Система пассивного отвода тепла
Пассивный отвод тепла остаточных тепловыделений и его проектные функции, принципы обеспечения безопасности. Обоснование возможности поддержания запаса теплоносителя в активной зоне реактора. Расчет аварии с потерей всех источников переменного тока.
| Рубрика | Физика и энергетика |
| Вид | аттестационная работа |
| Язык | русский |
| Дата добавления | 18.05.2015 |
| Размер файла | 3,6 M |
Отправить свою хорошую работу в базу знаний просто. Используйте форму, расположенную ниже
Студенты, аспиранты, молодые ученые, использующие базу знаний в своей учебе и работе, будут вам очень благодарны.
На рисунке 6 представлена конфигурация воздушного тракта теплообменника с выгородками теплообменного пучка и коллекторов модели.
Расположение термопреобразователей на входе в вытяжную трубу (Т1-Т4) и на выходе из неё (Т5-Т8) приведено на рисунках 7 и 8 соответственно.
Схема расположения термопреобразователей на поверхности теплоизоляции МТ (Т15-Т20) показана на рисунке 9.
2.1.4 Краткое описание регулятора и регулирующего устройства (регулятора)
Регулирующее устройство является элементом СПОТ и предназначено для регулирования отвода тепла от реактора в аварийных ситуациях с потерей всех источников электроснабжения переменного тока с целью поддержания в РУ температурного режима близко к номинальному. Это достигается путем изменения расхода воздуха через теплообменники СПОТ при снижении давления в парогенераторе вызванного снижением мощности, выделяемой в реакторе.
Устройство регулирующее, чертёж КЛАВ.305369.002СБ, разработано в ОКБМ с учетом размеров модели теплообменника, входит в состав стенда СПОТ ОКБ «Гидропресс» и является прототипом регулирующего устройства для натурной СПОТ на АЭС. Регулятор состоит из трёх основных частей: шибера с восемью поворотными на 90о лопатками, установленного в воздушном тракте, двух приводов пассивного действия, передаточного механизма [2]. Регулятор должен обеспечивать регулирование расхода воздуха через теплообменник в зависимости от давления пара перед ним (в диапазоне от 5,1 до 6,05 МПа). Регулятор, испытанный на стенде, полностью закрыт при давлении 5,1 МПа, расход воздуха минимален и определяется протечками через уплотнения регулятора. При давлении в пароводяном контуре более или равном 6,05 МПа регулятор полностью открыт и расход воздуха максимален. Изменение расхода воздуха обеспечивается поворотом восьми лопаток шибера, расположенных в воздушном тракте.
Рисунок 6 - Конфигурация воздушного тракта стенда
Реализована «встречная» схема поворота лопаток, то есть направления вращения каждых двух соседних лопаток противоположны. Такая схема создает компенсацию воздействия потока атмосферного воздуха на регулятор и обеспечивает аэродинамическую устойчивость регулятора.
Рисунок 7 - Расположение термопреобразователей Т1-Т4 на входе в вытяжную трубу
Рисунок 8 - Расположение термопреобразователей Т5-Т8 на выходе из вытяжной трубы
Рисунок 9 - Расположение термоэлектрических преобразователей Т15-Т20 на теплоизоляции модели теплообменника
Лопатки шибера управляются двумя приводами пассивного принципа действия с сильфонным уплотнением, обеспечивающим требуемую герметичность пароводяного контура по отношению к окружающей среде. Преобразование поступательного движения штока привода во вращательное движение лопаток шибера создает передаточный механизм, кинематика которого обеспечивает близкую к линейной зависимость мощности МТ от давления пара во всём диапазоне регулирования. Реализация линейной зависимости возможна благодаря введению в состав передаточного механизма кулисы, обеспечивающей определённый закон изменения угла поворота лопаток шибера от хода штока приводов. Такая функция передаточного механизма наиболее благоприятна с точки зрения автоматического управления и позволяет избежать возникновения параметрических колебаний.
Предусмотрена возможность отключения обоих приводов от МТ и подключения их к газовому баллону посредством переключения соответствующей арматуры для перевода регулятора в полностью открытое состояние.
На рисунке 10 показана схема подключения приводов регулятора к газовым баллонам, к паровой линии воздушника из входного коллектора МТ и к трубопроводу слива конденсата из МТ в ПГ перед задвижкой В4.
Рисунок 10 - Схема подключения приводов регулятора к газовой, паровой и конденсатным линиям стенда
На этой схеме указаны стендовые номера арматуры. В качестве рабочей среды для привода можно использовать:
насыщенный пар из воздушника паропровода перед входным коллектором МТ при открытых вентилях 334, 333, 706, 705, 714, 715 и 120;
сжатый газ (азот) из двух стандартных баллонов вместимостью 40 л и максимальным давлением 7,0 и 14 МПа через вентили 710, 711, 703, 705 и 706. Газ используется для перевода лопастей регулятора в полностью открытое положение независимо от давления в паро-конденсатном тракте;
конденсат пара, охлаждённый до температуры окружающего воздуха при открытых вентилях 334, 333, 705, 706, 714 и 715. Конденсатом привод можно заполнить через открытые вентили 120, 705 и 706 до выхода его при разогреве модели через воздушник 709. Вентиль 334 при этом закрыт. Воздух из приводов удаляется через воздушник 709. После заполнения приводов конденсатом вентиль 120 закрывается, и открываются вентили 334 и 333 для подачи импульса давления в приводы регулятора из паропровода насыщенного пара. Так как приводы не теплоизолированы, то конденсат внутри приводов остывает до температуры окружающего воздуха.
2.1.5 Измеряемые величины и средства измерения
На рисунках 2, 3 и 4 показано расположение точек измерения расходов пара и конденсата; уровней: в ПГ, в выходном коллекторе и сливном трубопроводе конденсата из МТ; перепада давления, температуры в пределах паро-конденсатного тракта.
На рисунках 5, 7 - 9 показано расположение точек измерения перепадов давления и температур по воздушному тракту модели. На рисунке 10 приведено расположение точек измерения давления рабочей среды приводов регулятора и температуры их корпусов.
Давление слабо перегретого пара на диафрагме в ПГ, насыщенного пара: в ПГ, перед диафрагмой и в МТ, а также рабочей среды в приводах регулятора измерялись образцовыми манометрами класса 0,4 и преобразователями Сапфир 22ДИ с соответствующими пределами измерений класса 0,5. В качестве показывающих приборов использовались самописцы типа РМТ 39Д и РМТ 49Д класса 0,5.
Расходы пара и конденсата измерялись с помощью стандартных диафрагм с преобразователями разности давлений типа Сапфир 22ДД и Сапфир 22МТ класса 0,5 и вторичных приборов типа РМТ 39Д и РМТ 49Д класса 0,5 с соответствующими пределами измерения. Расход слабо перегретого пара в ПГ измерялся двумя преобразователями разности давлений с максимальными значениями перепада 160 и 16 кПа.
