CC BY
92
ЭЛЕКТРОМЕХАНИКА И ЭНЕРГЕТИКА
УДК 621.311.25:621.039
АВАРИЙНОЕ РАСХОЛАЖИВАНИЕ РЕАКТОРНОЙ УСТАНОВКИ ВВЭР-1000 ПРИ НЕПОСАДКЕ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНОГО КЛАПАНА КОМПЕНСАТОРА ДАВЛЕНИЯ
© 2006 г. С.И. Рясный
Аварии, связанные со срабатыванием и непосадкой предохранительного клапана компенсатора давления (ПК КД), относятся к числу весьма серьезных, которые могут привести к тяжелым последствиям, как это случилось на АЭС «Три-Майл-Айленд-2» [1], где произошло плавление активной зоны и выход большого количества продуктов деления в различные элементы оборудования, помещения и под гермооболоч-ку. Хотя первоначальным событием при этом было прекращение подачи питательной воды в парогенераторы, причиной аварии следует считать последовавшее вследствие роста давления в первом контуре срабатывание и незакрытие ПК КД и необеспечение персоналом теплоотвода от активной зоны вследствие ряда ошибок:
- неверная диагностика состояния первого контура;
- снижение расхода охлаждающей воды от систем аварийного охлаждения активной зоны (САОЗ) в ходе аварии с потерей теплоносителя первого контура;
- неотключение главных циркуляционных насосов (ГЦН), что увеличило потерю теплоносителя через открытый ПК КД;
- отключение гидроемкостей САОЗ и ряд других ошибок.
Подобное событие, связанное с непосадкой ПК КД на энергоблоке № 1 Калининской АЭС [2], не привело к радиационным последствиям. Энергоблок находился на стадии ввода в эксплуатацию, тепловая мощность составляла 40-45 % номинальной, электрическая 300 МВт. Ложное срабатывание ПК КД произошло из-за неисправности в схеме управления им-пульсно-предохранительного устройства КД, эта же неисправность препятствовала закрытию клапана.
Благодаря правильным действиям оперативного персонала не произошло повреждения основного технологического оборудования и выхода радиоактивных веществ за пределы АЭС. Протечки воды под гермооболочку составили 200 м3 с суммарной активностью всего около 2 Ки.
Возможные последствия аварийной ситуации на АЭС в значительной мере определяются закономерностями нестационарных теплогидравлических процессов, протекающих в оборудовании.
В силу того, что на АЭС невозможно воспроизвести полный спектр постулированных аварийных ситуаций и отсутствует полный эмпирический базис, единственно возможным средством анализа нестационарных теплогидравлических процессов и условий обеспечения прочности оборудования в аварийных режимах приходится принимать расчетный анализ, причем носящий характер не обобщения эмпирических данных, а теоретических предсказаний.
В этой связи весьма важное значение для обоснования обеспечения безопасной работы АЭС приобретают экспериментальные данные, полученные в аварийных ситуациях, реально имевших место на АЭС.
В процессе выполнения запланированных программами испытаний при вводе АЭС в эксплуатацию могут произойти инциденты, связанные с неудовлетворительной работой оборудования или ошибками персонала, аналогичные рассмотренным в проекте аварийным режимам. Так, при испытаниях режима опробования предохранительных клапанов КД во время горячей обкатки на энергоблоке № 1 Южноукраинской АЭС произошла непосадка ПК КД, истечение теплоносителя первого контура и аварийное расхолаживание.
Данный инцидент не мог иметь радиационных последствий, так как происходил во время горячей обкатки, когда в реактор была установлена имитационная активная зона. Важнейшим фактором воздействия на оборудование данного аварийного режима является тепловой удар.
Нестационарными температурными режимами на АЭС, которые в наибольшей степени способны вызвать тепловой удар, являются режимы разогрева и расхолаживания с превышением скорости изменения температуры, аварийные остановы блока, резкое изменение давления теплоносителя с выходом за пределы нормально допустимого диапазона, и аварии с потерей теплоносителя. В реакторах с водой под давлением двумя главными нестационарными режимами, которые могут привести к наиболее тяжёлому для корпуса реактора тепловому удару, являются авария с потерей теплоносителя с последующей подачей воды от САОЗ и резкое повышение теплопередачи от первого контура ко второму.
