Создание методики расчета активности пара ТН второго контура моноблочного ПГА ЯЭУ

Работа из раздела: «Физика и энергетика»

'Создание методики расчета активности пара ТН второго контура моноблочного ПГА ЯЭУ'

парогенерирующий эжектор змеевик шахта

Реферат

Отчет 84 с., 1 ч., 24 рис., 13 табл., 10 источников, 2 прил.

Моноблочный парогенерирующий агрегат, змеевиковый кассетный парогенератор, змеевиковый парогенератор, активность пара второго контура.

Цель работы - создание методики расчета активности пара второго контура моноблочного парогенерирующего агрегата ядерной энергетической установки плавучей атомной электростанции.

В работе дано обоснование допустимой активности пара второго контура. Создана методика расчета активности пара второго контура, применимая к змеевиковым кассетам парогенератора. Выполнены расчеты активности пара второго контура для змеевикового кассетного парогенератора, а также для парогенератора с навивкой змеевиков вокруг шахты активной зоны.

В результате работы даны рекомендации по минимально допустимому расстоянию от активной зоны до парогенератора.

The purpose of the work is to create a method of calculating the activity of steam in the second monoblock's contour of nuclear reactor's steam-generating unit on floating nuclear power plant.

The paper presents a valid justification for the activity of a steam of second circuit. Method of calculating the activity of a steam of second circuit, with respect to the steam generator coil cartridges, was created. Calculations of the activity of a steam of second circuit for a coiled steam generator cassette, as well as a steam generator with coils wound around the shaft of the core, is made.

As a result recommendations on minimum distances from the core to the steam generator are given.

Содержание
Нормативные ссылки
Определения
Обозначения и сокращения
Введение
1. Описание ядерной энергетической установки

1.1 Ядерная паропроизводящая установка (ЯППУ)
1.2 Паротурбинная установка (ПТУ)

2. Расчет моноблочного парогенерирующего агрегата (ПГА)

2.1 Описание конструкции парогенерирующего агрегата
2.2 Описание конструкции парогенератора
2.3 Расчет активной зоны (АЗ)
2.4 Расчет геометрических размеров эжекторов
2.5 Определение допустимых размеров парогенератора (ПГ)
2.6 Расчет кассеты ПГ

3. Обоснование допустимой активности пара второго контура
4. Расчет активности пара второго контура

4.1 Понятие о наведенной активности
4.2 Активация теплоносителя (рабочего тела) второго контура в змеевиковых кассетах ПГ

4.2.1 Особенность геометрии расчетных участков змеевиков в кассете
4.2.2 Алгоритм расчета концентрации радиоактивных ядер азота в теплоносителе (ТН) второго контура в первом витке змеевика
4.2.3 Анализ результатов расчета первых змеевиков

4.3 Расчет концентрации радиоактивных (р/а) ядер азота теплоносителя второго контура в опускных трубах змеевикового кассетного ПГ

4.3.1 Алгоритм расчета концентрации р/а ядер азота теплоносителя второго контура в опускных трубах
4.3.2 Алгоритм расчета концентрации р/а ядер азота в ТН второго контура на входе в змеевики ПГ
4.3.3 Результаты расчета концентрации радиоактивных ядер азота теплоносителя второго контура на входе в змеевики ПГ

4.4 Расчет изменения концентрации радиоактивных ядер азота теплоносителя второго контура по высоте змеевикового кассетного ПГ

4.4.1 Алгоритм расчета изменения концентрации радиоактивных ядер азота теплоносителя второго контура по высоте ПГ
4.4.2 Результаты расчета концентрации радиоактивных ядер азота в теплоносителе второго контура по всей высоте ПГ

4.5 Определение действительной активности пара второго контура для змеевикового кассетного ПГ при мощности реактора 150 МВт

5. Расчет активности пара второго контура в змеевиковом ПГ

5.1 Расчет змеевикового ПГ
5.2 Алгоритм расчета активности пара второго контура в змеевиковом ПГ

5.2.1 Алгоритм расчета концентрации р/а ядер азота ТН второго контура в опускных трубах
5.2.2 Алгоритм расчета концентрации р/а ядер азота в ТН второго контура на входе в первый виток змеевика
5.2.3 Алгоритм расчета концентрации радиоактивных ядер азота в ТН второго контура в одном витке змеевика

5.2.4 Результаты расчета активности пара второго контура по всей высоте змеевикового ПГ
5.3 Определение действительной активности пара второго контура для принятой геометрии при мощности реактора 150 МВт
5.4 Сравнение наведенной активности пара второго контура в различных компоновках ПГ

Заключение
Список использованных источников
Приложение А

Нормативные ссылки

В дипломной работе использованы следующие стандарты:

ГОСТ 7.32-2001 Система стандартов по информации, библиотечному и издательскому делу. Отчет о научно-исследовательской работе. Структура и правила оформления.

ГОСТ 22897-86 Трубы бесшовные холоднодеформированные из сплавов на основе титана.

СП 2.6.1.2523-09 Нормы радиационной безопасности (НРБ-99/2009).

Определения

В настоящей дипломной работе применяют следующие термины с соответствующими определениями:

Активная зона ядерного реактора - часть ядерного реактора, содержащая ядерное топливо, в которой происходит управляемая цепная реакция деления ядер тяжелых изотопов урана или плутония.

Активность - число радиоактивных распадов в единицу времени на единицу массы вещества.

Кампания ядерного реактора - время работы реактора с одной и той же загрузкой ядерного топлива.

Кипящий водо-водяной реактор - тип корпусного водо-водяного ядерного реактора, в котором пар генерируется непосредственно в активной зоне и направляется в турбину.

Моноблочный парогенерирующий агрегат - устройство, в котором активная зона, парогенераторы и компенсаторы объема расположены внутри общего прочного корпуса.

Наведенная активность - это активность веществ, возникающая под действием облучения их ионизирующим излучением, как правило нейтронами.

Парогенератор - аппарат или агрегат для производства водяного пара, используемого в качестве рабочего тела, поступающего в турбину для приводов электрогенератора.

Плавучая атомная электростанция - российский проект по созданию мобильных плавучих атомных электростанций малой мощности, разрабатываемый Федеральным агентством по атомной энергии России, предприятием ОАО 'Балтийский завод', ОАО 'Малая энергетика' и прочими организациями [1].

Питательная вода - вода, подаваемая в контур (контура) ядерной энергетической установки для восполнения расхода воды.

Теплоноситель - жидкое или газообразное вещество, проходящее через активную зону реактора и воспринимающее от нее тепло, выделяющееся в результате реакции деления ядер.

Удельная энергия связи - это часть энергии связи, приходящаяся в среднем на один нуклон ядра.

Ядерный реактор - устройство, предназначенное для организации и поддержания управляемой цепной реакции деления ядер.

Обозначения и сокращения

АЗ - активная зона;

АЭС - атомная электростанция;

БЗ - биологическая защита;

БМВЗ - бак металло-водной защиты;

ВВ - взрывчатые вещества;

ВВРК - водо-водяной реактор кипящий;

ВВЧ - вода высокой чистоты;

ГБП - генератор бытового пара;

ГК - главный конденсатор;

ГТ - главная турбина;

ДОУ - дистиляционно-опреснительная установка;

ДУУ - дроссельно-увлажнительное устройство;

ЕЦ - естественная циркуляция;

ИОФ - ионообменный фильтр;

ИУ - испарительная установка;

КН - конденсатный насос;

КО - компенсатор объема;

КТФ - контур теплофикации;

ОН - охлаждающий насос;

ПВ - питательная вода;

ПВД - подогреватель высокого давления;

ПГ - парогенератор;

ПГА - парогенерирующий агрегат;

ПЛАЭС - плавучая атомная электростанция;

ПН - питательный насос;

ППВВД - подогреватель питательной воды высокого давления;

ППУ - паропроизводящая установка;

ПТУ - паротурбинная установка;

р/а - радиоактивный;

РУК - регулятор уровня в конденсаторе;

РУД - регулятор уровня в деаэраторе;

см. - смотри;

СУЗ - система управления и защиты;

СЯЭУ - судовая ядерная энергетическая установка;

ТВД - турбина высокого давления;

ТНД - турбина низкого давления;

ТГ - турбогенератор;

ТВЭЛ - тепловыделяющий элемент;

ТО - теплообменник;

ТН - теплоноситель;

ТПН - турбопитательный насос;

ТЦНГК - турбинный циркуляционный насос главного конденсатора;

ЦНПК - циркуляционный насос первого контура;

ЦН3К - циркуляционный насос третьего контура;

ЦН4К - циркуляционный насос четвертого контура;

ЦНГК - циркуляционный насос главного конденсатора;

ЯЭУ - ядерная энергетическая установка;

ЯР - ядерный реактор;

ЯППУ - ядерная паропроизводящая установка.

Введение

Дальнейшее развитие северо-восточных регионов России ставит вопрос об обеспечении их энергетическими ресурсами, учитывая, что огромные расстояния не позволяют подсоединить их к единой энергосистеме России. Наиболее целесообразным в этих условиях является строительство атомных электростанций, как плавучих, так и наземных.

Использование атомной энергии для производства тепловой и электроэнергии позволит:

- отказаться от использования для этих целей дефицитного и дорогого органического топлива и сократить его доставку в северные районы страны;

- улучшить экологическую обстановку этих районов, исключив загрязнения окружающей среды продуктами сгорания органического топлива;

- улучшить условия проживания в районах освоения.

В основном требуются атомные электростанции малой мощности (до 20000 кВт электрических), но для ряда северных районов Восточной Сибири и Дальнего Востока необходимы плавучие атомные электростанции повышенной мощности.

В настоящее время уже ведется проектирование и строительство подобных плавучих атомных электростанций. Это проектирование опирается на опыт изготовления морских блочных установок, которые хорошо зарекомендовали себя при тепловых мощностях ЯППУ равных 100 - 200 МВт. Однако в перспективе целесообразно рассмотреть возможность использования моноблочных (интегральных) парогенерирующих агрегатов.

