Добавил:
okley
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Предмет:
Файл:Курсовой проект 5 кафедра (спецы 4 курс) / 83_Сборник статей по проекту ВВЭР СКД
.pdf
связано с большой погрешностью вычисления критериев подобия из-за сильного
изменения физических свойств гелия в этой области. Данные работы [19] для
вертикального медного цилиндра (на рисунке не приведены) примерно таким же
образом описываются уравнением (3), если в качестве характерного размера в числах
подобия принять высоту цилиндра. Результаты еще одной работы [9] для вертикальной
цилиндрической поверхности (H = 27 мм) также относятся к турбулентному режиму
естественной конвекции. Для сверхкритической области давлений гелия эти данные
получены при очень низких тепловых потоках q = 4 Вт/м
2
(соответственно
температурных напорах ΔT < 0,05 K), поэтому надежность определения коэффициента
теплоотдачи в таких условиях не могла быть высокой. По этой причине
экспериментальные результаты работы [9] на рис. 5 не представлены. В среднем
опытные данные [9] описываются уравнением (1) для постоянных свойств. Это вполне
закономерно, поскольку в условиях малых изменений температуры внутри
пограничного слоя обычные соотношения однофазного конвективного теплообмена
остаются справедливыми.
Рис. 5. Обобщение опытных данных по теплоотдаче при естественной конвекции гелия
сверхкритических параметров:
– данные [5] (подробно
обозначения см. на рис. 4);
– данные [6] (p = 0,24 – 0,50 МПа;
T
m
= 5,4 – 7,0 K; q = 30 – 1000 Вт/м
2
)
Заметим, что в результате численного расчета турбулентной свободной конвекции
около вертикальной пластины авторы [13] установили закономерности теплоотдачи к
гелию сверхкритических параметров, практически совпадающие с нашими
экспериментальными данными. Рекомендуемая ими обобщенная зависимость
отличается от рассмотренного выше уравнения (3) только числовым значением
константы (0,12 вместо 0,135). Таким образом, предложенное нами эмпирическое
соотношение подтверждено результатами численного моделирования процесса
теплообмена при турбулентной естественной конвекции жидкости с сильно
изменяющимися свойствами.
Режим развитой турбулентной конвекции в сверхкритической области давлений
наступает при числах Релея Ra
∞
∼ 10
10
– 10
11
. При меньших числах Релея реализуются
ламинарный и переходный режимы. Экспериментальные результаты [6, 7, 11] для
горизонтальных цилиндров получены в переходной области чисел Релея, начиная от
значения Ra
∞
≈ 10
7
. К переходному режиму относится также часть данных [8, 10] для
сферы диаметром 31,8 мм. В пределах разброса опытных точек все эти результаты
можно удовлетворительно описать как уравнением (3) (см. например рис. 5), так и
подобным ему соотношением для ламинарного режима
77
15,0
4/1
Ra54,0Nu
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
∞∞
∞
=
ρ
ρ
c
c
с
n
,p
p
, (4)
где n имеет те же значения, что и в уравнении (3).
Для ламинарной естественной конвекции гелия сверхкритических параметров
около вертикальных пластин выполнен ряд расчетных работ [12, 20, 21]. Наиболее
полные расчетно-теоретические исследования, включающие различные типы
граничных условий (T
ст
= const, q
ст
= const), выполнены в МЭИ. На основе этих
исследований в [12, 22] предложены зависимости, которые хорошо обобщают
результаты расчетов теплоотдачи для воды, диоксида углерода, азота и гелия.
В работе [19] отмечено влияние теплофизических свойств материала
теплоотдающей стенки на коэффициент теплоотдачи в турбулентном и переходном
режимах естественной конвекции гелия сверхкритических параметров. Опытные
значения α, полученные для вертикального цилиндра из нержавеющей стали, в области
чисел Ra
∞
≥ 10
13
были приблизительно в три раза ниже, чем для такого же цилиндра из
меди. При уменьшении Ra
∞
различия в интенсивности теплообмена для цилиндров из
разных материалов постепенно уменьшались, а при ламинарном режиме естественной
конвекции полностью исчезали. Можно предположить, что погрешности измерения
температурного напора при использовании стальной поверхности в упомянутых
опытах могли быть значительными. Поэтому надежность таких опытных данных вряд
ли высока.