Температура пара, конденсата, воздуха в пределах воздушного тракта измерялась с помощью термопреобразователей градуировки ХА и ХК и вторичных приборов типа РМТ 39Д и РМТ 49Д класса 0,5. При малых расходах конденсата из МТ (например, при прикрытых лопатках регулятора) термопреобразователь Ткмт, установленный в гильзе на вертикальном участке трубопровода, оказывался выше уровня воды в нём. Поэтому на горизонтальном участке трубопровода конденсата перед задвижкой В4, который всегда находился ниже уровня конденсата в ПГ в гильзе был установлен термопреобразователь ХА Ткпг.
Параллельно со щитовыми приборами регистрация всех параметров проводилась с помощью измерительной системы (ИС), состоящей из блоков фирмы «Solartron» - контроллера типа 35954В, установленного в компьютер, и четырех автономных измерительных блоков типа 35951С класса менее 0,3 с последующей обработкой информации на персональном компьютере.
Перемещение штоков приводов регулятора измерялось линейками с ценой деления
1 мм и фиксировалось измерительной системой с помощью потенциометров, на которые подавалось постоянное напряжение. Измерительной системой измерялось напряжение на потенциометре и напряжение на его реохорде. По отношению этих напряжений и результатам калибровки ИС определяла перемещение штоков приводов. Аналогично с помощью потенциометра измерялся угол поворота пятой лопатки регулятора, на валу которой был установлен стрелочный с транспортиром указатель угла поворота лопатки регулятора.
Барометрическое давление, температура и относительная влажность воздуха перед МТ измерялись переносным прибором контроля параметров воздушной среды «Метеометр МЭС-2».
Погрешности измеряемых и рассчитываемых величин при доверительной вероятности 0,95 не превышают следующих значений:
расход, %3,5;
давление, %0,5;
температура, °С2,5;
уровень, %1,0;
температура наружного воздуха, °С 0,5;
давление наружного воздуха, кПа 1,0;
относительная влажность в диапазоне 30 … 98, % 3,0;
перепад давления на участках воздушного тракта, Па 1,5 - 2,0;
тепловая мощность МТ, % 4,0;
тепловые потери МТ, % 5,0;
перемещение штока, мм 1,0;
угол поворота лопаток, … о 1,0.
2.2 Методика проведения опытов и обработки их результатов
2.2.1 Определение тепловой мощности модели теплообменника при открытых воздушных затворах и регуляторе
Необходимый для испытаний МТ насыщенный пар получали путем барботажа слабо перегретого пара через слой воды в ПГ. Уровень воды в ПГ поддерживался расходом удаляемого из ПГ конденсата МТ.
ПГ и МТ с открытыми затворами разогревались насыщенным паром до стационарного состояния при заданном давлении. Сначала часть воздуха удалялась через воздушник, расположенный на паропроводе перед входным коллектором, до появления пара из воздушника. Затем, при установившемся давлении в МТ, скопившаяся в нижней части трубного пучка, в выходном коллекторе и сливном трубопроводе паро-воздушная смесь удалялась через вентиль В9 при закрытой задвижке В4 (рисунок 4) до тех пор, пока температура конденсата из МТ (Ткмт) не сравнивалась с температурой насыщенного пара перед МТ (Тнп). Кроме того, паро-воздушная смесь с выходного коллектора удалялась через дренажный штуцер Dу 20, охладитель воздушника и далее через стеклянный ротаметр в дренаж. Это позволяло визуально наблюдать за прекращением выхода газовых пузырей с продувкой.
Параметры в стационарном режиме записывались измерительной системой ИС с интервалом 5 с.
Тепловая мощность модели по паро-конденсатному тракту с открытыми затворами Q, кВт, определялась по следующей формуле
(2.1)
где Gнп - расход насыщенного пара в МТ по расходомерной диафрагме, кг/с;
I" - энтальпия сухого насыщенного пара при давлении в МТ, кДж/кг;
Iкмт - энтальпия конденсата из модели, кДж/кг. Определяется по Рмт и Ткмт. В экспериментах kmt была близка к I';
I' - энтальпия воды на линии насыщения при давлении в МТ, кДж/кг.
Средний логарифмический температурный напор на теплообменнике ДТ, оС
(2.2)
где Тгв = (Т1+Т2+ТЗ+Т4)/4 - средняя температура горячего воздуха на выходе из теплообменника,°С. Принимается равной температуре воздуха на входе в вытяжную трубу;
Тнв - температура наружного воздуха перед МТ,°С;
Тнп - температура насыщенного пара перед МТ, °С;
Т1, Т2, ТЗ, Т4 - показания термопреобразователей на входе в вытяжную трубу, °С.
Коэффициент теплопередачи, отнесенный к поверхности гладкой трубы в пределах оребрения К, Вт/м2 ? оС
(2.3)
где F - поверхность теплообмена по наружной поверхности гладкой трубы в пределах оребрения, равная: м2.
Из времени проведения измерений выбирались те интервалы, в которых наступала стабилизация параметров.
Для проверки баланса расходов сред производились следующие проверочные расчёты.
Расход насыщенного пара из ПГ, определяемый по тепловому балансу для ПГ при условии постоянства уровня воды в ПГ, рассчитывался по следующей формуле (в этом случае Gпп = Gкпг)
(2.4)
где Gпп - расход перегретого пара в ПГ, кг/с;
Gкпг - расход конденсата из ПГ в конденсатор по расходомерной диафрагме, кг/с;
Iпп - энтальпия слабо перегретого пара перед ПГ, кДж/кг;
I"пг - энтальпия насыщенного пара в ПГ, кДж/кг;
I'пг - энтальпия воды на линии насыщения в ПГ кДж/кг.
Расход насыщенного пара из ПГ направлялся в МТ. Несходимость баланса указанных расходов, %
(2.5)
(2.6)
Аналогично формуле (2.1) определялась тепловая мощность МТ QПТБ по расходу QНПТБ без учёта тепловых потерь в окружающий воздух с поверхности теплоизоляции ПГ и трубопровода насыщенного пара.
По измеренным значениям:
- температуры наружного воздуха перед МТ (Тнв), °С,
- барометрического давления (Рбар), кПа,
относительной влажности наружного воздуха
определялись следующие параметры воздуха.
По таблицам водяного пара при Тнв - давление насыщенного водяного пара в наружном воздухе Ps, кПа.
Парциальное давление перегретого водяного пара в наружном воздухе, РВ, кПа
(2.7)
Массовое влагосодержание влажного воздуха перед МТ по [3]
. (2.8)
Энтальпия (1+Х) кг влажного воздуха перед МТ в интервале температур воздуха от минус 50 до 50 °С, I1, кДж/кг, определяется по формуле из [3]
(2.9)
Энтальпия (1+Х) кг влажного воздуха после МТ I2, кДж/кг, определяется по формуле из [3]
(2.10)
где Срвозд - массовая изобарная теплоемкость сухого воздуха, кДж/(кг ? °С). Определяется по [3] при Тгв;
Ср вод.п - массовая изобарная теплоемкость водяного пара, кДж/(кг ? °С). Определяется по [4] при Тгв.