Одним из главных достоинств применения моноблочных ПГА является возможность применения струйных средств циркуляции (пароводяных эжекторов), что позволяет отказаться от циркуляционных насосов 1 контура и существенно повышает надежность установки.

К недостаткам моноблочных ПГА следует отнести повышенную наведенную активность пара второго контура, величина которой существенно зависит от расстояния между активной зоной и парогенерирующей поверхностью. Этот радиоактивный пар, конденсируясь в конденсаторе, скапливается в скопе конденсата и может дать значительную дозу радиации на поверхности конденсатора, а также на местах несения вахтенной службы в паротурбинном отделении.

На кафедре энергетики СПБГМТУ были созданы методики расчета активности пара для прямотрубных кассетных ПГ и змеевиковых ПГ. Поэтому целью данной дипломной работы является создание методики расчета активности пара второго контура моноблочного ПГА ЯЭУ со змеевиковыми кассетными парогенераторами.

1. Описание ядерной энергетической установки

В данной дипломной работе рассматривается ядерная энергетическая установка с двумя моноблочными ПГА мощностью каждый 150 МВт, что обеспечивает мощность на клеммах турбогенераторов 60 000 кВт и тепловую мощность контура теплофикации - 60 000 кВт.

1.1 Ядерная паропроизводящая установка (ЯППУ)

ЯППУ (см. рисунок А.1) состоит из двух парогенерирующих агрегатов (ПГА) с кипящей АЗ. Циркуляция ТН осуществляется за счет применения струйных устройств.

Подробное описание ПГА приводится в разделе 2.

Система компенсации объема теплоносителя

Система предназначена для компенсации изменения объема ТН, заполняющего 1 контур ЯППУ при изменении его температуры, и поддержания его давления в заданных пределах. Применение кипящей АЗ позволяет использовать комбинированную систему КО:

- газовая - для пуска установки в действие и ее разогрева;

- паровая (подушка в корпусе моноблока) - позволяет поддерживать давление постоянным за счет конденсации пара или вскипания воды на рабочих режимах без потребления электроэнергии.

При заполнении теплоносителем моноблока, он соединен с газовой системой КО. Заполняется ПГА полностью до появления ТН из самых верхних точек системы газоудаления. Точка отбора ТН в газовый КО совпадает с нормальным положением уровня, поэтому в процессе разогрева весь избыточный ТН перейдет в водяной баллон КО. Как только по этому трубопроводу пойдет пар, газовая система отключается и ПГА переходит на паровую систему КО.

Имеющаяся во внешних корпусах КО вода 1 контура, поджатая газом до рабочего давления, может быть использована для проливки АЗ в случае разгерметизации ПГА, что существенно повышает надежность установки при возможных проектных авариях.

Система расхолаживания через 2 контур

Расхолаживание установки производится по нескольким независимым каналам. Использование моноблочной установки позволяет легко отвести остаточное тепловыделение к рабочей среде 2 контура в ПГА. Это является основным каналом расхолаживания. Отвод теплоты от ПГ осуществляется генерируемым паром в конденсатор расхолаживания. Подача питательной воды в ПГ осуществляется питательным насосом из цистерны запаса питательной воды или из деаэратора, в который она подается конденсатными насосами, подающими конденсат от конденсатора расхолаживания. Имеются 2 конденсатора расхолаживания, каждый со своими подсистемами, которые размещаются в отдельных отсеках за соответствующими переборками. Полная автономность подсистем правого и левого борта позволяет рассматривать их как два отдельных канала расхолаживания. Третьим каналом является система, обеспечивающая теплоотвод при работе теплообменника системы очистки 1 контура.

Система очистки и расхолаживания ЯППУ

Система предназначена для удаления осколочной активности при разгерметизации ТВЭЛ, а также для снятия остаточных тепловыделений в процессе длительного расхолаживания ЯППУ. В состав системы входят: один регенеративный теплообменник, два циркуляционных насоса (один резервный) и ИОФ с холодильником фильтра.

В режиме очистки ТН забирается из моноблока, проходит регенеративную секцию теплообменника, охлаждаемую потоком ТН идущего в ПГА, где его температура снижается до 100 °С, затем через секцию теплообменника, охлаждаемую водой 3 контура, где охлаждается до 50 °С, и циркуляционным насосом подается в ИОФ. После фильтра вода нагревается в регенеративной секции ТО и поступает в ПГА.

В режиме расхолаживания клапан к ИОФ закрыт, а ТН после теплообменников подается непосредственно в ПГА. Съем теплоты от теплообменника производится водой 3 контура при работе насосов 3 контура и холодильника 3-4 контура.

Система автономного расхолаживания

Эта система предназначена для расхолаживания ПГА при обесточивании установки. Первое время (около одного часа) расхолаживание идет через ПГ, причем пар травится через бак-барботер в атмосферу. Пополнение ПГ идет из цистерны автономного расхолаживания за счет вытеснения воды сжатым воздухом.

Для длительного расхолаживания в данной установке применен воздушный теплообменник по второму контуру (отводит около 1% тепла).

Система подпитки

Система предназначена для восполнения незначительных утечек ТН. Вода высокой чистоты (ВВЧ) подается двумя плунжерными насосами в первый контур, при необходимости пропускается через ИОФ. Насосы развивают напор до 20 МПа. Этими же насосами можно подавать жидкий поглотитель (LiOH) в АЗ реактора для его надежного глушения в случае зависания компенсирующих решеток.

Система проливки АЗ

При авариях, связанных с разрывом трубопровода 1 контура, принудительная циркуляция через АЗ прекращается, а истечение теплоносителя через сечение разрыва может привести к оголению АЗ и ее последующему расплавлению. Расчеты показывают, что система подпитки не справляется с такими течами.

Система проливки АЗ служит для предотвращения расплавления АЗ реактора в случае проектно-возможной аварии (разгерметизации одного из трубопроводов 1 контура). Система должна обеспечить подачу воды в ПГА в объеме, необходимом для снятия остаточных тепловыделений, что предотвращает оголение АЗ. Состоит из трех высоконапорных аварийных проливочных насосов (один резервный), каждый производительностью 10 м?/час и напором 10 МПа. Подключение насосов производится после израсходования воды из внешних КО. Насосы работают каждый на свою петлю. По сигналу уровня воды в моноблоке вводятся в действие два насоса, подающих воду в реактор из цистерны запаса питательной воды по двум автономным магистралям. В случае выхода из строя одного из насосов, - включается третий насос, с подключением его к магистрали не запустившегося насоса. При падении давления в 1 контуре ниже 3,5 МПа, насосы системы проливки могут быть отключены, и подача осуществляется резервным питательным насосом.

Система охлаждения активного оборудования (3 контур)

Данная система предназначена для охлаждения оборудования, работающего в зоне высоких нейтронных потоков (теплообменник системы очистки и расхолаживания, бак метало-водной защиты, приводы СУЗ, подвески ионизационных камер и т.д.). Охлаждающей средой служит вода высокой чистоты. Третий контур ввиду малой наведенной активности ТН не требует специальной БЗ.

Система состоит из 3 насосов (один - резервный); теплообменника 3/4 контура; ИОФ, снижающего примесную активность; цистерны запаса питательной воды 3 контура, которая является одновременно дыхательной емкостью.

Система охлаждения неактивного оборудования (4 контур)

В целях отвода тепла от 3 контура служит система охлаждения неактивного оборудования или 4 контур, ТН которого является забортная вода. Прием и слив забортной воды осуществляется через кингстон.

Система снижения аварийного давления в защитной оболочке

При повышении избыточного давления в реакторном или аппаратном помещении защитной оболочки до 0,5 МПа, срабатывают предохранительные диафрагмы, установленные на конструкциях, разделяющих оболочку и специальный коффердам, где расположена специальная цистерна с холодной водой. Паровоздушная смесь по каналам направляется в эту цистерну, барботируя через коллектор.

Использование системы снижения аварийного давления позволило снизить внутреннее давление до 0,5 МПа за счет интенсивной конденсации пара в барботажной цистерне. Снижение давления позволяет существенно уменьшить толщину стенок защитной оболочки, ее массу и величину возможных утечек из оболочки в случае максимальной проектной аварии.

Система вентиляции

Системы вентиляции помещений ЯППУ предназначены для выполнения следующих функций:

- предотвращение распространения радиоактивных газов и аэрозолей в другие помещения ПЛАЭС и окружающую среду;

- обеспечение требуемых санитарно-гигиенических условий для работы обслуживающего персонала, технического оборудования, системы контроля и управления;

- поддержание необходимого разряжения в помещениях ЯППУ;

- создание условий для проведения ремонтных и перегрузочных работ.

Для выполнения этих функций в составе систем вентиляции помещений ЯППУ предусматривается:

- система вентиляции помещений защитного ограждения;

- система вентиляции помещений 1 категории;

- система вентиляции помещений 2 категории;

- система вентиляции помещений 3 категории;

- система подачи воздуха к пневмокостюмам.

Системы вентиляции помещений ЯППУ проектируются для работы на всех эксплуатационных режимах.

Учтены также 'Временные радиационно-гигиенические требования к проектированию и строительству атомных станций электроснабжения', предъявляющие наиболее жесткие требования к разряжению в помещениях ЯППУ и к очистке воздуха.

Эти требования включают:

- разряжение в помещениях 1 категории - 400-500 Па (40-50 мм Н₂О);

- разряжение в помещениях 2 категории - 100-300 Па;

- разряжение в помещениях 3 категории - 50 Па;

- воздух, удаляемый из помещений 1 и 2 категории ЯППУ должен очищаться от радиоактивных аэрозолей и йода.

1.2 Паротурбинная установка (ПТУ)

В ПТУ (см. рисунок А.2) установлено 2 турбогенератора мощностью по 30000 кВт, приводом каждого из которых является двухкорпусная турбина с промежуточной сепарацией пара. От ТВД производим отбор пара на 1 ступень подогревателя питательной воды высокого давления. За ТВД расположен сепаратор пара, после которого производится отбор пара на 2 ступень ППВВД и на деаэратор. После пар поступает на ТНД, где расширяется и идет в ГК.

