЛР минимальная величина относительного удлинения составляет 17 %, и минимальные запасы до разрушения, в соответствии

с максимальными значениями интенсивности пластических деформаций, для корпуса УЛР-Т составляют 3,5 а для УЛР-К - 5,5.

Работоспособность УЛР определяется не только целостностью корпуса в рассмотренных выше условиях, но также рядом других факторов. В частности, угрозу разрушения корпуса УЛР и строительных конструкций могут представлять взрывные процессы (паровой взрыв, детонация водорода). В конструкции УЛР предусмотрено предотвращение накопления воды в пространстве локализации до начала поступления расплава, и, таким образом, основная причина возникновения паровых взрывов исключается. Возможность детонации водорода, который в небольших количествах генерируется при паро-циркониевой реакции в короткий промежуток времени до инверсии расплавов оксидов и стали, а также вследствие радиолиза и термолиза воды и водяного пара, исключается благодаря инертизирующему воздействию генерируемого в УЛР водяного пара. Наиболее опасной для УЛР и контейнмента в целом является угроза образования вторичной критической массы. Однако, как отмечено выше, наличие в составе ОЖМ гадолиния обеспечивает глубокую подкритичность кориума.

Таким образом, можно заключить, что разработанные концепция и конструкции обеспечивают локализацию и захолаживание расплава при тяжелых авариях АЭС с ВВЭР-1000, удовлетворяя всем основным критериям эффективности функционирования УЛР.

В главе 4 рассматриваются методические особенности проектирования систем и устройств локализации расплава.

Для системы наружного охлаждения корпуса: реактора важным обстоятельством является возможность ее разработки в процессе проектирования АЭС. В этом случае наиболее просто реализовать указанную систему в виде контура естественной циркуляции теплоносителя - наиболее эффективного решения, основанного на пассивном принципе. Принятые по результатам расчетного анализа циркуляционного контура конструкторские решения для АЭС с ВВЭР-640 обеспечили практически беспульсационный режим течения пароводяного потока.

В отличие от проекта АЭС с ВВЭР-640 возникшая при модернизации 1,2 блоков КоАЭС и 3,4 блоков НВАЭС задача наружного охлаждения корпуса не могла быть решена путем организации контура ЕЦТ из-за особенностей указанных блоков, проявившихся в отсутствии условий образования бассейна со стабильным уровнем воды. Для этих условий была разработана система с поливом воды под действием гидростатического напора. Для максимально эффективного использования ограниченного запаса охлаждающей воды в подреакторном пространстве бетонной шахты организована выгородка, а для охлаждения корпуса реактора активными средствами после исчерпания запаса воды в максимальной степени используется существующее оборудование АЭС, а именно бак аварийного

запаса раствора борной кислоты и подпиточный насос, к электроприводу которого снаружи здания реакторного блока подключают передвижной дизельгенератор.

Таким образом, пассивный принцип используется при функционировании системы только па начальной стадии удержания расплава. Однако разработанные технические решения существенно расширяют возможности управления тяжелой аварией и, хотя и в меньшей степени, чем при использовании исключительно пассивных средств, позволяют снизить вероятность превышения сверхнормативных выбросов при тяжелой аварии с плавлением активной зоны.

Основную сложность при проектировании УЛР АЭС с ВВЭР-1000 представляли сохраняющиеся неопределенности развития аварии и сопровождающих ее процессов. Выполненные НИР обеспечили возможность моделирования основных тепловых и физико-химических процессов в УЛР для количественной оценки его работоспособности.

Рассмотрим конструкцию УЛР с точки зрения тех критериев, которые явились базой для выбора основных технических решений, касающихся формы, размеров, материалов, т.е. базовых характеристик ловушки, в которой происходит захолаживание и удержание расплава.

Главным несущим и теплопередающим элементом УЛР тигельного типа является корпус. В проекте УЛР-Т крупные габариты корпуса привели к необходимости его секционирования для обеспечения монтажа. Секционирование корпуса, в свою очередь, привело к необходимости совмещения' в нем функций теплообменника, т.е. для обеспечения герметичности каждая секция представляет собой короб сложной формы, внутри которого - охлаждающая вода. Коробы сообщены между собой, образуя общую водяную полость, а обращенные к расплаву стенки коробов (теплопередающая поверхность) образуют пространство локализации расплава. Конструкция теплообменника иллюстрируется рис. 4.1.

Принципиальное отличие корпуса УЛР-К от теплообменника УЛР-Т - единая цельносварная конструкция чашеобразной формы вместо 12 секций (коробов). Помимо упрощения изготовления и монтажа принятая форма позволяет избежать жесткой связи "горячей" теплопередающей стенки с «холодными» стенками короба и обусловленных этой связью потенциальных концентраторов напряжения. Конструкция корпуса УЛР-К показана на рис. 4.2.