Расход воздуха через теплообменник в режиме с открытыми воздушными затворами G, кг/с, определялся по тепловой мощности МТ следующим образом
(2.11)
где QПСР = (QП + QПТБ)/2, кВт - средняя тепловая мощность МТ с открытыми воздушными затворами.
2.2.2 Запуск модели теплообменника из режима горячего ожидания с закрытыми воздушными затворами
Исходное состояние: МТ соединена с ПГ по паровому и конденсатному тракту через открытые задвижки В1 и В4 (рисунок 3). Воздушные затворы удерживаются электромагнитами в закрытом положении. Регулятор находится в открытом положении. Подачей слабо перегретого пара через вентиль В5 в ПГ производится разогрев ПГ и МТ с выходом на стационарный режим горячего ожидания с заданным давлением насыщенного пара и расходом его в МТ для компенсации тепловых потерь. Байпасный расход слабо перегретого пара перед ПГ через вентиль В 8 в конденсатор устанавливался равным известной паровой нагрузке МТ с открытыми затворами. По пункту 2.2.1 определялся расход конденсата из МТ в режиме горячего ожидания. После этого открывалась задвижка В4 и уровень конденсата в ПГ поддерживался постоянным вентилем В6.
Далее измерительная система переводилась на запись параметров с интервалом 2 с и примерно через 60 с производилось отключение электромагнитов открытие воздушных затворов. Регистрация параметров производилась до установления стационарного состояния работы МТ с открытыми затворами.
2.3 Результаты испытаний пусковой характеристики спот на стенде
2.3.1 Запуск модели теплообменника из режима горячего ожидания с закрытыми воздушными затворами
Целью указанного испытания было: определение времени выхода МТ на мощность после отключения питания электромагнитов всех четырех воздушных затворов.
Проведено два опыта (номер 3 и 4) запуска МТ из режима горячего ожидания по методике, приведенной в подразделе 2.2. Запуски проводились при давлении пара от 6,2 до 6,3 МПа. Перед пуском регулятор был полностью открыт . Во время проведения опытов температура наружного воздуха изменялась от 19 до 22 °С.
Изменение тепловых параметров МТ при открытии затворов в опыте 3 представлено на рисунках 11 - 12, а в опыте 4 - на рисунках 13 - 14.
Оба опыта прошли, примерно, одинаково. Затворы открылись следующим образом:
входной левый полностью открылся сам;
входной правый от электромагнита отошел при дополнительном усилии рукой и далее открылся свободно (во время проведения этих испытаний он застревал в закрытом положении);
выходной правый открылся сам до угла примерно 75о от горизонтали;
- выходной левый сам открылся на угол примерно 15о от горизонтали и далее был открыт полностью дополнительным усилием руки.
Указанные недостатки в работе затворов привели к задержке выхода МТ на полную мощность примерно на 100 с в опыте 3 (рисунки 11- 12) и на 50 с в опыте 4 (рисунки 13 - 14).
Полное время выхода МТ на мощность от момента обесточивания электромагнитов, с учетом имеющейся задержки ручного вмешательства, равно 148 с в опыте 3 и 76 с в опыте 4.
После проведения испытаний и охлаждения стенда был проведён внешний осмотр воздушных затворов.
При осмотре выявлены задиры и следы трения от уплотнительной планки на раме (зазор по чертежу 0,5 мм) и от прорези в раме для оси, что, по-видимому, является результатом монтажных дефектов.
2.3.2 Анализ результатов испытаний
Проведенные испытания показали, что СПОТ, как теплогидравлическая система, имеющая воздушный теплообменник-конденсатор, находящийся в режиме ожидания в нагретом состоянии, имеет время выхода на проектную мощность менее 40 секунд.
Наличие нескольких створок в затворе и малый вклад гидравлического сопротивления затворов в общее сопротивление воздушного тракта увеличивает надежность выполнения СПОТ функции по теплоотводу. Так, по результатам данного испытания отказ на открытие правого входного затвора и неполное открытие выходных затворов (левого на 15о, правого на 75о) вызвали снижение тепловой мощности модели на 16 %. Время выхода на промежуточную мощность (84 %) составило около 30 секунд.
Испытания показали, что для выявления дефектов при сборке необходимо проводить контроль работы затворов, не имеющих силового привода и отпадающих только под воздействием силы тяжести после прогрева рамы затворов и лопаток.
Выявленные на стенде недостатки в работе затворов должны быть приняты во внимание при разработке конструкции затворов СПОТ для блоков АЭС.
* Рекомендации выполнены. Изготовленные на ООО «Полесье» для АЭС «Куданкулам» воздушные затворы прошли холодные и горячие испытания с контролем времени открытия и угла открытия затворов. Горячие испытания проводились при прогреве конструкции до температуры 300 … 305 оС.
Рисунок 11 - Первый запуск МТ из горячего ожидания. Изменение давления и мощности МТ. Опыт 3 - 26.08.2004
Рисунок 12 - Начало первого запуска МТ из горячего ожидания. Изменение давления и мощности МТ. Опыт 3 - 26.08.2004
Рисунок 13 - Второй запуск МТ из горячего ожидания. Изменение давления и мощности МТ. Опыт 4 - 26.08.2004
Рисунок 14- Начало второго запуска МТ из горячего ожидания. Изменение давления и мощности МТ. Опыт 4 - 26.08.2004
2.3.3 Определение динамики мощности МТ с работой регулятора при открытых воздушных затворах СПОТ
Опыты проводились по следующему сценарию: при открытых затворах проводился сброс давления пара в МТ с 6,2 до 4,4 МПа, что приводило к закрытию регулятора, затем выдержка и последующий подъём давления. Скорость снижения давления в опытах составляла от 0,34 до 0,76 МПа/мин, а скорость повышения давления - от 0,48 до 0,59 МПа/мин. Во время проведения опытов температура наружного воздуха изменялась от минус 0,9 до минус 0,6 оС.
Результаты опытов демонстрирует рисунок 15. При росте давления пара регулятор начал открываться на 536 секунде и при указанной скорости повышения давления достиг полностью открытого положения через 126 секунд.
Мощность модели начинает расти с повышением давления пара при закрытом регуляторе и выходит на установившееся значение после заброса, превышающего установившуюся мощность. Тепловая мощность модели достигает величины, равной установившейся мощности за время 92 … 96 секунд от начала открытия лопаток регулятора. При угле открытия лопаток более 70о гидравлическое сопротивление регулятора мало влияет на мощность модели, поэтому время достижения максимума тепловой мощности на 30 … 32 секунды короче времени открытия регулятора.
Испытания показали, что работа регулятора не вызывает «проседания» мощности модели. Время выхода модели на мощность менее времени полного открытия створок регулятора, т.е. регулятор не замедляет динамическую характеристику тепловой паровоздушной системы.