К числу основных систем относятся:

- система пара;

- конденсатно-питательная система;

- система охлаждения главного конденсатора.

Основными потребителями пара являются:

- турбогенераторы;

- вспомогательные турбины ПН и ЦНГК;

- генераторы бытового пара, вырабатывающие пар в системе бытового потребления;

- пароструйные эжекторы, используемые для отсоса паровоздушных смесей из конденсаторов.

Кратковременное уменьшение мощности ПТУ возможно без изменения паропроизводительности ППУ за счет стравливания избытка пара в конденсатор через дроссельно-увлажнительное устройство (ДУУ). Частые изменения мощности ЯР не желательны, т.к. они приводят к изменению температуры корпуса реактора и к возникновению малоцикловой усталости корпуса ЯР. Наличие ДУУ позволяет в маневренных режимах работы ЯЭУ сохранить ее мощность постоянной, что создает более надежные условия работы АЗ и ЯР в целом.

Конденсатно-питательная система

Каждый ТГ имеет свой конденсатор с двумя КН с электроприводом. Конденсат прокачивается через холодильники эжекторов, при этом система регулирования уровня в конденсаторе обеспечивает необходимый расход через холодильники эжекторов на всех режимах работы. Весь расход 2 контура проходит через ИОФ для удаления растворимых примесей в воде, особенно ионов хлора. После ИОФ конденсат поступает в деаэратор, общий для всей ПТУ. Нагрев ПВ в деаэраторе осуществляется паром, отработанным в турбинах вспомогательных механизмов (ТПН и ТЦНГК), при нехватке - сепарированным паром второго отбора. Из деаэратора ПВ прокачивается двумя ПН с турбоприводом, подается на 2 секции ПВД и далее к ППУ.

Обогрев ПВД₂ осуществляется паром отбора от сепаратора (а ПВД₁ от ТВД). Конденсат греющего пара с ПВД поступает в деаэратор.

Конденсатор предусматривает прием отработанного пара из турбины, а также охлажденного пара из ДУУ.

Система охлаждения главного конденсатора

Для охлаждения конденсатора используются 3 ЦНГК с турбоприводом, один из которых является резервным. Отработанный в ТПН и ТЦНГК пар используется для подогрева воды в деаэраторе.

2. Расчет моноблочного парогенерирующего агрегата (ПГА)

2.1 Описание конструкции парогенерирующего агрегата

Схему конструкции моноблочного ПГА смотри на рисунке А.3.

Корпус ПГА

Корпус представляет собой вертикальный цилиндрический сосуд с эллиптическим днищем и плоской крышкой. На его материал одновременно действуют температура, высокое давление, коррозионная среда, нейтронное и г-излучение. Материалом корпуса является низколегированная сталь 48ТС, обладающая высокой термической и коррозионной стойкостью. Вся внутренняя часть корпуса покрыта наплавкой из легированной стали Х18Н10Т.

Корпус состоит из цилиндрической обечайки, крышки, днища. Наружный диаметр цилиндра корпуса равен 2,57 метра, высота корпуса 5,85 метра.

Эллиптическое днище приваривается к цилиндрической обечайке. Качество шва контролируется ультразвуковой и рентгенографической дефектоскопией.

Крышка ПГА состоит из двух частей:

- внутренняя - крышка, которая используется в случае перегрузки АЗ;

- внешняя - крышка, используемая в случае ремонта и замены ПГ.

Внешняя крышка имеет в себе крепление для несущей обечайки корзины АЗ и отверстия под коллекторы ПВ и пара 2 контура. Внешняя крышка крепится к корпусу при помощи сварки.

Внутренняя крышка крепится к внешней крышке при помощи клиновых затворов.

Крышка изготавливается из того же материала, что и обечайка с днищем. Корпус реактора после сборки проходит гидравлические испытания на давление, превышающее рабочее.

АЗ, корзина АЗ и несущая обечайка

В нижней части моноблока расположена АЗ, в которой выделяется тепловая энергия, передаваемая теплоносителю.

АЗ имеет высоту 1200 мм и физический диаметр 1445 мм, состоит из 121 кассет, в каждой из которых находится 61 ТВЭЛ. В качестве ядерного топлива используется металлокерамическое топливо UAl₃+силумин.

Корзина АЗ и несущая обечайка предназначена для крепления АЗ в корпусе моноблока. Корзина АЗ держится на несущей обечайке и фиксируется от перемещений при помощи плиты с кремальерным затвором. Несущая обечайка держится на внешней крышке ПГА при помощи штифтов.

К днищу корзины АЗ крепится специальная плита с щелевыми фильтрами, которые защищают ТВЭЛы от взвешенных в ТН частиц.

Экраны тепловой защиты

АЗ имеет боковые и нижние экраны тепловой защиты. Экраны уменьшают потоки нейтронов на корпус реактора, которые вызывают в металле радиационный наклеп, приводящий металл к малоцикловой усталости и последующим разрушениям. Экраны предохраняют корпус реактора от дополнительных термических напряжений, вызывающих неравномерное поглощение г-излучения в нем.

Боковые экраны расположены по радиусу вокруг корзины АЗ и установлены на специальных кницах, приваренных к корпусу. Экраны дистанционируются друг от друга при помощи специальных штифтов.

Кассета ВВРК

Тепловыделяющая кассета имеет круглую форму, образованную корпусом кассеты, толщиной 1,2 мм. Кассета содержит 61 ТВЭЛ диаметром 10,5 мм. Зазор между ТВЭЛами принят 3 мм, который обеспечивает приемлемую скорость ТН, W = 1,37 м/с.

В рассматриваемом моноблоке принято число кассет АЗ - 121, размером под ключ 115 мм. Кассеты размещены в обечайке диаметром 1620 мм.

Органы регулирования

В процессе эксплуатации реактора Уран-235 выгорает, а в АЗ накапливаются осколки деления, что приводит к постоянному снижению способности реактора поддерживать цепную реакцию (снижение коэффициента размножения нейтронов).

В начальный период работы реактора он будет обладать избыточной реактивностью, которая будет компенсироваться выгорающим поглотителем и компенсирующими решетками (одна центральная, две средние и две периферийные). Каждая решетка состоит из 30-40 стержней и имеет свою тягу, выведенную за пределы корпуса через крышку.

При изменении реактивности в процессе кампании (разогрев реактора, стационарное накопление ксенона) решетка постоянно перемещается по высоте АЗ.

Для экстренной остановки реактора используют стержни аварийной защиты (4 группы по 4 стержня в каждой).

2.2 Описание конструкции парогенератора

В дипломной работе выбран прямоточный змеевиковый кассетный парогенератор (см. рисунок А.4). Змеевики ПГ в количестве 15 штук навиты на обечайку, разграничивающую полости эжектора и непосредственно ПГ.

Трубная система расположена на 0,8 м выше верхней точки АЗ, во избежание высокой наведенной активности пара. Она состоит из 84 трубок, 12?1,4 мм, выполненных из титанового сплава Трубки приняты по ГОСТ 22897-86. Все трубки разбиты на 52 секции (52 секции по 21 трубке), которые объединены в 4 коллектора по воде и пару. Подвод питательной воды в каждой секции осуществляется по трубкам, проходящим в зазоре между наружной обечайкой ПГ и корпусом ПГА.

Секционный коллектор по ПВ выполнен в виде трубки 32?4 мм. К ней привариваются переходные трубки 8?1 мм, в которые устанавливают дросселя для устранения пульсации расхода по трубкам ПГ. Секционные трубы отвода пара 52?6 мм собраны в отдельных паровых коллекторах. На секционных трубках установлены резьбопаяные переходники для соединения титановых трубок с нержавеющими трубками.

Пароводяные струйные аппараты (эжекторы)

Струйные аппараты служат для превращения энергии пара в движущий напор. Пар, поступающий в сопловой аппарат, разгоняется до высоких скоростей (происходит превращение потенциальной энергии в кинетическую). Далее в камере смешения соединяется с подсасывающей водой, конденсируется, и затем в диффузоре происходит переход кинетической энергии в движущий напор.

В рассматриваемой схеме установлено 32 эжекторов, расположенных вокруг несущей обечайки корзины АЗ и закрепленных на верхней несущей плите.

Путь теплоносителя

ТН - вода с температурой 310 °С поступает на вход в кассету АЗ. Поднимаясь вверх нагревается до кипения, кипит и с массовым паросодержанием 8,2 % выходит из АЗ.

В подвесках кассет, где установлены центробежные сепараторы, вода отбрасывается к стенкам и через отверстие выходит в межкассетное пространство.

Оттуда через отверстия в нажимном цилиндре и несущей обечайке поступает в камеру над несущей плитой ПГ. Далее ТН проходит между змеевиками ПГ, отдавая ему свою теплоту, и собирается в пространстве под ПГ с температурой 295?С.

Пар выходит из центральных отверстий подвесок и собирается под крышкой реактора, выполняя роль рабочего тела КО.

Оттуда он поступает в подводящую трубу соплового аппарата эжектора, где разгоняется. Теплоноситель из пространства под ПГ подсасывается в камеру смешения и конденсирует пар, что приводит к переходу тепловой энергии в кинетическую. В диффузоре кинетическая энергия превращается в напор. Выход ТН из диффузора расположен под нижней плитой ПГ. ТН омывает тепловые экраны и через щелевой фильтр проходит на вход в кассеты АЗ.

2.3 Расчет активной зоны (АЗ)

Для нахождения теплофизических характеристик АЗ реактора производим расчет по программе 'MARS', разработанной на кафедре Энергетики СПбГМТУ. Целью теплового расчета АЗ является определение: размеров АЗ (высота, диаметр), диаметра ТВЭЛов, размера каналов, числа каналов; то есть получение всех необходимых данных для конструирования ЯР. Исходные данные и результаты теплового расчета смотри на рисунке 1.