Выбор формы корпуса УЛР-К, не связанный, как в УЛР-Т, ограничениями, накладываемыми коробчатой конструкцией, определялся, исходя из максимального использования объема подреакторного пространства бетонной шахты. При этом основную роль играла форма днища. В принципе, по аналогии с корпусом PWR, днище могло бы быть полусферическим, однако полезный объем в этом случае заметно меньше располагаемого. Полуэллипсоидная форма с этой точки зрения более предпочтительна, но при такой форме еще в большей степени, чем при полусферической, область вблизи полюса днища характеризуется малыми

значениями критического теплового потока из-за большого радиуса кривизны. Поэтому окончательно была принята коническая форма.

При установленных габаритах масса корпуса УЛР зависит от толщины его стенок. В отличие от корпуса ВВЭР необходимая толщина стенок определяется не прочностными соображениями, а отмеченными в главе 3 процессами теплового взаимодействия расплава с корпусом. Максимальная плотность теплового потока при выходе расплава на стенку тем больше, чем тоньше стенка. Очевидно, что стенка днища, для которого величина дкр, существенно меньше, чем для боковой, вертикальной части корпуса, должна быть толще боковой стенки.

. Рис. 4.2-Корпус УЛР-К Основной особенностью разработанного УЛР тигельного типа является применение жертвенного материала, в том числе ОЖМ. На начальном этапе выбора ОЖМ рассматривались две технологии его фабрикации: бетонная и керамическая. Бетонная технология позволила бы, в принципе, разместить ОЖМ в виде примыкающего к стенкам корпуса УЛР слоя, как это выполнено в предловушке EPR. Однако недостатки бетона, связанные с его низкой плотностью (потребность дополнительного объема для размещения), со сложностью проведения бетонных работ, в процессе монтажа УЛР, с невозможностью выполнения контрольной заводской сборки обусловили выбор керамической технологии. Керамические элементы ОЖМ по условиям их изготовления имеют сравнительно небольшие размеры. Очевидно, что сборка из таких элементов единой конструкции, например, с помощью связующего является еще менее технологичной, чем применение бетонной технологии. Поэтому в качестве первичной сборочной единицы принята стальная кассета, заполненная элементами ОЖМ, скрепленными между собой и с кассетой связующим. Размеры кассеты определяются удобством монтажа, обеспечением достаточно большой поверхности взаимодействия с расплавом и достаточно больших проходных сечений для поступления и размещения расплава (макропористость ЖМ). Стальные оболочки

кассет, в принципе, позволяют крепить их между собой с помощью сварки и, таким образом, организовать единую крупноячеистую структуру. Однако подобное решение неудовлетворительно из-за невозможности предварительной заводской сборки и большого объема сварочных работ на монтаже. Поэтому кассеты были объединены в укрупненные сборочные единицы - блоки кассет. Отверстия, выполненные в стенках блоков, обеспечивают заполнение свободного объема и поступление расплава к кассетам. Монолитность конструкции, необходимая для обеспечения ее целостности, в частности, при максимальном расчетном замлетрясении достигается не только сварными соединениями кассет с блоком и блоков между собой, но и их сваркой с элементами корзины, которая также выполняет функцию промежуточного барьера на пути расплава к внутренней поверхности корпуса.

Выбор масс оксидного и стального жертвенного материала имеет важное значение для оптимальных условий формирования ванны расплава. Он производился, исходя из удовлетворения основному критерию эффективности УЛР - обеспечению необходимого минимального запаса до кризиса пузырькового кипения на наружной, охлаждаемой водой поверхности корпуса !£„„„. Наиболее теплонапряженной является часть боковой поверхности корпуса Р6ок, контактирующая с оксидной частью ванны расплава, в которой выделяется основная доля мощности остаточного тепловыделения. При этом учитывается только ее часть а остальная мощность, выделяемая в расплаве оксидов,

отводится от его поверхности непосредственно к охлаждающей воде и, небольшая часть, от нижней поверхности - к расплаву стали. Тогда условие обеспечения запаса до кризиса сводится к выражению

(ЧкрП/Нб01!5)Х(Мок:/р0кс+Мо;ю,/ рожх^Ктщ, (4.1)

где П - периметр боковой поверхности; 8 - площадь поперечного сечения корпуса УЛР; Мок« Ром - масса и плотность поступающего в УЛР расплава оксидов,

Рожм - масса и плотность ОЖМ. Отсюда определяется минимально необходимая масса оксидного жертвенного материала

При выборе массы СЖМ, так же как и для рассмотренного выше ОЖМ, необходимо прежде всего обеспечить отсутствие кризиса пузырькового кипения в зоне образования стальной части ванны расплава. В отличие от оксидной ванны плотность теплового потока через стенку корпуса УЛР определяется не мощностью остаточного тепловыделения, а перегревом расплава стали относительно температуры плавления Тщ, после завершения взаимодействия со СЖМ. Для обеспечения необходимого минимального запаса до кризиса величина указанного перегрева по оценкам не должна превышать 100°С. Сформулированное условие определяется следующим выражением

Мстс[Тсг-(Тп.1+Ю0)]<Мсям[г+с(Тпл+100-Т0)]> (4.2)

где Мст, Мсжм - массы поступившего в УЛР расплава стали и СЖМ; Т^. температура поступившего расплава стали; То - начальная температура СЖМ; с, Г -теплоемкость и теплота плавления стали.