Для оценки влияния, оказываемого на прочностные характеристики корпуса реактора или компенсатора давления тепловым ударом под давлением, представляет интерес рассмотрение перехода от одного установившегося режима при определённой температуре или давлении, к другому режиму. Это особенно справедливо для изменений, связанных с быстрым расхолаживанием реакторной установки, при котором корпуса реактора и КД испытывают тепловой удар. Наличие давления в первом контуре реакторной установки усугубляет последствия теплового удара, так как появляются дополнительные механические напряжения, вызванные давлением. Нестационарные режимы, сочетающие высокие давления в системе и тепловой удар, потенциально более опасны из-за дополнительного влияния растягивающих напряжений с внутренней стороны стенки корпуса. Кроме того, снижается ударная вязкость материала корпуса из-за быстрого снижения температуры.
Максимальные скорости расхолаживания 1 конт
Во время инцидента на Южноукраинской АЭС ввиду значительной погрешности и недостаточного объема штатной контрольно-измерительной аппаратуры оказалось невозможным выполнить оценку аварийного процесса с помощью ее показаний. Наличие установленной на оборудовании системы экспериментального контроля позволило воссоздать ход аварийного режима и определить места оборудования, которые больше всего подверглись температурным и другим воздействиям.
В табл. 1 приведены максимальные скорости расхолаживания 1 контура и отдельных узлов оборудования при аварийном расхолаживании, определенные по показаниям термопар экспериментального контроля, установленных на наружной поверхности оборудования.
В табл. 2 приведены данные по перепадам температур по оборудованию.
Таблица 1
1 и оборудования при аварийном расхолаживании
Наименование оборудования Скорость изменения температур, °С/ч Интервал температур, °С Интервал давлений, кгс/см2 Интервал времени, мин Примечание
ГЦТ 150 280-230 72-45 20
Дыхательный трубопровод у ГЦТ 76 279-229 65-35 40
Дыхательный трубопровод у КД 470 340-285 90-68 7 Обусловлено попаданием воды из контура в КД
Нижнее днище КД 95 295-238 60-32 50
Верхнее днище КД 96 340-246 65-25 60
Переход от КД к дыхательному трубопроводу 100 305-270 76-35 21
Трубопровод сброса пара в барботер 360 25-200 - 3
Патрубок подпитки 1 контура на 1,3 петлях 1350 250-70 65-40 5 Обусловлено подачей подпиточной воды из баков с Т= 20 °С
Таблица 2
Перепады температур при аварийном расхолаживании
Наименование оборудования Превышение допустимого ДТ = 50 °С
ДТ, °С Диапазон температур, °С Диапазон давлений, кгс/см2 Время, ч Примечание
Реактор, крышка/корпус Информации нет Через 13 ч с момента начала аварии разность температур между крышкой и корпусом 200-80=120°С
Парогенератор, между верхом и низом корпуса петли №1 петли №3 80 90 260-180 270-180 25-10 40-10 1,5 4,0 По штатным приборам
Компенсатор давления, между верхним и нижним днищем 77 Верхнее днище 322-210 Нижнее днище 282-160 42-13 3,5
ГЦН, между петлями № 1 и 2 в неотключаемой холодной части 70 250-220 220-140 35-12 4,0
Схема расположения первичных преобразователей на наружной поверхности КД и на его опоре приведена на рис. 1.
ВК 5 ВК 57-~"J ВК 59— ВК 60
ВК 58 ИТГ 6
^^ ВК 61 ВК 62
В этой первой стадии истечения (примерно 420 с) происходило расхолаживание КД. В остальных объемах первого контура параметры практически не изменялись, за исключением давления. Падение давления (и температуры) теплоносителя в этот период практически линейное (рис. 3).
ВК 65 Дыхательный патрубок
Рис. 1. Расположение первичных преобразователей на наружной поверхности КД и на опоре: ВК - точка измерения температур; ИТГ - точка измерения напряжений и температур
Резкое падение давления в КД во время инцидента привело к объемному вскипанию теплоносителя в нем и, по-видимому, истечению через несевший клапан пароводяной смеси (рис. 2).
Рис. 2. Схема образования парового пузыря над активной зоной
Рис. 3. Давление в 1 контуре при аварийном расхолаживании
На второй стадии температура теплоносителя в КД достигла температуры в петлях и началось расхолаживание всех объемов 1 контура. На этой стадии в КД поступал теплоноситель из главного циркуляционного контура (ГЦК), имевший температуру более низкую, чем температура стенок КД. Падение абсолютных величин напряжений при снижении давления в 1 контуре сопровождалось их изменениями за счет температурной составляющей. Возникли резкие изменения в поведении кривых измеренных на КД напряжений во всех точках. Причем если в некоторых точках (ИТГ 3, 5) отмечалось лишь замедление темпа снижения напряжений, то в других точках (ИТГ 1, 2, 4, 6, 7) наблюдались резкие колебания напряжений вплоть до величин, превышающих по абсолютной величине исходные значения (ИТГ 1, 6, 7, рис. 4). Как видно из рис. 1, эти точки находились в зонах наибольших скоростей изменения температур: ИТГ 1 вблизи трубопровода сброса пара в барботер, ИТГ 6, 7 вблизи дыхательного трубопровода. Различное поведение напряжений в симметричных относительно корпуса КД точках ИТГ 7 и ИТГ 8 при аналогичном ходе температур объясняется различием в этих точках усилий самокомпенсации дыхательного трубопровода. В точке ИТГ 7 преобладают растягивающие напряжения, а в точке ИТГ 8 - сжимающие.