Целью физического расчета АЗ является определение загрузки и обогащения горючего, вычисление нейтронно-физических констант АЗ. Исходные данные и результаты физического расчета приведены на рисунке 2.

Определение диаметра обечайки АЗ

Исходя из компоновки АЗ минимальный диаметр АЗ d_аз = 1520 мм [2].

Учитывая слой воды Д_H₂_O = 50 мм, внутренний диаметр защитной обечайки найдется по формуле (2.3.1):

D_{внут. з. об}= d _аз + 2 · Д_H₂_O, мм. (2.3.1)

Т.е. диаметр защитной обечайки будет равен D_{внут. з. об}=1620 мм.

Толщину обечайки принимаем Д_{защ об} = 10 мм, зазор до обечайки АЗ е = 15 мм.

Рисунок 1 - Исходные данные и результаты теплового расчета АЗ.

Рисунок 2 - Исходные данные и результаты физического расчета АЗ.

Внутренний диаметр обечайки АЗ определиться по формуле (2.3.2):

, мм. (2.3.2)

D_{внут. об. аз}= 1670 мм.

Принимаем толщину обечайки Д_{об аз} = 30 мм. Отсюда определится наружный диаметр АЗ:

D_{нар аз}= D_{внут об аз}+ 2 · _Д_{об аз}, мм. (2.3.3)

Он будет равен D_{нар аз}= 1730 мм.

Зазор между обечайкой АЗ и несущей обечайкой принимаем д = 15 мм, толщину несущей обечайки Д_{нес об}= 40 мм.

Следовательно, наружный диаметр несущей обечайки найдется по формуле (2.3.4):

d_{нар нес об}= D_{нар аз}+ 2·д + 2·Д_{нес об}, мм. (2.3.4)

Т.е. он будет равен d_{нар нес об}= 1840 мм.

2.4 Расчет геометрических размеров эжекторов

Для нахождения геометрических размеров эжекторов принимаем число эжекторов n_эж = 32.

Расход ТН через АЗ составляет G_аз = 719 кг/с, следовательно, расход ТН через один эжектор равен G_эж= 22,5 кг/с.

Принимаем скорость ТН на выходе из диффузора эжектора щ = 3,5 м/с.

Тогда, при удельном объеме ТН равном х = 0,0011 м?/кг [3], площадь проходного сечения из диффузора эжектора (максимальный размер эжектора) будет следующей:

, м². (2.4.1)

м².

Отсюда внутренний диаметр эжекторов равен d_{вн. эж.}= 105 мм, наружный диаметр эжекторов - d_{нар эж}= 110 мм.

Зазор для эжекторов находится по формуле (2.4.2):

ДS_эж = d_{нар. эж.}+ 10, мм. (2.4.2)

Т.е. зазор для эжекторов будет равен ДS_эж = 120 мм.

Исходя из необходимого зазора для эжекторов, находим минимальный диаметр внутренней обечайки ПГ:

D_min = d_{нар нес. Об}+ 2 · ДS_эж, мм. (2.4.3)

D_min = 2080 мм.

При толщине внутренней обечайки Д_обеч.= 10 мм наружный диаметр обечайки ПГ будет равен 2100 мм.

2.5 Определение допустимых размеров парогенератора (ПГ)

ПГ располагается в зазоре между обечайкой ПГ и внутренним диаметром корпуса.

В данном варианте ПГА применяются круглые змеевиковые кассеты. С целью определения их диаметра и количества кассет, прежде всего, найдем размеры парового коллектора, существенно определяющие наружные габариты ПГА. Принимаем 52 секции ПГ, которые разбиты на 4 коллектора по 13 штук.

Зная паропроизводительность парогенератора N_пг= 65 кг/с, находим паропроизводительность секции по формуле (2.5.1):

, кг/с, (2.5.1)

где = 52 - число секций.

Тогда паропроизводительность секции равна G_секц = 65/52 = 1,25 кг/с.

Принимая скорость ТН на выходе из секции щ = 50 м/с, находим внутренний диаметр паровой трубы:

, м², (2.5.2)

где х = 0,05 м³/кг - удельный объем пара.

Отсюда внутренний диаметр трубы d_вн = 0,0395 м. Принимаем трубки d = 52 ? 6 мм.

При зазоре 28 мм шаг между трубками принимаем S = 80 мм.

Внутренний диаметр парового коллектора будет равен:

D_вн= 2·(2·S·cos60?+0,5·S), мм. (2.5.3)

Т.е. он будет равен D_вн = 2·(2·80·0,5+0,5·80) = 356 мм. Принимаем внутренний диаметр парового коллектора 350 мм.

Толщина стенки принимаем 30 мм. Наружный диаметр парового коллектора будет равен D_нар = 410 мм.

Расстояние от коллектора до внутренней стенки моноблока должно быть не менее 100 мм. Следовательно, зазор между обечайкой парогенератора и внутренней стенкой моноблока должен быть не менее 510 мм.

Исходя из 52 секций, удобно принять 13 парогенерирующих кассет (по 4 секции на каждую кассету).

Размеры кассет не должны превышать шага (см. Рисунок 3), определяемого по формуле:

, мм. (2.5.4)

S = (3,14?2100)/(13-3,14) = 668 мм.

Рисунок 3 - Диаметр кассеты и шаг.

Учитывая необходимый зазор между кассетами, принимаем допустимый диаметр парогенерирующей кассеты 560-580 мм.

2.6 Расчет кассеты ПГ

Расчет кассеты парогенератора производится по программе 'Тритон' разработанной на кафедре Энергетики СПбГМТУ [4].

Исходными данными являются:

- Количество змеевиков, z_зм;

- Количество параллельных труб, n_II;

- Температура ТН на входе в ПГ, ?С, t_вх^аз;

- Температура ТН на выходе из ПГ, ?С, t_вых^аз;

- Диаметр навивки 1 контура, мм, d₁;

- Внутренний диаметр труб, мм, D_вн;

- Наружный диаметр труб, мм, D_н;

- Поперечный шаг, мм, S_попер;

- Продольный шаг, мм, S_прод.

Расчет производится в 2 этапа. По задаче № 1 по заданному сопротивлению 1 и 2 контура находится поперечный шаг и число трубок ПГ, которые могут не удовлетворить нас по условиям проектирования, но будут использоваться в дальнейших расчетах.

По задаче № 2 при заданном числе трубок и поперечном шаге определяем параметры змеевиковой кассеты ПГ.

Были произведены расчеты ПГ по исходным данным при наружном диаметре трубок D_н = 12 мм. Остальные данные были определены ранее или уточняются программой.

Исходные данные и результаты расчета змеевикового кассетного ПГ приведены ниже на рисунке 4.

Распределение трубок по змеевикам

Для того чтобы длина трубок по змеевикам была одинакова, трубки ПГ должны быть распределены по змеевикам по закону:

, (2.6.1)

где D_i - диаметр навивки змеевика, мм;

n_i- число трубок.

Проведенные расчеты позволили распределить трубки следующим образом (Таблица 2.6.1).

Рисунок 4 - Исходные данные и результаты расчета змеевикового кассетного ПГ.

Таблица 2.6.1 - Распределение параллельных труб по змеевикам.

№ змеевика	Диаметр навивки змеевика, d_нав_,мм	Число трубок, n_тр	Отношение d_нав/n_тр
1	135	2	67
2	165	2	82,5
3	195	3	65
4	225	4	56
5	255	4	62
6	285	5	57
7	315	5	63
8	345	6	57,5
9	375	6	62,5
10	405	7	58
11	435	7	62
12	465	8	58
13	495	8	62
14	525	8	65,6
15	555	9	61

Определение скорости движения ТН по элементам ПГ

К каждой кассете подходят 4 опускные трубки, площадь проходного сечения которых определяется по формуле (2.6.2):

, м², (2.6.2)

где х = 0,0011 м³/кг - удельный объем воды; щ = 3 м/с - допустимая скорость ТН; G- расход питательной воды по одной секции, кг/с.

, м².

Отсюда внутренний диаметр трубки равен d_вн = 24 мм. Принимаем трубки 32?4 мм. Шаг между трубками S_{между тр.}= 40 мм.

Дроссельные трубки принимаются размером 8?1 длиной 100 мм. Число дроссельных трубок равно числу рабочих трубок n_др. = n_раб. = 84, расход воды через одну трубку составляет G_тр = 0,059 кг/с. Отсюда скорость движения воды в дроссельных трубках будет вычислена по формуле (2.6.3):

, м/с, (2.6.3)

где м²- площадь проходного сечения дроссельной трубки; х = 0,0011 м³/кг - удельный объем воды.

W₀_др. = 0,059·0,0011/28·10^-6= 2,3 м/с. А скорость движения воды по рабочим трубкам 12?1,4 мм вычисляется аналогичным способом и составляет W₀ ? 1 м/с.

3. Обоснование допустимой активности пара второго контура

Радиоактивный пар второго контура по паропроводу поступает в основные механизмы ПТУ: в главную турбину, в турбопитательный и турбоциркуляционный насос главного конденсатора и др. механизмы.

Условно примем начальную активность ТН второго контура q₀ = 100 Бк/г, что при плотности пара с_пара = 20 кг/м³= 0,02 г/см³ составляет q_v= 2 Бк/см³. Найдем допустимую дозу радиации трубопровода, идущего от главного ПГА к главной турбине.

Расход пара составляет 65,1 кг/с, что при допустимой скорости пара щ = 30 м/с позволяет найти внутренний диаметр трубопровода исходя из проходного сечения, которое определяется по формуле (3.1):

, м². (3.1)

где х = 0,05 м³/кг - удельный объем пара.

м² = 1074 см².

Отсюда внутренний диаметр трубы составляет d_вн = 37 см. Толщину стенки трубопровода принимаем x = 2 см.