Рисунок 15 - Динамический опыт 11.12.2003 г при Тнв = - 0,6 °С с открытыми затворами при работе регулятора
3. ОБОСНОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПОДДЕРЖАНИЯ ЗАПАСА ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ В АКТИВНОЙ ЗОНЕ РЕАКТОРА ПОСРЕДСТВОМ РАБОТЫ ГЕ-2 И СПОТ ПГ В ПРЕДЕЛАХ 24 ЧАСОВ
3.1 Расчёт мощностных характеристик спот
Определение мощностных характеристик СПОТ [4] проведено по программному средству GAMBIT [11], предназначенному для расчета теплогидравлических параметров гидравлических систем и теплообменного оборудования. Математическая модель, положенная в основу программного средства GAMBIT, описывает одномерное стационарное течение термодинамически равновесного двухфазного потока без учета относительного движения фаз. Численно решается система дифференциальных уравнений сохранения массы, количества движения и энергии, которая замыкается уравнением состояния и зависимостями для коэффициентов гидродинамических сопротивлений и коэффициентов теплоотдачи. В качестве исходных данных задаются конструктивные и геометрические характеристики пароконденсатного и воздушного трактов, воздушных теплообменников, гидравлические характеристики арматуры и т.д.
При расчете теплогидравлических параметров пассивной системы отвода тепла принято, что воздуховоды покрыты теплоизоляцией толщиной 0,2 м и на внешней поверхности воздуховодов имеется теплообмен. Коэффициент теплоотдачи на внешней стороне воздуховодов полагался равным 4,0 Вт/(мК).
Все представленные расчеты были проведены для давления атмосферного воздуха 0,098 МПа. Давление атмосферного воздуха на площадке НВ АЭС-2 может изменяться в диапазоне от 0,10405 до 0,09493 МПа. Мощность СПОТ в этом диапазоне давлений атмосферного воздуха изменяется от 68,6 до 63,2 МВт при давлении в парогенераторе 7,0 МПа и температуре атмосферного воздуха +38 оС.
Результаты расчетов представлены на рисунках 2.4 - 2.7 и в таблицах 16 - 18.
Зависимость мощности СПОТ от давления в парогенераторе при различных температурах атмосферного воздуха показана на рисунке 19. Зависимость мощности СПОТ от температуры атмосферного воздуха при различных давлениях пара в парогенераторе показана на рисунке 20. На рисунках 21 - 22 и в таблицах 17 - 18 представлены результаты расчета расходов пара и воздуха СПОТ НВ АЭС-2 в зависимости от давления в парогенераторе и температуры атмосферного воздуха.
Размещено на http://www.allbest.ru/
Рисунок 16 Компоновка воздушного тракта СПОТ НВ АЭС-2
Размещено на http://www.allbest.ru/
Рисунок 17 Компоновка воздуховодов СПОТ НВ АЭС-2
Рисунок 18 Компоновка теплообменников СПОТ НВ АЭС-2
Размещено на http://www.allbest.ru/
Рисунок 19 Зависимость мощности СПОТ НВ АЭС-2 от давления в парогенераторе при различных температурах атмосферного воздуха
Рисунок 20 Зависимость мощности СПОТ НВАЭС-2 от температуры атмосферного воздуха при различных давлениях в парогенераторе
Таблица 2.1 Зависимость мощности СПОТ НВАЭС-2 от температуры атмосферного воздуха и давления в парогенераторе
|
Давление в ПГ РПГ, МПа |
Температура атмосферного воздуха, оС |
|||||||||||
|
50 |
37 |
30 |
20 |
10 |
0 |
+10 |
+20 |
+30 |
+38 |
+50 |
||
|
0,1 |
|
|
|
|
|
|
15,9 |
13,9 |
11,8 |
10,2 |
7,5 |
|
|
0,2 |
|
34,2 |
32,5 |
29,8 |
26,9 |
24,3 |
21,1 |
18,1 |
15,7 |
12,4 |
||
|
0,3 |
51,2 |
46,2 |
43,8 |
40,1 |
36,9 |
33,1 |
29,3 |
25,6 |
22,1 |
19,5 |
15,7 |
|
|
0,5 |
64,6 |
58,2 |
54,7 |
49,7 |
44,9 |
40,3 |
35,9 |
31,7 |
27,8 |
24,8 |
20,6 |
|
|
0,7 |
72,0 |
64,8 |
60,8 |
55,4 |
50,2 |
45,3 |
40,5 |
36,0 |
31,8 |
28,6 |
24,2 |
|
|
1,0 |
79,9 |
71,5 |
67,2 |
61,4 |
55,9 |
50,6 |
45,6 |
40,9 |
36,4 |
33,1 |
28,4 |
|
|
2,0 |
94,2 |
84,9 |
80,2 |
73,8 |
67,8 |
62,0 |
56,5 |
51,4 |
46,5 |
42,8 |
37,7 |
|
|
3,0 |
103,0 |
93,3 |
88,4 |
81,7 |
75,4 |
69,4 |
63,7 |
58,2 |
53,2 |
49,3 |
43,9 |
|
|
4,0 |
109,4 |
99,6 |
94,6 |
87,7 |
81,2 |
75,0 |
69,1 |
63,5 |
58,3 |
54,3 |
48,7 |
|
|
5,0 |
114,4 |
104,8 |
99,6 |
92,6 |
86,0 |
79,6 |
73,6 |
67,8 |
62,5 |
58,4 |
52,6 |
|
|
6,0 |
118,5 |
109,0 |
103,9 |
96,8 |
90,1 |
83,5 |
77,4 |
71,5 |
66,1 |
61,9 |
56,0 |
|
|
7,0 |
122,0 |
112,4 |
107,5 |
100,4 |
93,6 |
86,9 |
80,7 |
74,8 |
70,3 |
65,0 |
59,0 |
|
|
8,0 |
125,0 |
115,4 |
110,4 |
103,6 |
96,7 |
90,0 |
83,6 |
77,7 |
72,0 |
67,8 |
61,7 |
|
|
9,0 |
127,5 |
118,0 |
113,0 |
106,1 |
99,4 |
92,7 |
86,3 |
80,3 |
74,6 |
70,3 |
64,1 |
Рисунок 21 Зависимость расхода воздуха по воздушному тракту СПОТ НВАЭС-2 от давления в парогенераторе при различных температурах атмосферного воздуха
Таблица 2.2 Зависимость расхода воздуха по воздушному тракту СПОТ НВ АЭС-2 от температуры атмосферного воздуха и давления в парогенераторе
|
Давление в ПГ РПГ, МПа |