В другой нашей работе, основные результаты которой были представлены на 14-ой
Международной конференции по криогенной технике, состоявшейся в 1992 г. в Киеве,
и опубликованы в приложении к международному журналу «Cryogenics» [23],
исследовался теплообмен при естественной конвекции сверхкритического гелия в
узких щелевых каналах. Опыты проводились как в условиях стационарного подвода
тепла к теплоотдающей поверхности, так и при ступенчатом набросе тепловой нагрузки
от нулевого уровня.
Рис. 6. Рабочий участок с щелевым каналом:
1 – слой никеля толщиной 1 мкм;
2 – контактная площадка;
3 – ситаловая подложка; 4 – пластина из
текстолита; 5 – короб из оргстекла
Схематическое изображение
рабочего участка экспериментальной
установки, на которой проводились
измерения коэффициента теплоотдачи,
приведено на рис. 6. Греющим
элементом и одновременно термометром
сопротивления рабочего участка была
тонкая (∼ 1 мкм) полоска никеля марки
НО, полученная напылением на
ситаловую подложку толщиной 0,5 мм.
Ширина никелевой полоски составляла
6 мм, а ее длина 40 мм. Рабочий участок
имел специальные контактные площадки
для подвода к нему электрического тока,
который пропускался через напыленный
слой никеля сопротивлением около 4 Ом.
Крепление рабочего участка в гелиевом сосуде криостата осуществлялось таким
образом, чтобы можно было менять ориентацию теплоотдающей поверхности
относительно направления сил тяжести. Одна из сторон ситаловой подложки была
теплоизолирована от гелия пластиной из текстолита толщиной 5 мм, другая вместе с
напыленным слоем никеля и контактными площадками непосредственно омывалась
гелием, находившемся в рабочем объеме криостата.
78
Условия ограниченного объема охлаждающей среды над никелевой полоской
(щель) создавались креплением к ситаловой подложке специального короба из
оргстекла. Короб вместе с поверхностью нагрева образовывал прямоугольный канал,
заполненный гелием. Гелий в криостате сообщался с гелием в щелевом канале только в
торцевых сечениях последнего. Ширина канала была равна 10 мм, его длина
соответствовала длине никелевой полоски (40 мм), а размер щелевого зазора канала d в
разных опытах составлял 1,0; 0,5 и 0,3 мм.
Все опыты, результаты которых описаны ниже, были проведены при давлении в
рабочем объеме криостата 0,25 МПа (p/p
кр
= 1,10). Исследовались режимы
естественной конвекции сверхкритического гелия на вертикальной теплоотдающей
поверхности и на горизонтальной поверхности теплообмена, обращенной греющей
стороной вверх, в условиях большого и ограниченного объема жидкости при
температурах гелия от 4,7 до 10 К. Плотность теплового потока на поверхности нагрева
при стационарном подводе тепла и ступенчатом набросе мощности изменялась от 2000
до 9000 Вт/м
2
.
На рис. 7 приведены данные экспериментов, в которых исследовалось влияние
температуры охлаждающей среды на коэффициент теплоотдачи от вертикальной
теплоотдающей поверхности из никеля, погруженной в большой объем гелия. В этих
опытах тепловой поток на поверхности теплообмена поддерживался постоянным и был
равен 2000 Вт/м
2
. Видно, что при температурах гелия T
∞
, меньших температуры
псевдофазового перехода T
m
(при p = 0,25 МПа T
m
= 5,36 К), коэффициент теплоотдачи
α увеличивается с ростом T
∞
и достигает своего максимального значения при T
∞
≈ T
m
.
Затем при увеличении температуры гелия коэффициент теплоотдачи резко
уменьшается и в дальнейшем слабо зависит от T
∞
.