Следовательно, активность одного сантиметра паропровода будет равна:

, Бк/см. (3.2)

q₁= 1074·2 = 2150 Бк/см.

Поток г-излучения от трубопровода длиной L = 4 м на расстоянии а = 50 см от середины трубопровода определяется по формуле (3.3):

, мкБэр/с, (3.3)

где x - толщина стенки трубопровода, см;

= 0,7 [5].

Т.е. ц = = 4,8 1/см² ·с .

Это соответствует мощности дозы радиации = 0,0096 мкБэр/с.

Что существенно ниже допустимой дозы радиации [6] (0,27 мкБэр/с). Это подтверждает общепринятый подход к определению дозы радиации от второго контура ЯЭУ лишь в механизмах, где происходит конденсация пара. В нашем случае это скоп конденсата главного конденсатора.

Реальный скоп конденсата объемом порядка V = 4 м³ можно представить как шар радиусом R₀= 100 cм. Тогда поток г-излучения на поверхности шара (без учета стенки конденсатора) можно найти как:

, 1/см²·с, (3.4)

где м_s - коэффициент ослабления г-излучения средой, 1/см. В рассматриваемых нами механизмах средой является вода, следовательно, м_s= 0,028 1/см.

= 1786 1/см²·с.

Это соответствует мощности дозы радиации Р_пов= 2,7 мкБэр/с.

Дальнейший расчет делаем исходя из 2000 рабочих часов в год и 6 - часового рабочего дня. Понятно, что действительная доза радиации будет зависеть от взаимного расположения конденсатора и вахтенного поста, а также других периодически посещаемых постов машинного отделения. В нашем случае пост находится на расстоянии 2 м от конденсатора и допустимую мощность дозы радиации принимаем P_доп= 5·10^-3 Бэр/день.

На протяжении всего рабочего дня персонал находится 5 ч 40 мин на расстоянии 2 м от скопа конденсатора за переборками суммарной толщиной 4 см, и 20 мин - в непосредственной близости от скопа конденсатора (на расстоянии 1 м), при этом толщина железного корпуса конденсатора составляет 1 см.

Для случая нахождения персонала около конденсатора поток г-излучения определяется как от бесконечного полупространства (что дает нам гарантию с запасом) по формуле (3.5) или (3.6):

(3.5)

, (3.6)

где м = 0,24 1/см - коэффициент ослабления г-излучения железом;

x = 1 см - толщина железного корпуса конденсатора;

Е₂(мx)= 0,53 - вторая интегральная экспонента [5].

В нашем случае = 2,7·0,53 = 1,3 мкБэр/с = 1560·10^-6 Бэр/день.

Для случая нахождения персонала на вахтенном посту поток г-излучения определяется как:

, (3.7)

где = 1,4 - фактор накопления г-излучения;

Е₁(мx)= 2,3·10^-¹ - первая интегральная экспонента;

x = 4 см - суммарная толщина переборок;

Отсюда ц _в.п.= 1/см²с, что соответствует дозе мощности P_в.п.= 5,8·10^-3 Бэр/день.

Суммарная доза радиации за смену составляет:

Уц =, Бэр/день. (3.8)

Уц = 5,8·10^-3+ 1,56·10^-3=7,36·10^-3 Бэр/день, что больше принятой нами дозы радиации равной Р_доп = 5·10^-3Бэр/день.

Отсюда допустимая активность второго контура моноблочного ПГА на выходе из ЯППУ может составить ~70 Бк/г.

Следует отметить, что анализ результатов расчета активности пара второго контура и мощности дозы радиации в помещении ПТУ показал, что допустимая активность пара существенно зависит от компоновки паротурбинного отделения, и ее величина для каждого объекта будет своя.

4. Расчет активности пара второго контура

4.1 Понятие о наведенной активности

Устойчивость ядер (т.е. их способность к длительному существованию без изменений структуры и характеристик) зависит от соотношения чисел нейтронов и протонов в ядре атома.

Исходя из удельной энергии связи (уравнение Вейцзеккера (4.1.1)) существует теоретическое понятие кривой устойчивости ядер (Рисунок 5), которое показывает, что нуклоны, имеющие одинаковое число протонов и нейтронов являются наиболее устойчивыми:

, (4.1.1)

где - энергия связи ядра массой А в предположении, что все нуклоны равноценны и каждый из них взаимодействует только с ближайшими к нему соседями; величина коэффициента б = 15,56 МэВ установлена экспериментально;

ДE₁= вA^2/3 - поправка на то, что находящиеся на поверхности ядра нуклоны связаны с соседями слабее, чем нуклоны внутри ядра (подобно поверхностным молекулам в капле воды); коэффициент в = 17,23 МэВ;

ДE₂= г z²/A^1/3 - вторая поправка на ослабление ядерных сил притяжения за счет наличия кулоновского отталкивания протонов в ядре; величина эмпирического коэффициента г = 0,71 МэВ; - третья поправка на ослабление энергии связи вследствие отклонения протонно-нейтронного отношения от единицы, называемая поправкой на протонно-нейтронную асимметрию; величина коэффициента е = 93,46 МэВ;

Величина четвертой поправки у - поправки на четность - равна:

+у - для четно-четных ядер;

0 - для ядер с нечетными массовыми числами А;

-у - для нечетно-нечетных ядер; абсолютная величина этой поправки вычисляется по формуле (4.1.2):

, (4.1.2)

где д = 34 МэВ.

Рисунок 5 - Зависимость числа нейтронов от числа протонов в стабильных и природных радиоактивных ядрах. Схема радиоактивного распада ядер в зависимости от отношения N/Z.

Вокруг теоретической кривой устойчивых ядер существует область, называемая областью устойчивых ядер. Нуклоны лежащие выше этой области будут обладать избыточным числом нейтронов и избыточной энергией и поэтому для нее характерен отрицательный в-распад:

. (4.1.3)

К сожалению, практически каждый в-распад сопровождается испусканием г-кванта.

При реакции с нейтроном изменяется соотношение нейтронов и протонов в ядре, поэтому многие ядра атомов становятся радиоактивными. Такое явление называется наведенной активностью.

Как правило, наведенную активность характеризуют реакции типа нейтрон-протон (n-p):

. (4.1.4)

Исходное ядро находится в области устойчивых ядер (см. Рисунок 5). Получающееся ядро азота попадает в область с избыточным числом нейтронов (), т.е. является радиоактивным.

Эта реакция О¹⁶(n, p) N¹⁶, - пороговая, ее сечение равно нулю при энергиях нейтронов, меньших 10 Мэв, и принимается равным 46 мбарн при усреднении по спектру нейтронов деления с энергией выше 11,6 Мэв. В 0,85 распадах ядра азота N¹⁶распадаются с периодом полураспада 7,35 сек, испуская г-кванты с энергией 6,85 Мэв.

В ПГ расчет наведенной активности циркулирующего по замкнутому контуру теплоносителя усложняется из-за необходимости учета специфических условий активации, определяемых временем пребывания теплоносителя в областях с большими нейтронными потоками, кратностью циркуляции и т.д.

Но ее можно посчитать следующим образом. Пусть активирующиеся ядра i-ого изотопа, входящего в состав теплоносителя, в течение времени t_a находятся в области нейтронного потока ц. Микроскопическое сечение реакции поглощения нейтронов энергии E ядрами i-ого изотопа, приводящей к активации, обозначим уⁱ_а, ядерную плотность i-ого сорта ядер - N, ядерную плотность активных ядер, образованных в результате поглощения нейтронов ядрами i-ого изотопа, - n_i. Скорость образования активных ядер определится как количество актов взаимодействия нейтронного потока с ядрами (предполагаем, что в результате каждого акта взаимодействия образуется одно ядро нестабильного изотопа), происходящих в единицу времени, т.е.

, (4.1.5)

где - средний по объему активной зоны поток нейтронов энергии в интервале от Е до Е+ .

Скорость радиоактивного распада n_i ядер равна л_in_i (л_i- постоянная радиоактивного распада

i-ого изотопа).

Таким образом, уравнение баланса активных ядер в единице объема можно записать в виде:

л_in_i. (4.1.6)

Решение этого уравнения при условии n_i(0)=0 следующее:

. (4.1.7)

К моменту времени t = t_a(конец первого прохождения теплоносителя через активную зону):

. (4.1.8)

4.2 Активация теплоносителя (рабочего тела) второго контура в змеевиковых кассетах ПГ

4.2.1 Особенность геометрии расчетных участков змеевиков в кассете

Особенность активации в данной конструкции (см. рисунок 6) заключается в том, что она зависит от расстояния между центром АЗ и расчетной точкой (А_i). Далее производим расчет активности пара ТН второго контура моноблочного ПГА. Алгоритм расчета приведен в пункте 4.2.2.

4.2.2 Алгоритм расчета концентрации радиоактивных ядер азота в теплоносителе (ТН) второго контура в первом витке змеевика

1) Объем АЗ:

, см³, (4.2.2.1)

где Н_аз - высота активной зоны, см;

D_аз - диаметр активной зоны, см.

2) Условный радиус сферической АЗ:

, см. (4.2.2.2)

3) Длина отрезка окружности, на котором выполняется расчет:

_, см, (4.2.2.3)

где Ди - расчетный шаг по углу от нормали;

- радиус навивки расчетного змеевика.

4) Время прохождения этого отрезка окружности определится как:

, с, (4.2.2.4)

где W₀ - скорость движения рабочего тела по рабочей трубке, см/с.

5) Угол рассматриваемого участка активации (от нормали) будет найден из формулы (4.2.2.5):

, рад, (4.2.2.5)

где и₁= и₀;

- угол входа трубок в змеевик, рад.