Температура атмосферного воздуха, оС |
|||||||||||
|
50 |
37 |
30 |
20 |
10 |
0 |
+10 |
+20 |
+30 |
+38 |
+50 |
||
|
0,1 |
|
|
|
|
|
|
270,4 |
249,9 |
228,7 |
212,5 |
185,5 |
|
|
0,2 |
|
390,8 |
369,6 |
347,0 |
324,3 |
302,8 |
280,3 |
258,3 |
240,9 |
215,3 |
||
|
0,3 |
468,6 |
429,9 |
411,6 |
386,7 |
364,1 |
340,7 |
317,1 |
294,4 |
272,5 |
255,5 |
230,5 |
|
|
0,5 |
487,1 |
448,2 |
429,1 |
403,4 |
378,9 |
355,4 |
332,1 |
309,7 |
288,3 |
271,8 |
247,8 |
|
|
0,7 |
494,0 |
455,6 |
436,6 |
411,0 |
386,7 |
363,5 |
340,6 |
318,5 |
297,5 |
281,5 |
258,2 |
|
|
1,0 |
499,4 |
461,9 |
443,1 |
417,9 |
393,9 |
371,0 |
348,6 |
327,0 |
306,5 |
290,9 |
268,4 |
|
|
2,0 |
507,4 |
471,2 |
453,0 |
428,6 |
405,5 |
383,3 |
361,7 |
341,1 |
321,7 |
306,9 |
285,8 |
|
|
3,0 |
510,7 |
475,3 |
457,5 |
433,6 |
411,0 |
389,1 |
368,1 |
348,1 |
329,3 |
314,9 |
294,5 |
|
|
4,0 |
512,8 |
477,7 |
460,2 |
436,6 |
414,4 |
392,7 |
372,1 |
352,5 |
334,0 |
320,0 |
300,1 |
|
|
5,0 |
514,2 |
479,2 |
461,9 |
438,6 |
416,7 |
395,1 |
374,8 |
355,5 |
337,4 |
323,6 |
304,0 |
|
|
6,0 |
515,3 |
480,4 |
463,1 |
440,1 |
418,4 |
396,9 |
376,8 |
357,8 |
339,9 |
326,3 |
307,0 |
|
|
7,0 |
516,1 |
481,4 |
464,2 |
441,1 |
419,6 |
398,2 |
378,3 |
359,5 |
341,8 |
328,5 |
309,4 |
|
|
8,0 |
516,8 |
482,3 |
465,1 |
442,1 |
420,4 |
399,2 |
379,5 |
360,9 |
343,4 |
330,2 |
311,4 |
|
|
9,0 |
517,5 |
483,0 |
465,9 |
443,0 |
421,2 |
400,1 |
380,5 |
362,0 |
344,7 |
331,6 |
313,0 |
Рисунок 22 Зависимость расхода пара (конденсата) по пароконденсатному тракту СПОТ НВ АЭС-2 от давления в парогенераторе при различных температурах атмосферного воздуха
Таблица 2.3 Зависимость расхода теплоносителя по пароконденсатному тракту СПОТ НВ АЭС-2 от температуры атмосферного воздуха и давления в парогенераторе
|
Давление в ПГ РПГ, МПа |
Температура атмосферного воздуха, оС |
|||||||||||
|
50 |
37 |
30 |
20 |
10 |
0 |
+10 |
+20 |
+30 |
+38 |
+50 |
||
|
0,1 |
|
|
|
|
|
|
6,9 |
6,1 |
5,2 |
4,5 |
3,3 |
|
|
0,2 |
|
14,7 |
14,1 |
13,1 |
12,0 |
10,8 |
9,5 |
8,2 |
7,1 |
5,6 |
||
|
0,3 |
20,9 |
20,5 |
19,5 |
18,0 |
16,7 |
15,1 |
13,4 |
11,8 |
10,2 |
9,0 |
7,3 |
|
|
0,5 |
28,1 |
27,0 |
25,4 |
23,2 |
21,1 |
19,0 |
16,9 |
15,0 |
13,1 |
11,7 |
9,8 |
|
|
0,7 |
33,1 |
30,9 |
29,1 |
26,5 |
24,1 |
21,8 |
19,5 |
17,4 |
15,3 |
13,8 |
11,7 |
|
|
1,0 |
38,7 |
35,1 |
33,1 |
30,3 |
27,6 |
25,0 |
22,6 |
20,2 |
18,0 |
16,4 |
14,1 |
|
|
2,0 |
49,5 |
44,7 |
42,2 |
38,9 |
35,8 |
32,7 |
29,8 |
27,1 |
24,6 |
22,7 |
19,9 |
|
|
3,0 |
57,1 |
51,8 |
49,1 |
45,4 |
41,9 |
38,6 |
35,4 |
32,4 |
29,6 |
27,5 |
24,4 |
|
|
4,0 |
63,0 |
58,0 |
55,1 |
51,1 |
47,3 |
43,7 |
40,3 |
37,0 |
34,0 |
31,7 |
28,4 |
|
|
5,0 |
67,1 |
63,8 |
60,6 |
56,4 |
52,4 |
48,5 |
44,8 |
41,4 |
38,1 |
35,6 |
32,1 |
|
|
6,0 |
70,4 |
68,4 |
66,2 |
61,5 |
57,3 |
53,1 |
49,2 |
45,5 |
42,0 |
39,4 |
35,7 |
|
|
7,0 |
73,3 |
71,2 |
70,0 |
66,6 |
62,1 |
57,7 |
53,6 |
49,7 |
46,0 |
43,2 |
39,2 |
|
|
8,0 |
75,8 |
73,6 |
72,5 |
70,7 |
67,0 |
62,3 |
58,0 |
53,8 |
50,0 |
47,0 |
42,8 |
|
|
9,0 |
77,9 |
75,8 |
74,6 |
72,9 |
71,0 |
67,2 |
62,5 |
58,2 |
54,1 |
50,9 |
46,5 |
3.2 Методика расчета по программе течь-м-97
Программа ТЕЧЬ-М-97 моделирует все основные компоненты и системы ЯЭУ с реакторами типа ВВЭР:
реактор;
парогенераторы;
компенсатор давления;
ГЦНА;
системы регулирования и защиты и др.
Расчетная схема первого контура РУ, используемая в программе ТЕЧЬ-М приведена на рисунке 23.
Активная зона представлена параллельными каналами:
часть каналов моделируют обогреваемую часть активной зоны (как правило, один канал с максимальной энергонапряженностью);
один канал (необогреваемый) моделирует протечки теплоносителя мимо активной зоны.
Учитываются тепловые потери от оборудования РУ в атмосферу защитной оболочки.
Для моделирования процессов в реакторной установке при работе новых систем безопасности (ГЕ-2, СПОТ ПГ, САР ПГ) в аттестованную версию программы ТЕЧЬ-М-97 внесены изменения (дополнения). Эти дополнения позволяют моделировать воздействие этих систем на значения параметров теплоносителя в первом контуре и парогенераторах через формирование граничных условий для тех расчетных элементов, к которым данные системы подключены.
Рисунок 23 Расчетная схема первого контура РУ в программе ТЕЧЬ-М-97
Математическая модель расчета подачи охлаждающей воды из системы ГЕ-2 основана на использовании уравнения движения для несжимаемой жидкости под действием нивелирного напора и уравнении материального баланса для охлаждающей воды. В условиях нормальной эксплуатации система отсечена от первого контура обратными клапанами. Принято, что обратные клапаны открываются при снижении давления ниже заданного и остаются открытыми пока давление не превысит другое заданное значение.