С другой стороны, масса СЖМ не должна превышать величину, при которой температура расплава стали после взаимодействия с СЖМ уменьшится до температуры плавления стали, чтобы не происходило глобального замерзания поступающего расплава, препятствующего его затеканию в УЛР. Для этого должно выполняться условие

Мстс(Тст-ТШ!)>Мсжм[г+с(Тпл-Т0]- (4.3)

Таким образом, масса СЖМ определяется при удовлетворении неравенств (4.2), (4.3). Уточнение масс ОЖМ и СЖМ и их распределения в пространстве локализации производится путем детальных расчетов формирования ванны расплава для заданной совокупности сценариев развития тяжелой аварии.

Отметим, что все основные технические решения, примененные в УЛР АЭС 'Тяньвань" и АЭС "Куданкулам", защищены патентами.

Основные выводы

1. По результатам анализа способов и устройств локализации расплава и проведенных исследований определены возможности реализации и обоснования эффективности удержания расплава в корпусе реактора и ограничения известных способов внекорпусной локализации расплава при тяжелых авариях АЭС с ВВЭР.

2. Выполнен расчетный анализ систем наружного охлаждения корпуса ВВЭР. Показаны недостатки системы с проливом воды под действием гидростатического напора по сравнению с контуром естественной циркуляции теплоносителя, обусловленные возможностью интенсивных пульсаций расхода при развитии неустойчивости течения двухфазного потока.

3. Расчетами температурного и напряженно-деформированного состояния корпуса обоснована возможность удержания в нем расплава для ВВЭР средней мощности. Разработана упрощенная модель физико-химического взаимодействия расплавов субокисленного кориума и стали. Показана связь этого процесса со структурой формируемой ванны расплава и его негативное влияние на величину запаса до кризиса теплообмена на наружной поверхности корпуса.

4. Разработана концепция внекорпусного удержания расплава в устройстве локализации тигельного типа, совмещающая преимущества внутрикорпусного удержания с компактным размещением расплава и пассивной системой теплоотвода и применения жертвенных материалов, принятого в концепции внекорпусной локализации расплава EPR.

Р1634 i 20

5. На основе анализа процессов в УЛР сформулированы направления необходимых исследований. Разработаны основные технические решения УЛР, использованные в проектах АЭС с ВВЭР-1000, сооружаемых в Китае и Индии. Выполнено расчетное обоснование эффективности УЛР.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Федоров В.Г., Нигматулин Б.И., Сидоров А.С. и др. Принципы управления тяжелыми авариями в реакторной установке нового поколения НП-500 (ВВЭР-640) // Процессы тепломассообмена и гидродинамики в системах безопасности АЭС с ВВЭР-640. Сборник трудов. СПб. 1997. С. 76-92.

2. Кухтевич И.В., Безлепкин В.В., Сидоров А.С. и др. Концепция локализации расплава кориума на внекорпусной стадии запроектной аварии АЭС с ВВЭР-1000 // Теплоэнергетика. 2001. № 9. С. 2-7.

3. Сидоров А.С, Недорезов А.Б., Рогов М.Ф. и др. Устройство локализации расплава Тяньваньской АЭС с ВВЭР-1000 // Теплоэнергетика. 2001. № 9. С. 813.

4. Боровков А.И., Грановский B.C., Сидоров А.С. и др. Температурное и напряженно-деформированное состояния водоохлаждаемых элементов устройства локализации расплава кориума // Теплоэнергетика. 2001. № 9. С. 14-18.

5. Kukhtevich I.V., Bezlepkin V.V., Sidorov A.S. et al. Core Catcher for Tianwan NPP.with WER-1000 reactor. Concept, Design and Justification // 11 th International Conference on Nuclear Engineering. Tokyo, Japan, April 20-23,2003. Paper IC0NE11-36102.

6. Сидоров А.С, Носенко Г.Е., Грановский B.C. и др. Система защиты защитной оболочки реакторной установки водо-водяного типа. Патент РФ № 2165652, 2001 г.

7. Сидоров А.С, Хабенский В.Б., Бешта СВ. и др. Устройство локализации и охлаждения кориума аварийного ядерного реактора водо-водяного типа. Патент РФ № 35463,2004 г.

1одписано в печать^ (t..' < ^Зак. Тир. П_ъ -f ■.{. ■

1олиграфический центр МЭИ (ТУ)

Введение.

1. Способы и устройства локализации расплава.

1.1. Развитие тяжелой аварии АЭС с ВВЭР.

1.2. В нутрикорпусное удержание расплава.

1.2.1. Условия удержания расплава в корпусе реактора.

1.2.2. Исследования теплогидродинамических процессов при удержании расплава в корпусе.

1.2.2.1. Свободноконвекгивный теплообмен в ванне расплава.