В опытах с вертикальными щелевыми
каналами в исследованном нами
диапазоне изменения отношения длины
канала l к размеру щели d (l/d = 40 – 133)
не обнаружено влияния размера
щелевого зазора на коэффициент
теплоотдачи, а также каких-либо
существенных различий по сравнению с
данными для большого объема.
Обработка всех опытных данных,
полученных для вертикальных
поверхностей нагрева, в координатах
формулы (3) показала, что это уравнение
с константой 0,085 вместо 0,135
удовлетворительно (с погрешностью
± 30 %) описывает результаты измерений
теплоотдачи от поверхности нагрева из
тонкого слоя никеля на ситаловой
подложке (рис. 8). Некоторое снижение
уровня интенсивности теплообмена по
сравнению с медной поверхностью в
Вт/м
2
T
∞
, К
кПа
Км
Вт
2
⋅
Рис. 7. Зависимость коэффициента
теплоотдачи от температуры жидкости при
стационарной естественной конвекции гелия
около вертикальной поверхности из никеля в
большом объеме
рассматриваемом случае, вероятно, было вызвано влиянием свойств теплоотдающей
стенки на теплоотдачу при турбулентной естественной конвекции, что согласуется с
выводами, сделанными в работе [19].
Как показали эксперименты, для горизонтально ориентированной теплоотдающей
поверхности в большом объеме сверхкритического гелия зависимость коэффициента
теплоотдачи при стационарной естественной конвекции от температуры жидкости T
∞
имеет качественно такой же вид, как и для вертикальной поверхности нагрева (см.
79
рис. 7). И в этом случае уравнение (3) с константой 0,085 также позволяет
удовлетворительно описать полученные экспериментальные данные (рис. 9). При
вычислении чисел Нуссельта и Релея для горизонтальной теплоотдающей поверхности
в качестве линейного масштаба использовалась величина, равная отношению площади
поверхности нагрева F к ее периметру P (b = F/P).
В экспериментах с горизонтальными щелевыми каналами установлено, что во всей
исследованной области температур сверхкритического гелия стационарный
коэффициент теплоотдачи тем выше, чем больше размер зазора щели. Таким образом, в
отличие от вертикальных каналов (см. рис. 8) размер щелевого зазора горизонтального
канала является важным параметром и должен учитываться при обобщении
экспериментальных результатов. Анализ полученных опытных данных показал, что
если использовать величину зазора канала d в качестве определяющего размера в
числах Nu и Ra, то рассматриваемую систему критериев
Рис. 8. Теплоотдача от вертикальной
поверхности нагрева из никеля при
естественной конвекции сверхкритического
гелия в большом объеме и щелевых каналах:
– большой объем; d, мм: – 1,0; – 0,5;
– 0,3 (q = 2000 Вт/м
2
); – 1,0; – 0,5; –
0,3 (q = 6000 Вт/м
2
); уравнение (3) с
константой 0,085
Рис. 9. Теплоотдача от горизонтальной
поверхности нагрева из никеля при
естественной конвекции сверхкритического
гелия в большом объеме: q = 2000 Вт/м
2
;
уравнение (3) с константой 0,085
подобия необходимо дополнить симплексом l/d, который характеризует относительную
длину канала. В результате обработки экспериментальных данных для горизонтальных
каналов с l/d = 40 – 133 получено следующее выражение:
15,0
4/1
75,0
Ra3,3Nu
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∞∞
∞
−
=
ρ
ρ
c
c
d
l
ст
n
,p
p
, (4)
где по-прежнему n = 0,5 при T
∞
≤ T
m
и n = 1 при T
∞
> T
m
. Сопоставление расчетных и
экспериментальных результатов приведено на рис. 10.
В экспериментах со ступенчатым набросом тепловой мощности исследовалась
зависимость перегрева теплоотдающей поверхности ΔT = T
с
– T
∞
от интервала времени
t после наброса тепловой нагрузки q. В качестве примера на рис. 11 приведены
записанные в опытах типичные кривые ΔT = f(t), которые были получены при
q = 2000 Вт/м
2
для вертикальной поверхности в большом объеме гелия с
температурами, изменявшимися от 4,77 до 7,00 К.