Задержка на запуск системы (пусковая характеристика) задается на основании экспериментальных исследований на специальном стенде ГЕ-2 в ФГУП ГНЦ РФ-ФЭИ. При создании стенда использована натурная арматура, соблюдены натурные высотные отметки, диаметры и схемы соединения трубопроводов и оборудования, площади проходного сечения сосудов. Профилирование подачи теплоносителя осуществляется дискретным изменением коэффициента гидравлического сопротивления тракта циркуляции в зависимости от уровня воды в емкости. Значения коэффициентов гидравлического сопротивления получены на основании этих же экспериментов. В случае, когда уровень воды в холодном трубопроводе поднимается до точки подключения ГЕ-2 по пару принято, что вода от ГЕ-2 перестает поступать в реактор. Конденсация пара в трубопроводе и в ГЕ-2 не учитывается.
Влияние ГЕ-2 на параметры теплоносителя в первом контуре учитывается через значения потоков массы, энергии и борной кислоты на границах подключения каналов ГЕ-2 к соответствующим элементам первого контура. Каждый канал ГЕ-2, как по воде, так и по пару может быть подключен к любому расчетному элементу первого контура.
Практически, в расчетах, принята следующая схема соединения каналов системы ГЕ-2 с элементами реакторной установки:
канал 1 по «пару» соединен с холодной ниткой петли 1 (элемент под выходным коллектором парогенератора), а по воде - с трубопроводом от ГЕ-1, подключенной к СКР;
канал 2 по «пару» соединен с холодной ниткой петли 2, а по воде - с трубопроводом от ГЕ-1, подключенной к НКР;
- канал 3 по «пару» соединен с холодной ниткой петли 3, а по воде - с трубопроводом от ГЕ-1, подключенной к СКР;
-канал 4 по «пару» соединен с холодной ниткой петли 4, а по воде - с трубопроводом от ГЕ-1, подключенной к НКР.
Моделирование работы СПОТ ПГ осуществляется заданием табличной зависимости мощности канала СПОТ ПГ от давления в парогенераторе и температуры окружающей среды. Пусковая характеристика канала СПОТ ПГ учитывается заданием зависимости мощности канала СПОТ ПГ от времени на начальном этапе работы. Обе зависимости задаются разработчиком СПОТ ПГ на основании расчетных и экспериментальных исследований.
Влияние работы СПОТ ПГ на значение параметров в парогенераторах в программе ТЕЧЬ-М-97 реализуется за счет отбора соответствующего количества пара из парового объема парогенератора и возврата этого количества конденсата в его водяной объем. В случае, если в силу каких-то причин, уровень пароводяной смеси в парогенераторе превышает уровень точки отбора пара, принято, что соответствующий канал СПОТ ПГ прекращает работу.
Влияние работы каналов САР ПГ моделируется аналогично работе каналов СПОТ ПГ.
В авариях с течами теплоносителя, особенно на стадии длительного расхолаживания при отказе в работе активных систем безопасности актуальным становится взаимодействие процессов в реакторной установке и защитной оболочке. Значение давления и массовой концентрации газов в защитной оболочке рассчитывается по программе АНГАР, проходящей процедуру аттестации.
Расчет по программам ТЕЧЬ-М-97 и АНГАР осуществлялся совместно, с учетом обратных связей через граничные условия (потоки массы и энергии через сечение течи и параметры парогазовой среды в защитной оболочке).
3.3 Протекание зпа с разрывом dу 850 на входе в реактор
В качестве исходного события рассматривается разрыв Dу 850 на входе в реактор (холодная нитка расчётной петли 4) с потерей всех источников переменного тока на АЭС, включая дизельгенераторы.
В результате обесточивания АЭС отключаются все работающие ГЦНА (впрыск в КД отсутствует), закрываются стопорные клапаны турбогенератора, запрещается работа БРУ-К, прекращается подача основной питательной воды, не работают ТЭН КД, отсутствует подпитка-продувка первого контура.
Срабатывание аварийной защиты происходит по факту обесточивания более двух ГЦНА при мощности более 5 % от номинального значения. Сигнал на срабатывание АЗ формируется по факту обесточивания блока с задержкой 1,9 с (1,4 с - задержка в срабатывании, 0,5 с - время прохождения сигнала в электрических цепях).
Протекание аварии рассматривается без вмешательства оперативного персонала.
Анализ результатов расчета
Основные результаты расчета представлены на рисунках 3.20 - 3.29.
Хронология основных событий представлена в таблице 3.3.
Таблица 3.3 - Хронология событий
|
Событие |
Момент времени, с |
Блокировки, уставка на срабатывание или иная причина |
|
|
Исходное событие - двусторонний разрыв ГЦТ полным сечением в нижней части гидрозатвора холодной нитки петли № 1 |
0,0 |
- |
|
|
Отключение всех ГЦНА. Отключение систем основной и вспомогательной питательной воды второго контура. Отключение системы подпитки и продувки первого контура. Отключение БРУ-К. Отключение энергоснабжения системы КД |
0,0 |
Потеря всех источников переменного тока АЭС, включая дизель-генераторы |
|
|
Начало формирования сигнала на срабатывание АЗ |
0,0 |
Обесточивание более двух ГЦНА при мощности более 5 % от номинальной |
|
|
Закрытие стопорных клапанов турбогенератора |
0,6 |
Обесточивание блока |
|
|
Начало движения органов регулирования |
1,9 |
Действие аварийной защиты |
|
|
Уменьшение запаса до насыщения в «горячих» нитках петель до 8 оС |
? 2 c |
- |
|
|
Срабатывание емкостей САОЗ |
7,2 |
Давление в первом контуре меньше 5,89 МПа |
|
|
Формирование условий на включение в работу системы ГЕ-2 |
17 |
Давление в первом контуре меньше 1,5 МПа |
|
|
Событие |
Момент времени, с |
Блокировки, уставка на срабатывание или иная причина |
|
|
Включение в работу СПОТ в режиме расхолаживания |
30 |
Совпадение сигналов: - обесточивание блока; - незапуск ДГ |
|
|
Начало подачи воды из емкостей ГЕ-2 |
117 |
Через 100 с после снижения давления в первом контуре до 1,5 МПа |
|
|
Окончание работы ГЕ-1 |
194 |
- |
|
|
Полное окончание работы СПЗАЗ |
94763 |
Опорожнение ёмкостей ГЕ-2 |
|
|
Окончание расчёта |
110400 |
30,5 ч |
В результате разрыва ГЦТ на входе в реактор (холодная нитка петли 4) и начала истечения значительных масс теплоносителя происходит резкое снижение давления в реакторе (рисунки 3.20 - 3.21).
Вследствие потери электроснабжения станции на 0,0 с начинается выбег ГЦНА, прекращается подача питательной воды в ПГ, отключается система подпитки и продувки первого контура, закрываются стопорные клапана ТГ, с задержкой 1,9 с срабатывает аварийная защита реактора.