1.2.2.2. Кризис теплообмена на наружной поверхности корпуса.

1.3. Внекорпусная локализация расплава.

1.3.1. Способы внекорпусной локализации расплава.

1.3.2. Исследования основных процессов при внекорпусной локализации расплава

1.3.2.1. Взаимодействие расплава с бетонами, жертвенными и огнеупорными материалами.

1.3.2.2. Растекание расплава по горизонтальной поверхности.

Актуальность темы

Ядерная энергетика относится к тем немногим областям человеческой деятельности, которые связаны с потенциальной угрозой техногенных катастроф. Вопрос о ее дальнейшем развитии зависит от разрешения противоречия между экономическими и экологическими требованиями, при этом заметную роль играет общественное мнение, во многом формируемое наличием или отсутствием «происшествий» на АЭС и тяжестью их последствий. Поэтому обеспечение безопасности является, в конечном счете, условием самого существования ядерной энергетики.

Государственные надзорные органы, призванные, с одной стороны, осуществлять контроль безопасности, а с другой, проводить позитивную политику в области ядерной энергетики, в своих нормативных требованиях детально регламентируют условия и критерии обеспечения безопасности АЭС, начиная от проектирования и кончая снятием с эксплуатации. В том числе рассматриваются и наиболее опасные по последствиям запроектные аварии с тяжелым повреждением активной зоны (тяжелые аварии). В соответствии с современными требованиями ГАН РФ и надзорных органов других стран вероятность тяжелой аварии не должна превышать 10~5 события на реактор в год /1/, и выполнение указанного критерия должно обосновываться вероятностным анализом безопасности (ВАБ). Следует отметить, что в ряде новых проектов АЭС декларируется достижение еще меньшего уровня вероятности тяжелой аварии. При этом ущерб такой аварии, включая и экологические последствия, становится приемлемым (расчеты выполняются для последствий аварии на одной реакторной установке, а ущерб «размазывается» на множество эксплуатируемых блоков АЭС за продолжительный период времени в соответствии с достигнутым уровнем вероятности тяжелой аварии). Разумеется, в нормативных документах предусматривается и необходимость разработки мер по управлению тяжелыми авариями, т.е. предотвращение ее развития (в пределах одного из барьеров безопасности) или максимальное смягчение последствий.

Наиболее опасным, с точки зрения возможности преодоления барьеров безопасности, является расплав активной зоны и внутриреакгорных конструкций (кориум). Высокая температура, остаточное энерговыделение и химическая агрессивность, без принятия дополнительных мер, позволяют ему преодолевать те барьеры безопасности, которые на рассматриваемой заключительной стадии аварии, в принципе, могли бы остановить его продвижение: ограждение первого контура и защитная оболочка контейнмента.

Можно поставить вопрос: надо ли, учитывая приемлемый ущерб маловероятной тяжелой аварии, принимать дополнительные затратные меры по предотвращению выхода кориума за пределы защитной оболочки? Практика показывает, что вне зависимости от результатов ВАБ одним из требований со стороны Заказчика, предъявляемых к вновь сооружаемым АЭС, является наличие специальных средств, обеспечивающих локализацию кориума в пределах защитной оболочки. Примером тому служат АЭС с ВВЭР-1000, сооружаемые в Китае и Индии, и условия Тендера на сооружение АЭС в Финляндии. Логика такого требования понятна. Хотя ВАБ является объективным инструментом, позволяющим оценить достигнутую степень безопасности, сопоставить по этому показателю различные действующие и проектируемые АЭС, выявить "лимитирующие" элементы оборудования и систем, его результаты не являются абсолютными. Если вероятность тяжелой аварии 10"5, это не значит, что такая авария будет происходить один раз в 100 лет на одном из 1000 действующих блоков. Нельзя исключить, что с коротким интервалом произойдут, например, две аварии на АЭС, размещенных в соседних регионах, а затем последует длительный перерыв. Расплачиваться за последствия придется "здесь и сейчас", а не через 200 лет.

Не менее актуальной является проблема повышения устойчивости к тяжелым авариям старых блоков АЭС. Соответствующая модернизация была сравнительно недавно выполнена на АЭС Ловииса, и аналогичные по назначению проекты модернизации рассматриваются для других зарубежных АЭС с ВВЭР-440 /2/.

Концептуально существуют две отмеченные выше возможности локализации расплава при тяжелых авариях АЭС с ВВЭР: в пределах ограждения первого контура - внутрикорпусное удержание расплава и в пределах защитной оболочки контейнмента - внекорпусное удержание расплава. Первая концепция была предложена Т. Теофанусом в 1989г. /3/ и с тех пор практически не претерпела изменений. Некоторые технические решения в рамках этой концепции рассмотрены в первом разделе диссертации. Что касается внекорпусной локализации кориума, то к настоящему времени предложено несколько ее вариантов, и их сравнительный анализ также представлен в первом разделе диссертации. Выбор концепции и проектирование устройства локализации расплава (УЛР) для АЭС с ВВЭР, которые составляют сейчас и на ближайшие десятилетия основу ядерной энергетики, осложняются спецификой тяжелоаварийных процессов, отдельные неопределенности которых сохраняются до сих пор. Это обстоятельство, наряду с невозможностью подтверждения работоспособности УЛР натурными или крупномасштабными комплексными испытаниями, предъявляет особые требования к проектированию и обоснованию эффективности разрабатываемого устройства. Они следуют, в частности, из необходимости учета не полностью детерминированных событий, процессов, свойств; отсутствия прототипных технических решений; применения нетрадиционных для ядерной энергетики материалов.