6) Расстояние от нормали до расчетной точки (см. Рисунок 6):

, см. (4.2.2.6)

7) Расстояние по нормали от центра АЗ до расчетной точки в плане:

, см, (4.2.2.7)

8) Расстояние в плане от центра АЗ до расчетной точки:

, см. (4.2.2.8)

9) Расстояние от расчетной точки до центра АЗ:

, см. (4.2.2.9)

10) Расстояние от поверхности АЗ до расчетной точки ПГ:

, см. (4.2.2.10)

11) Плотность потока нейтронов спектра деления в расчетной точке:

, Н/см²·с, (4.2.2.11)

где л_n - усредненная длина релаксации быстрых нейтронов.

12) Число р/а ядер азота в единице объема ТН:

, ядер/см³, (4.2.2.12)

где - число Авогадро, ядер/моль;

с - плотность воды, г/см³;

М - массовое число воды, г/моль.

13) Изменение концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на рассматриваемом участке L_i:

, ядер/г. (4.2.2.13)

14) Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рассматриваемого участка:

, где i = 1,2,3…, ядер/г. (4.2.2.14)

По приведенному выше алгоритму произведен расчет концентрации р/а ядер азота ТН второго контура в зависимости от радиуса навивки змеевика (R_i_пг = 28; 17,2; 6,7 см), от скорости движения ТН (W₀ = 100; 10; 1 см/с) и от угла входа трубок в змеевик от нормали к АЗ (и_i = 0; р/2; р; 3р/4). Исходные данные приведены в таблице 4.2.2.1. Результаты расчетов приведены в приложении Б.

Таблица 4.2.2.1 - Исходные данные к расчету активности пара второго контура ЯЭУ.

№	Характеристика	Размерность	Обозначение	Численное значение
1	Высота активной зоны	см	H_аз	120
2	Диаметр АЗ	см	D_аз	152
3	Расстояние от АЗ до ПГ по радиусу	см	Д	30
4	Высота от АЗ до ПГ	см	h	80
5	Радиус ПГ	см	R_пг	28
6	Усредненная длина релаксации быстрых нейтронов	см	л_n	10
7	Усредненная по спектру длина микроскопического сечения реакции поглощения нейтронов	см²	у	1,6·10^-29
8	Постоянная радиоактивного распада	1/с	л	0,0943
9	Концентрация радиоактивных ядер азота в начальный момент времени	ядер/г	n₀	0
10	Плотность потока нейтронов на поверхности АЗ (принимаем)	нейтронов/см²с	ц_пов.аз.	10¹³
11	Первоначальный фактор накопления нейтронов	-	B_n	3
12	Концентрация ядер кислорода в воде при плотности 1 г/см³	ядер/см³	N	3,35·10²²
13	Расчетный шаг по углу от нормали	рад	Ди	0,04363
14	Число Авогадро	моль^-1	N_A	6,023·10²³
15	Массовое число воды	г/моль	М	18

4.2.3 Анализ результатов расчета первых змеевиков

Анализ влияния скорости движения ТН второго контура на его активацию

Результаты расчета приведены на рисунках 7-11.

Рисунок 7 - График зависимости концентрации р/а ядер азота ТН второго контура от угла входа трубок n_i= f(и_i) при скорости ТН W₀= 100 см/с и R_i_пг= 28 см.

Рисунок 8 - График зависимости концентрации р/а ядер азота ТН второго контура от угла входа трубок n_i=f(и_i) при скорости ТН W₀= 10 см/с и R_i_пг= 28 см.

Рисунок 9 - График зависимости концентрации р/а ядер азота ТН второго контура от угла входа трубок n_i= f(и_i) при скорости ТН W₀= 1 см/с и R_i_пг= 28 см.

Рисунок 10 - График зависимости концентрации р/а ядер азота ТН второго контура от угла входа трубок n_i = f(и_i) при скорости ТН W₀= 100 см/с и R_i_пг= 17,2 см.

Рисунок 11 - График зависимости концентрации р/а ядер азота ТН второго контура от угла входа трубок n_i = f(и_i) при скорости ТН W₀= 100 см/с и R_i_пг= 6,7 см.

Из результатов расчета можно сделать следующие выводы:

1. Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура очень сильно зависит от скорости его движения по трубкам ПГ. Это объясняется тем, что образование новых ядер значительно уменьшается с увеличением расстояния расчетного участка от нормали и в то же время при малых скоростях движения ТН второго контура резко возрастает время распада р/а ядер азота (сравнение рисунка 7 и рисунка 9).

При скорости W₀= 1 см/с концентрация р/а ядер азота ТН второго контура, существенно, зависит от угла поворота от начальной точки. Однако на втором цикле концентрация р/а ядер азота в ТН второго контура не зависит от угла входа и в среднем составляет порядка 23,6 Бк/г.

При скорости W₀= 100 см/с, ядра не успевают распадаться, а, следовательно, концентрация р/а ядер азота ТН второго контура все время нарастает.

2. Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура мало зависит от угла входа ТН в кассету ПГ. Но следует отметить, что с возрастанием скорости движения зависимость от угла входа несколько увеличивается.

3. Зависимость концентрации р/а ядер азота от радиуса витка ПГ исследовалась при скорости W₀= 100 см/с (наиболее характерной для номинальной работы установки). Характер изменения концентрации р/а ядер азота от угла входа в змеевик остается прежним. Однако с уменьшением радиуса навивки суммарная концентрация n_i на втором обороте витка падает от 40 при R_i_пг = 28 см до 5,5 при R_i_пг = 6,7 см. Это объясняется увеличением расстояния от АЗ до расчетной точки.

4.3 Расчет концентрации радиоактивных (р/а) ядер азота теплоносителя второго контура в опускных трубах змеевикового кассетного ПГ

4.3.1 Алгоритм расчета концентрации р/а ядер азота теплоносителя второго контура в опускных трубах

Для нахождения начальной концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на входе в дроссельные трубки в дальнейшем расчете используется следующий алгоритм:

Разобьем ПГ на 15 участков, высота каждого из которых равна ДZ = 10 см.

1) Высота от верхней кромки рассматриваемого участка до нижней кромки ПГ будет равна:

, см, при i = 2,3..15, (4.3.1.1)

где = 130 см.

2) Высота от центра АЗ до середины рассматриваемого участка находится как:

, см, (4.3.1.2)

где h - высота от АЗ до ПГ, см.

3) Расстояние от центра ПГ до центра АЗ по радиусу составит:

, см. (4.3.1.3)

4) Расстояние от центра ПГ до поверхности принятой сферической АЗ:

с_i= , см, (4.3.1.4)

где R₀ - условный сферический радиус АЗ, см.

5) Плотность потока нейтронов спектра деления в расчетной точке:

, Н/см²·с, (4.3.1.5)

где л_n - усредненная длина релаксации быстрых нейтронов.

6) Число ядер в единице объема определится:

, ядер/см³, (4.3.1.6)

где = 6,023·10²³- число Авогадро, моль^-1; с = 0,925 - плотность воды, г/см³; М = 18 - массовое число воды, г/моль.

7) Время прохождения участка можно рассчитать по формуле (4.3.1.7):

, с, (4.3.1.7)

где l = ДZ = 10 см - длина рассматриваемого участка;

W₀ = 3 м/с = 300 см/с - скорость движения воды в опускных трубах.

8) Изменение концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на рассматриваемом участке l:

ядер/г. (4.3.1.8)

9) Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рассматриваемого участка определится как:

, при i = 1,2,3…, ядер/г. (4.3.1.9)

Результаты расчеты представлены ниже в таблице 4.3.1.1 и они показали, что при принятой плотности потока нейтронов на поверхности активной зоны ц_{пов.а.з.} = 10¹³нейтронов/(см²·с) концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на входе в дроссельные трубки будет равна n₁₅ = 2,8 ядер/г.

Таблица 4.3.1.1 - Результаты расчета концентрации р/а ядер азота ТН второго контура в опускных трубах.

N	ДZ	n₀	h_пгi	Z₁	b	с_i	_цi	Дф_i	Дn_i	n_i
3,3461E+22	10	0	130	265	134	216,547	141,276	0,033	2,52E-06	2,52E-06
-	-	-	120	255	-	207,658	3,69E+02	-	6,57E-06	9,09E-06
-	-	-	110	245	-	198,845	9,57E+02	-	1,70E-05	2,61E-05
-	-	-	100	235	-	190,114	2,47E+03	-	4,40E-05	7,01E-05
-	-	-	90	225	-	181,473	6,32E+03	-	1,13E-04	1,83E-04
-	-	-	80	215	-	172,933	1,61E+04	-	2,86E-04	4,69E-04
-	-	-	70	205	-	164,504	4,05E+04	-	7,21E-04	1,19E-03
-	-	-	60	195	-	156,197	1,01E+05	-	1,80E-03	2,99E-03
-	-	-	50	185	-	148,025	2,49E+05	-	4,43E-03	7,42E-03
-	-	-	40	175	-	140,005	6,06E+05	-	1,08E-02	1,82E-02
-	-	-	30	165	-	132,152	1,46E+06	-	2,59E-02	4,41E-02
-	-	-	20	155	-	124,486	3,43E+06	-	6,11E-02	1,05E-01
-	-	-	10	145	-	117,03	7,95E+06	-	1,42E-01	2,47E-01
-	-	-	0	135	-	109,807	1,80E+07	-	3,21E-01	5,68E-01
-	-	-	-10	125	-	102,845	3,98E+07	-	7,09E-01	1,28
-	-	-	-20	115	-	96,175	8,56E+07	-	1,52E+00	2,80

4.3.2 Алгоритм расчета концентрации р/а ядер азота в ТН второго контура на входе в змеевики ПГ

1) Расстояние от АЗ до дроссельной трубки по радиусу найдено как:

, см. (4.3.2.1)

2) Расстояние от центра АЗ до середины рабочей трубки по высоте:

, см; (4.3.2.2)

Расстояние от центра АЗ до середины дроссельной трубки по высоте:

, см. (4.3.2.3)

3) Расстояние от центра ПГ до поверхности принятой сферической АЗ определится как:

, см; (4.3.2.4)

, см. (4.3.2.5)

4) Плотность потока нейтронов спектра деления в расчетных точках составит:

, Нейтронов/см²·с; (4.3.2.6)

, Нейтронов/см²·с. (4.3.2.7)

5) Время прохождения участка:

, i = 1, 2; с, (4.3.2.8)

где l = ДZ = 10 см - высота участка;

V₁ = 2,3 м/с - скорость воды в дроссельных трубках;

V₂ = 1 м/с - скорость воды в рабочих трубках.