Характерно, что резкое замедление скорости падения температуры теплоносителя в КД начинается одновременно с началом падения температуры стенки КД. В этот период температура теплоносителя в КД превышает температуру в петлях на 10-15 °С. На
рис. 5 температура в точках ВК 37^40 наиболее близко соответствует температуре истекающего теплоносителя. Эта температура значительно ниже температур в других точках. Очевидно, превышение температуры в КД над температурой в петлях вызвано отдачей тепла теплоносителю разогретым металлом корпуса КД.
Т, °С о-10-3, кгс-см"2
а)
T, °С о-10 , кгс-см"
T, °С о-10 , кгс-см
1-2,0
360 320 280
360 2,4 Л К 240
300 2,0 \ \ 200
240 Г/т 160
180 1 1 V 1,2 \ 11/ т 120
120 0,8 1 Д О® 80
60 1 ¡V 0,4 «t * о- 40
0 0
17,45 19,00 21,00 23,00 t
T °с о-10 3, кгс-см"2
17,45 19,00 21,00
23,00
б)
-1,6
г)
Рис. 4. Напряжения и температуры в точках с наибольшими колебаниями напряжений: а - точка ИТГ 1; б - точка ИТГ 6; в - точка ИТГ 7; г - точка ИТГ 8
T, °С
350
ИТГ 4
300
250
200
150
T, °С
350
300
250
200
150
ВК 44
Г, мин
50
100
150
б
Рис. 5. Поведение температур на наружной поверхности КД и на опоре: а -температуры в зоне патрубка сдувки; б - температуры в зоне дыхательного
патрубка
Примерно в это же время в начале второй стадии были открыты быстродействующие редукционные установки сброса пара в атмосферу (БРУ-А). Расхолаживание ГЦК через БРУ-А увеличивало перепад температур между стенкой КД и поступающим в него из ГЦК теплоносителем, что вызывало дополнительные температурные напряжения элементов КД.
После вскипания теплоносителя в контуре произошло выдавливание его части в КД (до полного
заполнения КД), и дальнейшее изменение давления в 1 контуре определялось параметрами вскипающего в нем теплоносителя, пары которого не только уносились через КД в барботер и далее под оболочку, но и собирались под крышкой реактора (рис. 2). Об этом свидетельствует тот факт, что температура крышки реактора спустя 13 ч после непосадки клапана была 200-210°С при температуре остальной части 1 контура 80-90 °С, что возможно только в том случае, когда под крышкой реактора находился бы пар.
Примерно через 1,5 ч от начала аварийного расхолаживания было прекращено расхолаживание через БРУ-А. Это вызвало перелом в ходе кривых изменения температур наружной поверхности КД: падение температур замедлилось и далее скорость падения температур остается практически постоянной (рис. 5). Примерно с этого же момента наблюдалось прекращение резких колебаний напряжений на поверхности элементов КД и уменьшение их значений по абсолютной величине.
За период аварийного расхолаживания уровень напряжений в контрольных точках КД не превысил предела пропорциональности. Максимальные напряжения, зафиксированные в точке ИТГ1, достигли значения а г = = 230 МПа (предел пропорциональности металла КД при температуре 350 °С составляет 300 МПа).
Представляет интерес оценка напряжений на внутренней поверхности в точках КД, соответствующих тем точкам на наружной поверхности, в которых зафиксированы максимальные значения напряжений. Рассматривая стенку сосуда как защемленную по контуру пластинку и принимая напряжения от внутреннего давления на наружной и внутренней поверхностях равными между собой, напряжения на внутренней поверхности можно оценить приближенно по формуле
200
Г, мин
а
0
где а вн и а нар - напряжения соответственно на
внутренней и наружной поверхностях; а - коэффициент температурного расширения; Е - модуль упругости, МПа; ц - коэффициент Пуассона; ДТ - перепад температуры по толщине стенки.