Целью диссертации является совершенствование методики проектирования систем и устройств локализации расплава применительно к существующим и разрабатываемым АЭС с ВВЭР.

Решение задачи наружного охлаждения корпуса реактора, которое является основным условием внутрикорпусного удержания расплава, существенно видоизменяется в зависимости от того, на какой стадии «жизненного цикла» АЭС эта задача возникает. Разумеется, на стадии проектирования возможности выбора оптимальных решений значительно шире, чем при модернизации АЭС. Методической основой проектирования указанной системы явился расчетный анализ, выполненный с использованием современных теплогидравлических кодов "улучшенной оценки".

Разработка концепции и базовых технических решений (на уровне изобретений) для внекорпусной локализации расплава в новых проектах АЭС с ВВЭР выполнена на основе анализа известных предложений в этой области, постановки необходимых экспериментальных исследований, расчетов основных процессов в УЛР.

В соответствии с указанной целью в работе решались следующие задачи:

- разработка и обоснование систем наружного охлаждения корпуса ВВЭР средней мощности, обеспечивающих внутрикорпусное удержание расплава;

- разработка концепции внекорпусной локализации расплава для АЭС с ВВЭР большой мощности;

- совершенствование методики проектирования, разработка и обоснование эффективности внекорпусного устройства локализации расплава.

Научная новизна

- Выявлена область существования устойчивых режимов течения парожидкостного потока в системе наружного охлаждения корпуса реактора, влияющая на условия докризисного кипения охлаждающей воды.

- Разработана концепция внекорпусного удержания расплава в УЛР тигельного типа, совмещающая преимущества внутрикорпусного удержания расплава и применения жертвенных материалов, используемых во внекорпусных ловушках с растеканием расплава (концепция европейского реактора EPR).

- Разработана методика проектирования УЛР тигельного типа, базирующаяся на расчетном анализе основных процессов, определяющих его работоспособность.

- Разработана методика обоснования эффективности УЛР.

- Разработана упрощенная методика расчета экстракции урана и циркония из расплава субокисленного кориума расплавом стали. Выполнен анализ влияния указанного процесса на возможность удержания расплава в корпусе ВВЭР.

Положения, выносимые на защиту

- Концепция внекорпусного удержания расплава в УЛР тигельного типа.

- Результаты расчетного анализа систем наружного охлаждения корпуса ВВЭР.

- Результаты расчетного анализа удержания расплава в корпусе ВВЭР и УЛР.

- Методика и результаты проектирования УЛР для АЭС с ВВЭР-1000.

Практическая значимость и реализация результатов работы

Результаты работы непосредственно использованы в проекте АЭС средней мощности с ВВЭР-640, в проекте УНОР при модернизации КоАЭС и НВАЭС с ВВЭР-440, в проектах УЛР АЭС с ВВЭР-1000, сооружаемых в Китае и Индии.

Степень обоснованности и достоверности научных положений

Достоверность полученных расчетных результатов обеспечена использованием программ "улучшенной оценки" и расчетных методик, разработанных по результатам целенаправленных экспериментальных исследований. Достоверность методических разработок по проектированию систем и устройств локализации расплава базируется на использовании современной базы знаний о процессах тяжелых аварий и соответствующих расчетных обоснованиях.

Личный вклад автора

Автор разработал упрощенную методику расчета экстракции урана и циркония из расплава субокисленного кориума расплавом стали, разработал критерии оценки эффективности внутрикорпусной и внекорпусной стадии локализации расплава.

Автор принимал непосредственное участие в разработке системы наружного охлаждения корпуса ВВЭР-640, участвовал во всех представленных в диссертации работах по созданию и расчетному обоснованию системы наружного охлаждения корпуса реактора для модернизируемых блоков АЭС с ВВЭР-440, участвовал в обосновании и проектировании устройств локализации расплава для АЭС с ВВЭР-1000 в Китае и Индии. В том числе автор принимал непосредственное участие:

- в разработке методики проектирования УЛР тигельного типа;

- в постановке задач исследований, в анализе и обобщении результатов исследований, в формулировке конечных выводов применительно к практической реализации полученных результатов;

- в разработке конструкций систем внутрикорпусного удержания расплава активной зоны и устройств, обеспечивающих локализацию расплава за пределами корпуса реактора.

Структура и объем работы

Диссертация состоит из введения, 4-х глав и выводов и изложена на 160 страницах, включая 69 иллюстраций и 2 таблицы, библиографический список содержит 167 источников.