При уменьшении давления в первом контуре до значения уставки начала работы ГЕ-1 (5,89 МПа) на 7,2 с аварии начинается подача борного раствора из ёмкостей САОЗ (рисунок 3.22).
На 30 с по факту обесточивания секций надежного питания систем безопасности происходит открытие затворов СПОТ. Время выхода СПОТ на проектную мощность составляет 28 с.
Значительный выброс массы теплоносителя из реактора в начальные моменты аварии приводит к резкому уменьшению массы теплоносителя в первом контуре и реакторе, и снижению весового уровня в активной зоне (рисунки 3.24 - 3.25). Подача воды от емкостей САОЗ вновь заполняет реактор теплоносителем. К моменту их отключения на 194 с (при снижении уровня в емкостях ниже 1,2 м) обеспечивается существенное заполнение активной зоны и реактора теплоносителем.
После снижения давления в ПГ до значений близких к значениям в первом контуре РУ на 6500 с парогенераторы переходят в режим конденсации пара первого контура. Конденсат, образующийся в трубчатках ПГ неаварийных петель, начинает заполнять соответствующие гидрозатворы и через них поступать в реактор (рисунок 3.26). Через ГЗ аварийной петли конденсируемая в ПГ вода поступает через разрыв в ЗО.
Подача воды из ГЕ-2 в совокупности с процессом конденсации пара в трубчатке парогенераторов за счет работы СПОТ поддерживают запас воды в реакторе на уровне 40 тонн.
Существенного накопления неконденсирующихся газов в трубчатке всех ПГ не происходит (рисунок 3.27). Поэтому, все каналы СПОТ эффективно работают (рисунок 3.28).
После прекращения работы ГЕ-2 на 94763 с (рисунок 3.23) массы теплоносителя в первом контуре и реакторе начинают уменьшаться (рисунок 3.24).
Максимальное значение температуры оболочки твэл не превышает 1200 оC по крайней мере в течение 30 часов от начала аварии (рисунок 3.29).
Рисунок 3.20 - Давление в первом контуре, ПГ 1-4 и ЗО
Рисунок 3.21 - Интегральное поступление теплоносителя в течь
Рисунок 3.22 - Расход теплоносителя из систем ГЕ-1
Рисунок 3.23 - Расход теплоносителя из систем ГЕ-2
Рисунок 3.24 - Масса теплоносителя в первом контуре и корпусе реактора
Рисунок 3.25 - Весовой уровень в активной зоне
Рисунок 3.26 - Изменение массы воды в гидрозатворах ГЦТ
Рисунок 3.27 - Изменение массы неконденсирующихся газов в трубчатке ПГ
Рисунок 3.28 - Мощность СПОТ ПГ 1-4
Рисунок 3.29 - Максимальная температура оболочек твэл
3.3 Анализ результатов расчета течь-м-97
Представленные в разделе 3 материалы с учётом результатов ОАО ОКБ «Гидропресс» (разделы П3 - П7) в соответствии с ТЗ на работу обосновывают выполнения пассивными системами СПОТ и ГЕ-2 своих проектных функций по обеспечению надёжного охлаждения топлива в АЗ в течение не менее 24 часов протекания запроектных аварий при принятых в проекте характеристиках систем.
Достоверность расчётных обоснований обеспечивается, в том числе, использованием в расчётах программы ТЕЧЬ-М-97.
Сравнение представленных расчётов протекания ЗПА с разрывом ГЦТ Dу 850 на входе в реактор по расчётному комплексу ТЕЧЬ-М-97 показало:
- изменение основных расчётных теплогидравлических параметров РУ в процессе моделирования протекания ЗПА практически идентично;
- имеются отличия в результатах моделирования массообмена объёма РУ и ЗО в период работы ГЕ-2: расчетный комплекс ТЕЧЬ-М-97 моделирует поступление в РУ через сечение течи со стороны реактора и накопление в трубчатке ПГ (воздуха) из объёма ЗО. Однако в настоящем расчёте это отличие практически не влияют на общий результат.
Такое расхождение в результатах численного моделирования объясняются различиями математического описания физических моделей теплогидравлических процессов: в программе ТЕЧЬ-М-97 при моделировании двухфазной многокомпонентной среды в расчётной ячейке используется гомогенная модель «потока дрейфа». Модель предполагает термодинамически равновесное состояние многокомпонентной среды в расчетном объеме. При этом плотность среды рассчитывается с учетом относительного проскальзывания фаз.
4. ОБОСНОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПОДДЕРЖИВАНИЯ ЗАПАСА ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ В АКТИВНОЙ ЗОНЕ РЕАКТОРА ПОСРЕДСТВОМ РАБОТЫ ГЕ-2 И СПОТ ПГ ЗА ПРЕДЕЛАМИ 24 ЧАСОВ
4.1 Работа СПОТ при наличии неконденсирующихся газов в первом контуре
Расчетная схема ЗО, использованная в модуле АНГАР, приведена в пункте 4.1.2. В расчетной схеме ЗО представлена 25 объемами.
Информация о зависимости мощности СПОТ ПГ от давления в парогенераторах и температуры окружающей среды приведена в разделе 2.
Расчеты проводятся с использованием значения температуры окружающей среды 38 С.
В условиях полного обесточивания шибера СПОТ открываются через 30 с после момента обесточивания и СПОТ в течение 30 с по линейному закону выходит на полную мощность.
При работе СПОТ в режиме регулирования использована следующая зависимость эффективности СПОТ от давления в парогенераторах (таблица П.2.1).
Таблица П.2.1
|
Давление, Па |
0,0 |
5,8106 |
6,0106 |
6,09106 |
6,18106 |
6,26106 |
|
|
Коэффициента эффективности |
0,1 |
0,1 |
0,115 |
0,334 |
0,582 |
0,736 |
|
|
Давление, Па |
6,35106 |
6,44106 |
6,53106 |
6,62106 |
6,7106 |
6,75106 |
|
|
Коэффициент эффективности |
0,846 |
0,924 |
0,982 |
0,987 |
0,99 |
1,0 |
В расчетах использованы следующие основные исходные данные по РУ (таблицы П.2.2, П.2.3).
Таблица П.2.2 - Режимные параметры
|
Наименование параметра |
Значение |
|
|
Тепловая мощность реактора, МВт |
3200 |
|
|
Расход теплоносителя через реактор, м3/ч |
86000 |
|
|
Давление теплоносителя на выходе из активной зоны, МПа |
16,2 |
|
|
Температура теплоносителя на входе в реактор, оС |
298,2 |
|
|
Давление пара на выходе из парогенератора, МПа |
7,0 |
|
|
Температура воды в ГЕ-1, оС |
70 |
|
|
Температура воды в ГЕ-2, оС |
60 |
|
|
Температура окружающей среды, оС |
38 |
Для анализа течи менее Dу 100 может быть использовано значение температуры окружающей среды наиболее жаркой пятидневки (27 С).