6) Изменение концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на рассматриваемых участках l:

, ядер/г; (4.3.2.9)

, ядер/г. (4.3.2.10)

7) Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рассматриваемых участков очевидно равна:

, ядер/г; (4.3.2.11)

, ядер/г. (4.3.2.12)

Расчетный радиус ПГ принимался в зависимости от радиуса витка и угла входа трубок. Расчет произведен при радиусах ПГ равных = 28; 17,2; 6,7; 0; -28; -17,2; -6,7 см в связи с геометрией расположения представленной на рисунке А.4 и рисунке А.5.

4.3.3 Результаты расчета концентрации радиоактивных ядер азота теплоносителя второго контура на входе в змеевики ПГ

Данные по результатам расчета смотри ниже в таблице 4.3.3.1.

Таблица 4.3.3.1 - Результаты расчета концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на входе в змеевики ПГ.

n₀	R_iпг	b	с	ц_i	Дф_i	Дn_i	n_i
г^-1	см	см	см	Н/см² ·с	с	г^-1	г^-1
2,8	28,0	106,0	91,2	1,51,E+08	1,03E-01	8,4	11,2
			83,5	3,73,E+08	4,35E-02	8,7	11,5
2,8	0,00	134,0	109,8	1,80,E+07	1,03E-01	1,0	3,8
			102,8	3,98,E+07	4,35E-02	0,9	3,7
2,8	-28,0	162,0	130,5	1,76,E+06	1,03E-01	0,1	2,9
			124,2	3,54,E+06	4,35E-02	0,1	2,9
2,8	17,2	116,8	98,1	6,86,E+07	1,03E-01	3,8	6,6
			90,7	1,62,E+08	4,35E-02	3,8	6,6
2,8	0,00	134,0	109,8	1,80,E+07	1,03E-01	1,0	3,8
			102,8	3,98,E+07	4,35E-02	0,9	3,7
2,8	-17,2	151,2	122,3	4,40,E+06	1,03E-01	0,2	3,0
			115,8	9,17,E+06	4,35E-02	0,2	3,0
2,8	6,75	127,3	105,1	3,08,E+07	1,03E-01	1,7	4,5
			98,0	6,97,E+07	4,35E-02	1,6	4,4
2,8	0,00	134,0	109,8	1,80,E+07	1,03E-01	1,0	3,8
			102,8	3,98,E+07	4,35E-02	0,9	3,7
2,8	-6,75	140,8	114,6	1,04,E+07	1,03E-01	0,6	3,4
			107,8	2,25,E+07	4,35E-02	0,5	3,3

С учетом начальной концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на входе в змеевик в зависимости от расчетного радиуса и угла входа трубок (см. табл. 4.3.3.2) находим концентрацию р/а ядер азота ТН второго контура после одного оборота витка змеевика по алгоритму, приведенному в пункте 4.2.2.

Таблица 4.3.3.2 - Значение начальной концентрации р/а ядер азота ТН второго контура в зависимости от угла входа рабочих трубок в змеевик и от расчетного радиуса ПГ.

R_i_пг	Угол входа трубок, и_i, рад
	0	р/2	р	3р/2
28	11,2	3,8	2,9	3,8
17,2	6,6	3,8	3,0	3,8
6,7	4,5	3,8	3,4	3,8

Результаты расчета концентрации р/а ядер азота после одного витка змеевика приведены в приложении Б и на рисунке 12.

Рисунок 12 - График изменения концентрации р/а ядер азота ТН второго контура при движении ТН по первому витку змеевика при скорости ТН W₀= 100 см/с и расчетном радиусе R_i_пг= 28 см.

Анализ результатов расчета показывает, что вместо роста концентрации р/а ядер азота ТН второго контура наблюдается ее падение. Это вызвано тем, что скорость образования р/а ядер азота меньше скорости их распада (см. формулу 4.2.2.13) из-за величины начальной концентрации р/а ядер азота n₀. Следовательно, основная концентрация р/а ядер азота образуется в опускной трубе питательной воды и, особенно, в дроссельных трубках подвода ТН к змеевикам, т.к. они расположены ближе всего к АЗ.

4.4 Расчет изменения концентрации радиоактивных ядер азота теплоносителя второго контура по высоте змеевикового кассетного ПГ

Далее производится расчет концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на всех витках по алгоритму составленному ранее с учетом изменения концентрации р/а ядер азота ТН второго контура по высоте ПГ (алгоритм расчета изменения концентрации р/а ядер азота представлен ниже в пункте 4.4.1).

4.4.1 Алгоритм расчета изменения концентрации радиоактивных ядер азота теплоносителя второго контура по высоте ПГ

1) Высота от АЗ до расчетной точки змеевика будет меняться по формуле:

, (4.4.1.1)

где h₁ = h = 80 см;

- шаг одного змеевика, см.

2) Количество витков змеевика находится по формуле (4.4.1.2):

, (4.4.1.2)

где - высота экономайзерного участка;

см - высота испарительного участка;

см - высота пароперегревательного участка.

3) Изменение плотности воды принимается равномерно по всей длине участка.

На экономайзерном участке плотность воды изменяется от 925 до 790 кг/м³, что, естественно, вызывает увеличение скорости до 112 см/с.

Изменение плотности учитываем через один оборот витка (при движении по данному витку плотность, а, следовательно, и скорость считаются постоянными) (см. приложение Б).

Аналогично меняется плотность пароводяной смеси на испарительном участке от 790 до 22,7 кг/м³ по формуле:

, (4.4.1.3)

где кг/м³ - плотность насыщенной воды;

= 22,7 кг/м³- плотность насыщенного пара;

- массовое паросодержание (считаем, что оно меняется линейно по высоте ПГ).

На пароперегревательном участке плотность пара меняется от 22 до 19 кг/м³. Однако для упрощения расчетов принимаем постоянную плотность равную 20 кг/м³.

4) Скорость воды в трубах изменяется и находится по формуле:

, м/с, (4.4.1.4)

где G = 0,059 кг/с - расход воды через одну трубку;

f = 66·10^-6 м² - площадь проходного сечения трубки.

5) С изменением скорости воды меняется и время прохождения отрезка окружности:

, с. (4.4.1.5)

4.4.2 Результаты расчета концентрации радиоактивных ядер азота в теплоносителе второго контура по всей высоте ПГ

Результаты расчета представлены в приложении Б и на рисунках 13-15.

Рисунок 13 - график изменения концентрации р/а ядер азота ТН второго контура по всей высоте кассеты ПГ при скорости ТН W₀= 100 см/с и расчетном радиусе R_i_пг= 28 см.

Рисунок 14 - Изменение концентрации р/а ядер азота ТН второго контура по всей высоте ПГ при скорости ТН W₀= 100 см/с и расчетном радиусе R_i_пг= 17,2 см.

Рисунок 15 - Изменение концентрации р/а ядер азота ТН второго контура по всей высоте ПГ при скорости ТН W₀= 100 см/с и расчетном радиусе R_i_пг= 6,7 см.

Из графиков можно сделать следующие выводы:

1. Концентрация р/а ядер азота в ТН второго контура непрерывно падает по высоте - это вызвано той же причиной, что и падение активности по витку (см. пункт 4.3.3), но имеет более выраженный характер из-за уменьшения нейтронного потока по высоте ПГ.

2. С уменьшением расчетного радиуса ПГ уменьшается и разброс в концентрациях р/а ядер азота ТН второго контура в зависимости от угла входа трубок в змеевик, в связи с выравниванием величины плотности потока нейтронов.

3. Следует отметить, что разброс значений концентрации р/а ядер азота ТН второго контура по углу входа трубок достаточно велик: от 1,18 для R_i = 28 см до 1,05 для R_i = 6,7 см (таблица 4.4.2.1).

4. С уменьшением расчетного радиуса ПГ уменьшается и темп падения концентрации р/а ядер азота ТН второго контура по ходу змеевика. Это связано с уменьшением времени прохождения расчетного участка.

Таблица 4.4.2.1 - Концентрация р/а ядер азота в ТН второго контура на входе в ПГ и выходе из него в зависимости от угла входа трубок и радиуса навивки расчетного змеевика.

Расчетный радиус R_iпг, см	Концентрация р/а ядер азота ТН 2 контура на входе в змеевик в зависимости от угла входа трубок n_i, 1/г	Концентрация р/а ядер азота ТН 2 контура на выходе из ПГ в зависимости от угла входа трубок n_i, 1/г


	0	р/2	р	3р/2	0	р/2	р	3р/2
28,00	11,80	4,42	3,52	4,42	20,63	18,53	17,61	17,34
21,75	8,42	4,09	3,26	4,09	15,47	14,07	13,45	13,46
17,20	6,75	3,95	3,20	3,95	12,86	11,77	11,27	11,44
12,75	5,58	3,87	3,22	3,87	10,29	9,68	9,34	9,52
9,75	4,98	3,83	3,28	3,83	9,13	8,72	8,46	8,64
6,70	4,51	3,80	3,38	3,80	8,44	8,18	8,00	8,14

Средняя концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на каждой трубочке определится путем интерполяции данных по расчету активации при углах и_i = 0; р/2; р; 3р/2 для действительных углов входа (см. рисунок 16).

- расчетные данные (таблица 4.4.2.1); /

- интерполированные данные по углу входа в змеевик.

Рисунок 16 - Распределение концентрации р/а ядер азота на выходе из ПГ в зависимости от угла входа трубок для наружного змеевика с R_i_пг = 28 см и 9 трубками.