ВЫВОДЫ

1. По результатам анализа способов и устройств локализации расплава и проведенных исследований определены возможности реализации и обоснования эффективности удержания расплава в корпусе реактора и ограничения известных способов внекорпусной локализации расплава при тяжелых авариях АЭС с ВВЭР.

2. Выполнен расчетный анализ систем наружного охлаждения корпуса ВВЭР. Показаны недостатки системы с проливом воды под действием гидростатического напора по сравнению с контуром естественной циркуляции теплоносителя, обусловленные возможностью интенсивных пульсаций расхода при развитии неустойчивости течения двухфазного потока.

3. Расчетами температурного и напряженно-деформированного состояния корпуса обоснована возможность удержания в нем расплава для ВВЭР средней мощности. Разработана упрощенная модель физико-химического взаимодействия расплавов субокисленного кориума и стали. Показана связь этого процесса со структурой формируемой ванны расплава и его негативное влияние на величину запаса до кризиса теплообмена на наружной поверхности корпуса.

4. Разработана концепция внекорпусного удержания расплава в устройстве локализации тигельного типа, совмещающая преимущества внутрикорпусного удержания с компактным размещением расплава и пассивной системой теплоотвода и применения жертвенных материалов, принятого в концепции внекорпусной локализации расплава EPR.

5. На основе анализа процессов в УЛР сформулированы направления необходимых исследований. Разработаны основные технические решения УЛР, использованные в проектах АЭС с ВВЭР-1000, сооружаемых в Китае и Индии. Выполнено расчетное обоснование эффективности УЛР.

4.3. Заключение

Возможность проектирования системы наружного охлаждения корпуса ВВЭР-640 в рамках базового проекта АЭС позволила в максимальной степени упростить конструкцию системы, выполненной в виде контура с естественной циркуляцией теплоносителя. Аналогичная задача, решаемая при модернизации ряда блоков с ВВЭР-440, потребовала применения активного принципа подачи охлаждающей воды, хотя и с максимальным использованием существующих штатных систем. Пассивный принцип удается реализовать только в течение ограниченного времени начального периода тяжелой аварии.

В процессе проектирования УЛР тигельного типа выполнены основные критерии, обеспечивающие оптимальные условия изготовления и монтажа конструкции, а также ее последующее функционирование. Они касаются массо-габаритных характеристик, материалов, состава, структуры и размещения примененных жертвенных материалов.

1. Правила ядерной безопасности реакторных установок атомных станций. ПБЯ РУ АС-89 (ПН АЭ Г-1-024-90).

2. Tuomisto Н. et al. Concerted utility review of VVER-440 safety research needs (VERSAFE) // FISA 2001. EU research in reactor safety. Luxembourg, 12-15 Nov. 2001. P. 201-212.

3. Theofanous T.G. Some considerations on severe accidents at Loviisa // IVO Report, Jan. 1989.

4. Общие положения обеспечения безопасности атомных станций. ОПБ-88/97, НП-001-97 (ПН АЭ Г-01-011-97). М., 1997.

5. Tuomisto Н., Theofanous Т. A consistent approach to severe accident management // Nucl. Eng. Des. 1994. V. 148. P. 171-183.

6. Tuomisto H. In pursuit of consistency of completeness in the severe accident assessment and management // Proc. OECD Specialist Meeting on Severe Accident Management Implementation. Niantic, CT, 12-14 June, 1995.

7. Kymalainen O., Tuomisto H., Theofanous T. In-vessel retention of corium at the Loviisa plant //Nucl. Eng. Des. 1997. V. 169. P. 109-130.

8. Theofanous T.G. et al. In-vessel coolability and retention of a core melt // US Department of Energy. DOE/ID-10460. 1996.

9. Theofanous T.G. et al. In-vessel coolability and retention of a core melt // Nucl. Eng. Des. 1997. V. 169. P. 1-48.

10. Henry R.E. et al. Cooling of core debris within the reactor pressure vessel lower head // ANS Summer Meeting, Orlando, Florida, 1991.

11. Henry R.E., Fauske H.K. External cooling of a reactor vessel under severe accident conditions // Nucl. Eng. Des. 1993. V. 139. P. 31-43.

12. Hodge S.A. Identification and assessment of BWR in-vessel accident management strategies // ANS Trans. 1991. V. 64. P. 367.

13. Рогов М.Ф. и др. Анализ возможности удержания расплава кориума в корпусе ВВЭР при тяжелой аварии с разрушением активной зоны // Теплоэнергетика. 1996. № 11. С. 12-15.

14. Самойлов О.Б. др. Исследования аварий с тяжелым повреждением активной зоны АЭС малой мощности // Теплофизика 99. Гидродинамика и безопасность АЭС. Обнинск, 28-30 сентября, 1999 г, с. 240-243.

15. Kolev N.I. SWR 1000 severe accident control through in-vessel melt retention by external cooling // Proceedings of ICONE 9. 9th International conference on nuclear engineering, Nice, France, April 8-12, 2001.