15,0
с
,
ρ
ρ
Nu
−
∞
−
∞
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
n
p
p
c
c
Ra
∞
10
4
10
3
10
2
10
11
10
12
10
13
+30 %
–
30 %
15,0
с
,
ρ
ρ
Nu
−
∞
−
∞
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
n
p
p
c
c
Ra
∞
+20 %
–
20 %
3
2
1
10
8
10
9
10
10
10
80
10
5
10
6
10
7
10
8
10
9
10
2
10
3
75,0
15,0
с
,
ρ
ρ
Nu
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
∞
−
∞
d
l
c
c
n
p
p
Ra
∞
+20 %
–
20 %
Рис. 10. Теплоотдача при естественной конвекции сверхкритического гелия в горизонтальных
щелевых каналах:
уравнение (4); обозначение опытных точек см. на рис. 8
Анализ всей совокупности опытных данных по нестационарной теплоотдаче при
естественной конвекции сверхкритического гелия в большом объеме и щелевых
каналах показал, что можно выделить две характерные области температур объема
гелия: первая область, когда температура объема T
∞
близка к температуре
псевдофазового перехода T
m
, и вторая область, когда T существенно превышает T
m
.
∞
При температуре объема гелия,
близкой к T
мс
кПа
Вт/м
2
∞
m
, в начальные моменты
времени после наброса тепловой
нагрузки q наблюдается рост
перегрева теплоотдающей
поверхности. Спустя промежуток
времени порядка 15 – 30 мс перегрев
стенки достигает максимума, а затем
начинает уменьшаться вплоть до
стационарного значения перегрева (в
некоторых режимах после снижения
перегрева снова отмечался слабый
рост ΔT до тех пор, пока не был
достигнут стационарный уровень
теплоотдачи). Значение перегрева
стенки в точке максимума лишь
немного (обычно на 10 – 20 %)
превышает эту же величину в
стационарных условиях.
Рис. 11. Зависимость перегрева теплоотдающей
поверхности от времени при ступенчатом
набросе тепловой мощности (вертикальная
поверхность из никеля в большом объеме гелия)
Сложный характер зависимости ΔT = f(t), очевидно, связан с тем, что в
рассматриваемом случае температура в некоторой области формирующегося вблизи
нагреваемой стенки пограничного слоя близка к T
m
, когда теплофизические свойства
гелия особенно сильно изменяются. Если же температура объема гелия T
∞
существенно
больше T
m
, перегрев теплоотдающей поверхности монотонно увеличивается вплоть до
значения ΔT в стационарных условиях. Характерно, что время выхода на стационарный
режим теплоотдачи слабо зависит от температуры гелия в объеме T
∞
, значения
набрасываемой тепловой нагрузки q и размера зазора щелевого канала d. В среднем оно
составляет примерно 100 мс, за исключением режимов с высокой плотностью
теплового потока q и относительно низким уровнем теплоотдачи, когда перегревы
стенки особенно велики.