Таблица П.2.3 - Основные исходные данные
|
Наименование параметра |
Значение |
|
|
Максимальный линейный тепловой поток: при расчете запроектных аварий, Вт/см |
313 |
|
|
Компоновка трубопроводов первого контура |
рисунок 2.1 |
|
|
Генерация неконденсирующихся газов в активной зоне |
рисунок 2.2 |
|
|
Генерация газов из воды поступающей из ГЕ-1, г/кг |
0,76 |
|
|
Задержка на включение в работу ГЕ-2, с |
100 |
Принято, что одновременно с началом аварии происходит обесточивание блока. Отключаются ГЦНА, начинается их механический выбег, прекращается подача питательной воды в ПГ от питательных насосов, срабатывают СК ТГ. С задержкой в 1,9 с срабатывает АЗ реактора. По совпадению сигналов обесточивание блока и незапуск дизель-генераторов с задержкой 30 с СПОТ начинает работать в режиме расхолаживания.
Распределение относительного энерговыделения по высоте активной зоны используемое при расчетах запроектных аварий приведено в таблице П.2.4. Так как при анализе запроектных аварий требуется обеспечение надежного охлаждения активной зоны на стадии длительного расхолаживания, то из двух возможных консервативных профилей энерговыделения рассматривается профиль с повышенным энерговыделением в верхней части активной зоны.
Таблица П.2.4 - Распределение относительного энерговыделения по высоте активной зоны
|
Параметр |
Значение |
||||||||||
|
Координата от низа активной зоны, % |
5 |
15 |
25 |
35 |
45 |
55 |
65 |
75 |
85 |
95 |
|
|
Энерговыделение для запроектных аварий, отн.ед. |
0,78 |
0,96 |
1,00 |
1,01 |
1,02 |
1,07 |
1,13 |
1,14 |
1,05 |
0,84 |
Рисунок П.2.1 - Компоновка трубопроводов ГЦК
Рисунок П.2.2 - Генерация неконденсирующихся газов в активной зоне
4.2 результаты расчета аварии с потерей всех источников переменного тока
Результаты расчета аварийного режима с потерей всех источников переменного тока и работой СПОТ ПГ в режиме регулирования.. Ниже, на рисунках П.3.1 - П.3.3 приведены некоторые результаты расчета этого режима.
Из рисунков видно, что СПОТ ПГ устойчиво поддерживает давление, а значит и температуру теплоносителя в парогенераторах. Это обеспечивает равномерное снижение давления и температур в первом контуре.
Рисунок П.3.1
Рисунок П.3.2
Рисунок П.3.3
Заключение
В результате проведенных испытаний пусковой характеристики на стенде было определено время выхода МТ на мощность после отключения всех электромагнитов на воздушных затворах. Полное время выхода на мощность составило 148 с. Так же проведенные испытания показали, что СТОП имеет время выхода на проектную мощность менее 40 секунд.
Также было выявлено наличие дефектов при сборке (отказ на открытие правого входного затвора и неполное открытие выходных затворов), что указывает нам на необходимость проводить контроль работы затворов, не имеющих силового привода и отпадающих только под воздействием силы тяжести после прогрева рамы затворов и лопаток.
Выявленные на стенде недостатки в работе затворов должны быть приняты во внимание при разработке конструкции затворов СПОТ для блоков АЭС.
В ходе моделирования аварии с разрывом Dy 850 на входе в активную зону Пассивная система а именно СПОТ в пределах 24 часов обеспечивают надежное охлаждение топлива в АЗ. Достоверность результатов подтверждена и ОАО ОКБ «Гидропресс».
В результате моделирования аварии Dy 850 на входе в активную зону за пределами 24 часов работа пассивной системы показала, что также может обеспечить надежное охлаждение в 64 МВт при температуре 38°С, что составляет 2% от мощности реактора.
Размещено на Allbest.ru
Подобные документы
Профилирование расходов по тепловыделяющим сборкам активной зоны реактора ВВЭР-1000. Определение расхода теплоносителя через межкассетные зазоры и доли тепла, перетекающего в межкассетное пространство. Расчет мощности главного циркуляционного насоса.
курсовая работа [279,9 K], добавлен 08.12.2013Классификация современных промышленных способов подвода и отвода тепла, их формы и условия использования. Требования, предъявляемые к теплоносителям, их сравнительные характеристики и области применения, принципы и порядок определения требуемого расхода.
презентация [173,8 K], добавлен 28.09.2013Конструкция реактора и выбор элементов активной зоны. Тепловой расчет, ядерно-физические характеристики "холодного" реактора. Многогрупповой расчет, спектр и ценности нейтронов в активной зоне. Концентрация вещества в гомогенизированной ячейке реактора.
курсовая работа [559,9 K], добавлен 29.05.2012Определение параметров цикла со смешанным подводом теплоты в характерных точках. Политропное сжатие, изохорный подвод тепла, изобарный подвод тепла, политропное расширение, изохорный отвод тепла. Количество подведённого и отведённого тепла, КПД.
контрольная работа [83,3 K], добавлен 22.04.2015Измерение активной и реактивной мощности в сети переменного тока: формирование исходных данных для разработки МВИ, выбор методов и средств. Проект документа и основные требования к точности измерений, государственная система обеспечения их единства.
курсовая работа [44,8 K], добавлен 25.11.2011Особенности конструкции разработанной фритюрницы для приготовления картофеля фри. Расчет полезно используемого тепла. Определение потерь тепла в окружающую среду. Конструирование и расчет электронагревателей. Расход тепла на нестационарном режиме.
курсовая работа [358,0 K], добавлен 16.05.2014Расчет горения топлива. Определение параметров нагрева металла и теплообмена в печи: в методической, сварочной зоне, время томления металла. Тепловой баланс: расход топлива и тепла, неучтенные потери тепла. Расчет рекуператора для подогрева воздуха.
курсовая работа [338,1 K], добавлен 14.05.2012- Расчет параметров теплоэнергетической установки с промежуточным перегревом пара и регенерацией тепла
Параметры рабочего тела во всех характерных точках идеального цикла. Определение КПД идеального цикла Ренкина. Энергетические параметры для всех процессов, составляющих реальный цикл. Уравнение эксергетического баланса. Цикл с регенеративным отводом.
курсовая работа [733,4 K], добавлен 04.11.2013 Установление аварийных источников электропитания на самолете. Пусковая, регулировочная и защитная аппаратура источников переменного тока. Оперативное техническое обслуживание. Предполетная проверка системы электроснабжения. Расчет проводов и кабелей.
курсовая работа [1,4 M], добавлен 16.06.2014Расчет тепловыделений и влаговыделений внутри каждого помещения для теплого и холодного периода года. Определение количества воздуха, необходимого для удаления избыточной влаги и тепла. Расчет секций центрального кондиционера и сечений воздуховодов.
дипломная работа [1,7 M], добавлен 15.07.2012