Величину ДТ можно оценить, принимая температуру на внутренней поверхности равной температуре теплоносителя в КД (температуре насыщения по известному давлению). Рассчитанные таким образом максимальные напряжения на внутренней поверхности в точке, соответствующей ИТГ1, составили 532 МПа, а в точке, соответствующей ИТГ2, 328 МПа.
Полученные значения на внутренней поверхности превышают предел текучести металла, однако, учитывая, что на наружной поверхности напряжения не превышают этого предела, а наружные слои металла сосуда препятствуют разрушению внутренних слоев, можно ожидать, что повреждения металла не произойдет. При последующем неразрушающем контроле металла КД ультразвуковым методом (а также внешним осмотром и цветной дефектоскопией) повреждений металла обнаружено не было.
Возникает вопрос о необходимости применения в рассматриваемом режиме расхолаживания через БРУ-А, предусмотренного инструкцией по эксплуатации в расчете на штатную активную зону и на необходимость обеспечения 2-й критической функции безопасности (теплоотвода от активной зоны). Очевидно, что для случая имитационной зоны открытие БРУ-А и увеличение скорости расхолаживания только увеличивает температурные нагрузки на оборудование и не является необходимым. В связи с этим был поставлен вопрос о необходимости внесения в программы испытаний изменений, предусматривающих ограничение открытия БРУ-А в случае возникновения режима непосадки ПК КД при проведении испытаний в период горячей обкатки.
Другой вопрос возник в связи с неготовностью штатной отводящей системы воздушника реактора. Из-за отсутствия возможности дистанционного открытия отводящей системы воздушника реактора, незаконченной монтажом, и опасности выполнения работ непосредственно на реакторе, открытие воздушника было задержано, что привело к повышенным температурным перепадам по реактору (-120 °С при допустимых 50 °С, см. табл. 2).
Обращает на себя внимание высокое значение скорости изменения температуры на патрубке подпитки 1 контура, обусловленное подачей подпиточной воды из баков с температурой 20 °С (см. табл. 1). Аналогичные условия должны возникнуть в случае подачи воды на охлаждение активной зоны из необог-ревамых гидроемкостей САОЗ.
ФГУДП «Атомтехэнерго», г Мытищи
Расчеты показывают, что в режимах разгерметизации 1 и 2 контуров при подаче охлаждающей воды из гидроемкостей САОЗ с температурой 20 °С ресурс работы корпуса обеспечивается в течение 10 лет. Из тех же расчетов следует, что хрупкая прочность корпуса реактора В-320 в режимах с разгерметизацией 1 и 2 контуров обеспечивается на 40 лет при условии: температура борного раствора, подаваемого в корпус реактора из баков запаса, должна быть не менее 55 °С.
В соответствии с межведомственными техническими решениями по вопросу обеспечения хрупкой прочности корпусов серийных реакторов ВВЭР-1000 проекта В-320 был разработан проект гидроемкости системы аварийного охлаждения активной зоны (САОЗ) с обогревом с целью обеспечения температуры борного раствора не менее 55 °С, однако натурные испытания температурных режимов гидроемкости, выполненные на энергоблоке № 1 Ростовской АЭС [3], показали, что обогрев нижней зоны гидроемкости не обеспечивается, очевидно, из-за отсутствия циркуляции и перемешивания борного раствора. Наличие холодной нижней зоны приведет к попаданию холодной воды в реактор при срабатывании гидроемкостей САОЗ. Кроме того, отсутствие циркуляции и перемешивания борного раствора может приводить к наличию разной концентрации раствора в различных зонах гидроемкости, что затрудняет поддержание необходимой концентрации при эксплуатации.
Для обеспечения перемешивания борного раствора в гидроемкостях САОЗ при его прогреве необходимо организовать естественную циркуляцию раствора, либо путем установки внутри емкости специальной обечайки блоков ТЭН типа установленной в КД, либо созданием внешнего контура циркуляции (примененного на Ровенской, Южноукраинской и Запорожской АЭС). Эти работы планируются для всех энергоблоков с ВВЭР-1000.
Проблема подогрева и перемешивания среды должна быть решена и в отношении баков запаса борного раствора систем аварийной подачи борирован-ной воды высокого и низкого давления.
Литература
1. Об аварии на АЭС «Три-Майл-Айленд-2» // Атомная энергия. 1979 Т. 47. Вып. 1,. С. 61-63.
2. Острейковский В.А. Эксплуатация атомных станций. М., 1999.
3. Сааков Э.С., Дерий В.П., Рясный С.И. Особенности ввода в эксплуатацию энергоблока № 1 Ростовской АЭС после длительной консервации // Атомные электрические станции России: Полувековой юбилей: Сб. ст. под общ. ред. О.М. Сараева. М., 2004.
16 февраля 2006 г