При сравнении опытных данных, полученных в нестационарных режимах
теплообмена для вертикальных и горизонтальных поверхностей нагрева, каких-либо
качественных особенностей, связанных с ориентацией поверхности в поле сил тяжести,
81
не обнаружено. Можно только отметить, что вследствие более низких значений
коэффициента теплоотдачи перегревы горизонтально ориентированных поверхностей
при прочих одинаковых условиях несколько выше, чем вертикальных. По этой же
причине выше также и время установления стационарного режима теплоотдачи.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Анализ обширного материала, опубликованного в многочисленных литературных
источниках, позволяет заключить, что особенности теплообмена, наблюдаемые при
сверхкритических давлениях, для разных теплоносителей имеют общий характер и
связаны с сильным изменением свойств теплообменной среды вблизи критической
точки. Это открывает широкие возможности для изучения закономерностей
теплопередачи в околокритической области с помощью моделирующих сред в удобных
для экспериментирования условиях. Применительно к проблеме теплообмена в
перспективных реакторных установках с водой СКД можно указать на необходимость
решения пока еще недостаточно изученных вопросов, включающих в первую очередь:
установление зон ухудшенной теплоотдачи и неустойчивости течения
теплоносителя при сверхкритических давлениях, выработку соответствующих
рекомендаций по определению условий безопасной работы теплообменного
оборудования;
создание методик расчета гидравлического сопротивления и теплообмена при
течении теплоносителя СКД в каналах разной формы, в особенности при продольном
обтекании пучков стержней с неравномерным по их длине и сечению
тепловыделением;
разработку способов интенсификации теплообмена с целью устранения режимов
ухудшенной теплоотдачи, изучение эффективности работы интенсифицирующих
устройств различной конструкции, выбор их оптимальных характеристик;
исследование нестационарных режимов работы теплообменного оборудования при
сверхкритических давлениях для выяснения условий безопасного протекания
переходных тепловых процессов и выработки рекомендаций, направленных на
исключение или минимизацию последствий возможных аварийных ситуаций в ЯЭУ;
анализ условий подобия процессов теплопередачи в энергетическом оборудовании
и теплообменных аппаратах с разными теплоносителями СКД для получения хорошо
обоснованных обобщенных зависимостей, применимых для расчета гидравлического
сопротивления и теплообмена в широком диапазоне изменения режимных параметров;
разработку и верификацию расчетных программ (кодов), учитывающих
особенности течения и теплообмена в тепловыделяющих сборках активных зон ЯЭУ с
водой СКД.
Список литературы
1. Водоохлаждаемые реакторы со сверхкритическими параметрами (ВВЭР СКД) –
перспективные реакторы 4-го поколения / Ю.Г. Драгунов, С.Б. Рыжов,
М.П. Никитенко и др. // Тезисы докладов 5-ой Международной научно-технической
конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР». Подольск. 2007. Подольск.
ФГУП ОКБ «Гидропресс». 2007. С. 20. 21.
2. Кириллов П.Л. Ядерные реакторы на воде сверхкритического давления // Труды 4-
ой Российской национальной конференции по теплообмену. М.: Издательский дом
МЭИ. 2006. Т. 1. С. 231-234.
82
3. Oka Y., Koshizuka S. Supercritical-pressure, once-through cycle light water cooled
reactor concept / Journal of Nuclear Science and Technology. 2001. V.38. No. 12.
P. 1081-1089.
4. McCarty R.D. Thermophysical properties of helium-4 from 2 to 1500 K with pressures to
1000 atmospheres. NBS Technical Note 631. November 1972.
5. Natural convection heat transfer from a vertical plate to supercritical helium / V.I. Deev,
A.K. Kondratenko, V.I. Petrovichev et al // Proc. of the 6th International Heat Transfer
Conference. Toronto. 1978. Nat. Res. Counc. Can. Ottawa. 1978. Vol. 2. P. 205-209. См.
также: Теплоотдача при естественной конвекции гелия сверхкритических
параметров около вертикальной пластины / В.И. Деев, А.К. Кондратенко,
В.И. Петровичев и др. // Теплообмен. 1978. Советские исследования. М.: Наука.
1980. С. 146-154.
6. Klipping G., Kutzner K. Heat transfer from metal to supercritical helium // Liquid Helium
Technology. Bulletin IIF/IIR. Annexe 1966-5. P. 97-107.
7. Heat transfer in helium-1 / B.I Verkin, Yu.A. Kirichenko, S.M. Kozlov, N.M. Levchenko
// Proc. of the 6th International Cryogenic Engineering Conference. Grenoble. 1976. IPC
Science and Technology Press. Guildford. 1976. P. 289-291.
8. Hilal M.A., Boom R.W., El-Wakil M.M. Free convection heat transfer to supercritical
helium // Proc. of the 6th International Cryogenic Engineering Conference. Grenoble.