16. Epstein M., Fauske H. The Three Mile Island Unit 2 core relocation heat transfer and mechanism//Nuclear Technology. 1989. V. 87. P. 1021-1035.

17. Theofanous T.G. et al. Lower head integrity under steam explosion loads // Nucl. Eng.

18. Des. 1999. V. 189. P. 7-57.

19. Wright R.F., Scobel J.H. Enhanced in-vessel core retention system for severe accident management // Proceedings of ICONE 8. 8th International conference on nuclear engineering, April 2-6, 2000, Baltimore, MD USA.

20. Richard P. et al. In-vessel core retention strategy (IVCRS) // FISA 99 EU research in reactor safety, Luxembourg, 29 nov. 1 dec. 1999, p. 238-246.

21. Baron J. Conceptual design of a metallic in-vessel core catcher // Proceedings of ICONE 8. 8th International conference on nuclear engineering, April 2-6, 2000, Baltimore, MD USA.

22. Richard P. et al. In-vessel core retention: some results on the dual strategy // Proceedings of ICONE 7. 7th International conference on nuclear engineering, Tokyo, Japan, April 19-23, 1999, Paper ICONE-7326.

23. Rempe J.L. et al. A strategy to develop enhanced in-vessel retention for higher power reactors // Proceedings of ICONE 11. 11th International conference on nuclear engineering, Tokyo, Japan, April 20-23, 2003.

24. Okkonen T. In-vessel core debris cooling through external flooding of reactor pressure vessel // OECD/CSNI/NEA, Situation Rep. NEA/CSNI/R(94) 6, 1994. Report by group of experts, Final Draft, 1993.

25. Kymalainen O. et al. Heat flux distribution from a volumetrically heated pool with high Rayleigh number // Nucl. Eng. Des. 1994. V. 149. P. 401-408.

26. Asfia F.J., Dhir V.K. Natural convection heat transfer in volumetrically heated spherical pools // Proceedings of the Workshop on large molten pool heat transfer, OECD/CSNI/NEA, 9-11 March, 1994, Grenoble, France. P. 229-252.

27. Sehgal B.R. et al. Core melt pressure vessel interactions during a light water reactor severe accident (MVI) // FISA-97-EU research on severe accidents, EC, Luxembourg, 17-19 November, 1997. P. 83-92.

28. Bonnet J.M., Seiler J.M. Thermal hydraulic phenomena in corium pools: the BALI experiment // Proceedings of the 7th International conference on nuclear engineering,

29. Tokyo, Japan, April 19-23, 1999, ICONE-7057.

30. Theofanous T.G., Liu C. Natural convection experiments in a hemisphere with Rayleigh numbers up to 105 // Proceedings, 1995 ANS Nat. Conf. on Heat Transfer, Portland, Oregon, August 5-9,1995. P. 349-365.

31. Sehgal B.R. et al. SIMECO experiments on in-vessel melt pool formation and heat transfer with and without a metallic layer // In-vessel core debris retention and coolability. Workshop proceedings, 3-6 March, 1998, Garching, Munich, Germany. P. 205-213.

32. Asmolov V. Latest findings of RASPLAV project // In-vessel core debris retention and coolability. Workshop proceedings, 3-6 March, 1998, Garching, Munich, Germany. P. 89-110.

33. Steinberner U., Reineke H.H. Turbulent buoyancy convection heat transfer with internal heat sources // Proc. Sixth Int. heat transfer conf., Toronto, Canada, August 1978. NC-21. P. 305-310.

34. Jahn M., Reineke H.H. Free convection heat transfer with internal heat sources // Proc. of the 5th Int. heat transf. conf., Tokyo, Sept. 1974. V.3. P. 74.

35. Mayinger F.M. et al. Examination of Thermohydraulic Processes and Heat Transfer in a Core Melt // Final Report BMFT RS 48/1. Technical University. Hannover, W.Germany. 1975.

36. Globe S., Dropkin D. Natural-convection heat transfer in liquids confined by two horizontal plates and heated from below // J. Heat Transfer. 1959. V. 81. P. 24-28.

37. Churchill S.W., Chu H.H.S. Correlating equations for laminar and turbulent free convection from a vertical plat // Int. J. Heat Mass Transf. 1975. V. 18. P. 1323-1329.

38. Chudanov V.V., et al. Current status and validation of CONV 2D/3D code // In-vessel core debris retention and coolability. Workshop proceedings, 3-6 March, 1998, Garching, Munich, Germany. P. 223-234.

39. Spindler В., Pingy S., Moreau G.M. TOLBIAC: a code simulating the Thermalhydraulic behavior of a molten core // Proceedings of the Workshop on large molten pool heat transfer, OECD/CSNI/NEA, 9-11 March, 1994, Grenoble, France. P. 469-478.