1976. IPC Science and Technology Press. Guildford. 1976. P. 327-329.
9. Heat transfer to helium in the near-critical region / F. Irie, T. Matshushita, M. Takeo et al
// Advances in Cryogenic Engineering. 1978. V.23. P. 326-332.
10. Hilal M.A., Boom R.W. An experimental investigation of free convection heat transfer in
supercritical helium // International Journal of Heat and Mass Transfer. 1980. V. 23.
No. 5. P. 697-705.
11. Козлов С.М., Легейда Т.И. Исследование теплоотдачи к закритическому гелию в
условиях большого объема // Тепловые процессы в криогенных системах. Сб. научн.
трудов. Киев: Наукова думка. 1986. С. 15-21.
12. Попов В.Н., Яньков Г.Г. Свободная ламинарная конвекция гелия в
сверхкритической области параметров состояния // Теплоэнергетика. 1982. № 3.
С. 14-19.
13. Попов В.Н., Яньков Г.Г. Турбулентная свободная конвекция гелия
сверхкритических параметров состояния // Теплоэнергетика. 1985. № 3. С. 30-35.
14. Будневич С.С., Ускенбаев С. Результаты экспериментального исследования
теплоотдачи к сжиженным газам в сверхкритической области состояний // Известия
вузов. Энергетика. 1972. № 8. С. 63-67.
15. Бесчастнов С.П. Теплообмен при свободной конвекции жидкости сверхкритических
параметров в большом объеме: Автореф. дис. … канд. техн. наук. М. 1974.
16. Протопопов В.С., Шарма Гириш Кумар. Экспериментальное исследование
теплоотдачи от вертикальной поверхности к двуокиси углерода при естественной
конвекции в сверхкритической области параметров состояния // ТВТ. 1976. Т. 14.
В. 4. С. 781-787.
17. Ларсон, Шунхалс. Турбулентная свободная конвекция в воде вблизи критической
точки // Теплопередача. 1966. № 4. С. 81-90.
18. Бесчастнов С.П., Кириллов П.Л., Сайкин А.М. Теплоотдача турбулентной
свободной конвекцией от плоской пластины к СО
2
при закритических давлениях //
ТВТ. 1973. Т. 11. В. 2. С. 346-351.
19. Абрамова А.С., Петровский Ю.В. Влияние теплофизических свойств материала
поверхности на теплоотдачу вертикального цилиндра в условиях естественной
конвекции закритического гелия // ТВТ. 1986. Т. 24. В. 4. С. 710-715.
20. Hilal M.A. Analytical study of laminar free convection heat-transfer to supercritical
helium // Cryogenics. 1978. V. 18. No. 9. P. 545-551.
83
21. Deshpande G.S., Sharma G.K. Theoretical investigation of natural convection heat
transfer to super-critical helium under constant wall heat flux conditions // Indian Journal
of Cryogenics. 1982. V. 7. No. 2. P. 71-79.
22. Яньков Г.Г. Численное моделирование свободной конвекции жидкостей в
сверхкритической области параметров состояния около вертикальной пластины.
Автореф. дис. … канд. техн. наук. М. 1983.
23. Transient subcritical and supercritical helium heat transfer in an open bath and gaps /
V.I. Deev, V.S. Kharitonov, A.N. Savin, K.V. Kutsenko // Proc. of the 14th International
Cryogenic Engineering Conference and International Cryogenic Materials Conference
(ICEC-14, ICMC). Kiev. 1992. Cryogenics. 1992. V. 32. ICEC Supplement. P. 237-240.
84
ПРИМЕНЕНИЕ ЗАЛИВА АКТИВНОЙ ЗОНЫ СПЛАВОМ Pb-Bi
В СЛУЧАЕ АВАРИИ АЭС С ПОТЕРЕЙ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
СВЕРХКРИТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ
Ю.С. Юрьев*, C.И. Морозова*, В.М.Абдулкадыров**, И.А.Чусов**
* ФГУП "ГНЦ РФ ФЭИ" имени А.И. Лейпунского, Обнинск
** Обнинский Технический Университет атомной энергетики, Обнинск
В работе рассмотрена задача повышения безопасности АЭС на сверх-критических
параметрах пара при большой течи паропровода и полной потере теплоносителя.