40. Нургалиев P.P., Попов A.A., Дин Ч.Н. Численное моделирование свободной конвекции с внутренними источниками тепла в замкнутой цилиндрической и полукруглой полости, верификация кода NARAL // Препринт ЭНИЦ L11/07, Москва, 1993.

41. El-Genk M.S., Glebov A.G., Gao С. Pool boiling from downward-facing curved surface in saturated water // Proceedings of the 10-th International heat transferconference. Brighton U.K. 1994. V.5. P. 45-50.

42. Gao C., El-Genk M.S. Pool boiling from downward-facing hemispherical stainless steel surface // Trans. ANS. 1997. V. 77. P. 427-429.

43. Cheung F.B. Determination of boiling curves on a downward facing hemispherical surface // Cooperative severe accident research program (CSARP) Semiannual review meeting. Bethesda, Maryland, May 2-6,1994.

44. Cheung F.B., Haddad K.H. A hydrodynamic critical heat flux model for saturated pool boiling on a downward facing curved heating surface // Int. J. Heat Mass Transfer, 1997. V. 40. N 6. P. 1291-1302.

45. Безруков Ю.А., Логвинов C.A., Оншин А.П. Исследование теплоотдачи от нижней части корпуса реактора в аварии с плавлением топлива // Первая Российская национальная конференция по теплообмену. М.: Изд-во МЭИ. 1994. Т. 4. С. 19-25.

46. Chu T.Y. et al. Ex-vessel boiling experiments: laboratory- and reactor-scale testing of the flooded cavity concept for in-vessel core retention // Nuclear Engineering and Design. 1997. V. 169. P. 89-99.

47. Theofanous T.G. et al. Critical heat flux through curved downward facing, thick walls// OECD/CSNI/NEA Workshop on large molten pool heat transfer. NRC Grenoble, France, 9-11 March, 1994.

48. Theofanous T.G., Syri S. The coolability limits of a reactor pressure vessel lower head // Proceedings of 7th International meeting on nuclear reactor thermal-hydraulics NURETH-7. New York, Sept. 10-15, 1995. V. 1. P. 627-647.

49. Theofanous T.G. In-vessel retention as a severe accident management strategy // In-vessel core debris retention and coolability. Workshop proceedings 3-6 March 1998. Garching near Munich, Germany. NEA/CSNI/R(98)18. February 1999. P. 53-74.

50. Kymalainen O., Tuomisto H., Theofanous T.G. Critical heat ux on thick walls of large, naturally convecting loops // ANS Proceedings 1992, National heat transfer conference. San Diego, C.A. Aug. 1992. V. 6. P. 44-50.

51. Rouge S. SULTAN test facility for large-scale vessel coolability in natural convection at low presser // Nuclear Engineering Design. 1997. V. 169. P. 185-195.

52. Экспериментальные исследования кризиса теплообмена на наружной поверхности днища корпуса ВВЭР / Грановский B.C., Ефимов В.К., Черный О.Д.и др. //Первая Российская национальная конференция по теплообмену. -М. 1994. Т. 4. - С. 82-85.

53. Вишнев И.П. Влияние ориентации поверхности нагрева в гравитационном поле на кризис пузырькового кипения жидкости // ИФЖ. 1973. Т. 24. N 1. С. 59-66.

54. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. М.: Атомиздат. 1979.

55. Chu T.Y. et al. Boiling from downward-facing surface with application to the flooded cavity concept // Proceedings National heat transfer conference. San Diego. 9-12 Aug. 1992. V. 6. P. 367-375.

56. Кириченко Ю.А., Русанов K.B. Теплообмен в гелии-1 в условиях свободного движения. Киев: Наукова думка. 1983.

57. Сулацкий A.A. Кризис пузырькового кипения на криволинейной поверхности применительно к задаче наружного охлаждения корпуса ВВЭР // Известия ВУЗов. Ядерная энергетика. 1997. -N 2.- С. 72-79.

58. Alsmeyer Н., Kuczera В., Werle Н. et al. Overview on the results of the RCA project on molten core-concrete interaction // 1995. Brussel. P. 231-255.

59. Васильев А.Д., Крылов С.Ф., Пахомов Е.П. и др. Анализ концепций ловушек и численные оценки тепловых режимов ловушки с плоским дном с защитным слоем из диоксидциркониевого бетона // Препринт № IBRAE-97-18, Москва, 1997.

60. Lindholm I., Berg О., Nonbol Е. Safety against releases in severe accidents // Final Report of the Nordic Nuclear Safety Research Project RAK-2. NKS(97)FRZ.ISBN 877893-022-7. December 1997.

61. Fish J.D., Piltch M., Arelano. Demonstration of passively-cooled particle-bed core retention // Proc. LMFBR Safety Topical Meeting, Lyon, 1982, p. III-327.

62. Turrichia A. How to avoid molten core/concrete interaction (and steam explosions) // Proc. 2nd OECD(NEA)CSNI Specialists Meeting of Molten Debris-Concrete Interaction, Karlsruhe, April 1992 5108, NEA.CSNI/R(92) 10 Nov.92, p. 503.70