Показано в первом приближении, что залив активной зоны эвтектическим сплавом Pb-
Bi, а затем залив зеркала сплава водой позволяет снять часть остаточного
тепловыделения. Размещенный заранее внутри корпуса встроенный теплообменник,
погруженный в сплав, снимает оставшееся тепловыделение.
ВВЕДЕНИЕ
Применение паротурбинного цикла на сверхкритических параметрах в тепловой
энергетике широко распространено [1]. Постоянно увеличивается внимание к
возможности создания АЭС на сверхкритических параметрах пара [2 - 4]. Одним из
узких мест таких проектов являются трудности в разработке Систем Безопасности,
которые предназначены для ограничения выхода радионуклидов в объем защитной
оболочки и далее в атмосферу [5].
На АЭС с ВВЭР нового поколения предусмотрены разнообразные системы защиты
и локализации аварии, включающие залив активной зоны водой (раствором борной
кислоты) из специальных гидроемкостей, расположенных в защитной оболочке, а
также работу спринклерных систем и парогенераторов [6].
На АЭС с БН предусматривается встроенный теплообменник, расположенный в
ванне натрия, который включается для аварийного снятия остаточного тепловыделения
[7]. На проектах АЭС с паротурбинным циклом сверхкритических параметров в
контуре рабочее тело находится при давлении до 24 МПа, температура - до 530
о
С [8].
Оценки показывают, что потеря теплоносителя – рабочего тела происходит
достаточно быстро (рис. 1). Температура твэлов слишком высока, чтобы организовать
эффективное охлаждение орошением – заливом сверху [9].
0
5
10
15
20
25
30
0 0,57 1,52 2,7 5,1 6,7 10,9 34,3
t, сек
Р, МПа
0
100
200
300
400
500
600
0 0,57 1,52 2,7 5,1 6,7 10,9 34,3
t, сек
T, °С
Рис. 1. Изменение температуры и давления пара в первом контуре АЭС на сверхкритических
параметрах при разрыве паропровода и срабатывании аварийной защиты
(Ду400; N
0
=3000 МВт; V=100 м
3
).
85
В этих условиях оказывается целесообразным поиск схем СБ с использованием
залива осушенной активной зоны эвтектическим сплавом тяжелых теплоносителей Pb-
Bi из верхней емкости, расположенной в объеме защитной оболочки или вне ее (рис. 2).
Предполагается далее обычный залив реактора водой и теплосъем с «зеркала» сплава.
Максимальный тепловой поток при этом соизмерим со значением критического
теплового потока, достигаемого в большом объеме. По оценкам [10], он составляет ~ 1
МВт/м
2
. При площади зеркала сплава ~ 10 м
2
это приводит к значению снимаемой
сверху максимальной мощности ~ 10 МВт. При номинальной мощности реактора 3000
МВт это составляет всего ~ 0,3 %. Такой уровень остаточного тепловыделения
соответствует времени после аварии ~ 40 суток. Естественно, необходимым элементом
предполагаемой СБ является поэтому встроенный теплообменник, размещенный в
верхней части корпуса реактора и заливаемый сплавом в аварийной ситуации потери
теплоносителя (рис. 2).
Ниже представлены результаты расчетной оценки работы этой СБ.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
1
6
7
Рис. 2. Система расхолаживания реактора при потере теплоносителя:
1 – разрыв паропровода и выход пара в объем контейнмента (2);
2 – контеймент; 3 – шахта; 4 – встроенный аварийный теплообменник;
5 – трубопроводы подачи и отвода охладителя в теплообменник;
6 – подача сплава Pb-Bi; 7 – подача воды на зеркало расплава;
8 – слой кипящей воды; 9 – объем Pb-Bi
86
Соседние файлы в папке Курсовой проект 5 кафедра (спецы 4 курс)