Аналогичным способом рассчитаны все змеевики на 6 расчетных радиусах, что позволило определить среднюю концентрацию р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из всех змеевиков данного радиуса, и построить зависимость средней концентрации р/а ядер азота от радиуса змеевика (см. рисунок 17).

Зная среднюю концентрацию р/а ядер азота ТН второго контура каждого змеевика на его радиусе, находим среднюю концентрацию р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рабочих трубок по формуле:

, 1/г. (4.4.2.1)

Рисунок 17 - График зависимости средней концентрации р/а ядер азота ТН второго контура от расчетного радиуса R_i_пг.

Результаты вычислений средней концентрации р/а ядер азота на выходе из рабочих трубок представлены в таблице 4.4.2.2.

Таблица 4.4.2.2 - Результаты вычисления средней концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рабочих трубок.

№ змеевика, i	Радиус навивки змеевика, d_нав,см	Число трубок, n_тр	Средняя концентрация р/а ядер азота в одной трубочке, n_ср_i, ядер/г
1	6,75	2	8,2
2	8,25	2	8,5
3	9,75	3	8,8
4	11,25	4	9,2
5	12,75	4	9,7
6	14,25	5	10,4
7	15,75	5	11,1
8	17,25	6	11,8
9	18,75	6	12,5
10	20,25	7	13,2
11	21,75	7	14,0
12	23,25	8	15,2
13	24,75	8	16,3
14	26,25	8	17,5
15	27,75	9	18,7
Средняя концентрация р/а ядер азота в ПГ, n_в_ых, 1/г	13,57

Средняя активность ТН второго контура на выходе из ПГ определяется как:

, Бк/г. (4.4.2.2)

Таким образом q_вых = 13,57·0,0943 = 1,279 Бк/г ? 1,3 Бк/г.

4.5 Определение действительной активности пара второго контура для змеевикового кассетного ПГ при мощности реактора 150 МВт

В предыдущих параграфах расчет активности пара ТН второго контура принимался при потоке быстрых нейтронов на поверхности АЗ равном Нейтронов/см²·с. Это было принято для удобства расчетов по теоретическим предпосылкам. В действительности, полученные результаты надо умножить на отношение действительного потока нейтронов на поверхности АЗ к принятому потоку нейтронов. В нашем случае действительный поток нейтронов на поверхности АЗ находится как:

, , (4.5.1)

где = 0,91 - вероятность утечки быстрых нейтронов (Рисунок 2);

н = 2,47 - число вторичных нейтронов, образующихся на одно деление;

- число делений урана в секунду на единицу мощности.

Отсюда поток нейтронов на поверхности АЗ равен Н/см²·с. Следовательно, предыдущие результаты вычислений нужно умножить на 1,3.

Активность пара второго контура на выходе из ПГ будет равна Бк/г. Допустимая активность пара ТН второго контура равна q70 Бк/г (см. раздел 3).

Отсюда следует, что можно уменьшить расстояние от АЗ до дроссельных трубок (которое в данных расчетах равняется 60 см) на величину x, которая находится по формуле:

, Бк/г, (4.5.2)

где л_n - усредненная длина релаксации быстрых нейтронов (принятая 10 см).

Расчеты показывают, что расстояние от АЗ до ПГ можно уменьшить на 37 см при этом активность пара второго контура не будет превышать допустимое значение.

5. Расчет активности пара второго контура в змеевиковом ПГ

5.1 Расчет змеевикового ПГ

Расчет змеевикового парогенератора производится по программе 'Тритон' разработанной на кафедре Энергетики СПбГМТУ.

Исходными данными являются:

- Количество змеевиков, z_зм;

- Количество параллельных труб, n_II;

- Температура ТН на входе в ПГ, ?С, t_вх^аз;

- Температура ТН на выходе из ПГ, ?С, t_вых^аз;

- Диаметр навивки 1 контура, мм, d₁;

- Внутренний диаметр труб, мм, D_вн;

- Наружный диаметр труб, мм, D_н;

- Поперечный шаг, мм, S_попер;

- Продольный шаг, мм, S_прод.

По задаче № 2 при заданном числе трубок и поперечном шаге определяем параметры змеевикового ПГ.

Были произведены расчеты ПГ по исходным данным при наружном диаметре трубок D_н = 18 мм. Остальные данные были определены ранее или уточняются программой.

Результаты расчета змеевикового ПГ приведены ниже на рисунке 18.

Рисунок 18 - Результаты расчета змеевикового ПГ.

Распределение трубок по змеевикам

, (5.1.1)

где d_i - диаметр навивки змеевика;

n_i- число трубок.

Проведенные расчеты позволили распределить трубки следующим образом (Таблица 5.1.1).

Таблица 5.1.1 - Распределение трубок по змеевикам.

№ змеевика	Диаметр навивки змеевика, d_нав,мм	Число трубок, n_тр	Отношение d_нав/n_тр
1	2121	15	141
2	2163	15	144
3	2205	15	147
4	2247	15	150
5	2289	16	143
6	2331	16	146
7	2373	16	148
8	2415	16	151
9	2457	17	145
10	2499	17	147
11	2541	17	149
12	2583	18	144
13	2625	18	146
14	2667	18	148
15	2709	18	151
16	2751	19	145
17	2793	19	147
18	2835	19	149
19	2877	20	144
20	2919	20	146
21	2961	20	148
22	3003	20	150
23	2045	21	97
24	3087	21	147
25	3129	21	149
26	3171	21	151

Определение скорости движения ТН по элементам ПГ

К ПГ подходят 52 секционные трубки, площадь проходного сечения определяется как:

, м², (5.1.2)

где х = 0,0011 м³/кг - удельный объем воды [3];

щ = 2,5 м/с - допустимая скорость ТН;

G = 65,39/52 = 1,26 кг/с - расход питательной воды по одной секции.

м².

Отсюда внутренний диаметр трубки равен d_вн = 27 мм. Принимаем трубки размером 34?3,5.

Дроссельные трубки принимаются размером 8?1 длиной 100 мм. Число дроссельных трубок равно числу рабочих трубок n_др. = n_раб. = 468. Следовательно, расход воды через одну трубку составляет G_тр = 0,14 кг/с. Площадь проходного сечения дроссельной трубки находится по формуле:

, м². (5.1.3)

Т.е. f_прох = м².

Отсюда скорость движения воды в дроссельных трубках будет составлять:

, м/с. (5.1.4)

W_{0 др.} м/с.

Скорость движения воды по рабочим трубкам 18?2 мм составит W₀ = 0,61 м/с.

5.2 Алгоритм расчета активности пара второго контура в змеевиковом ПГ

Расчет активности пара второго контура производится по алгоритму представленному ниже.

5.2.1 Алгоритм расчета концентрации р/а ядер азота ТН второго контура в опускных трубах

Для нахождения начальной концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на входе в дроссельные трубки используется следующий алгоритм:

Разобьем ПГ на 19 участков, высота каждого из которых равна ДZ = 10 см.

1) Высота от верхней кромки рассматриваемого участка до нижней кромки ПГ будет определятся по формуле:

, см, при i = 2,3..19, (5.2.1.1)

где = 165 см.

2) Высота от центра АЗ до середины рассматриваемого участка находится:

, см, (5.2.1.2)

где h - высота от АЗ до ПГ, см.

3) Расстояние от центра опускной трубы до центра АЗ по радиусу:

, см, (5.2.1.3)

где см - толщина обечайки;

= 0,7 см - зазор между обечайкой и опускной трубкой;

= 3,4 см - диаметр опускной трубки.

4) Расстояние от центра ПГ до поверхности принятой сферической АЗ:

с_i= , см, (5.2.1.4)

где R₀ - условный сферический радиус АЗ, см.

5) Плотность потока нейтронов спектра деления в расчетной точке составит:

, Нейтронов/см²·с, (5.2.1.5)

где л_n - усредненная длина релаксации быстрых нейтронов.

6) Число ядер в единице объема:

, 1/ см³, (5.2.1.6)

где = 6,023·10²³- число Авогадро, моль^-1;

с - плотность воды, г/см³.

М = 18 - массовое число воды, г/моль.

7) Время прохождения участка:

, с, (5.2.1.7)

где l = ДZ = 10 см - длина рассматриваемого участка;

W₀ = 2,5 м/с = 250 см/с - скорость движения воды в опускных трубах.

8) Изменение концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на рассматриваемом участке l:

ядер/г. (5.2.1.8)

9) Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рассматриваемого участка определится как:

, при i = 1,2,3…, ядер/г. (5.2.1.9)

Результаты расчета представлены в таблице 5.2.1.2. Исходные данные приведены в таблице 5.2.1.1.

Таблица 5.2.1.1 - Исходные данные к расчету активности пара второго контура в змеевиковом ПГ.

№	Характеристика	Размерность	Обозначение	Численное значение
1	Высота активной зоны	см	H_аз	120
2	Диаметр АЗ	см	D_аз	152
3	Расстояние от АЗ до ПГ по радиусу	см	Д	30
4	Скорость движения ТН второго контура	см/с	W₀	61
5	Высота от АЗ до ПГ	см	h	80
6	Радиус ПГ	см	R_пг	158,55
7	Усредненная длина релаксации быстрых нейтронов	см	л_n	10
8	Усредненная по спектру длина микроскопического сечения реакции поглощения нейтронов	см²	у	1,6·10^-29
9	Постоянная радиоактивного распада	1/с	л	0,0943
10	Концентрация радиоактивных ядер азота в начальный момент времени	ядер/г	n₀	0
11	Плотность потока нейтронов на поверхности АЗ (принимаем)	Нейтронов/см²с	ц_пов.аз.	10¹³
12	Первоначальный фактор накопления нейтронов	-	B_n	3
13	Концентрация ядер кислорода в воде при плотности 1 г/см³	1/г	N	3,346·10²²
14	Расчетный шаг по углу входа трубок от нормали	рад	Ди	6,283
15	Число Авогадро	моль^-1	N_A	6,023·10²³
16	Массовое число воды	г/моль	М	18
17	Угол входа трубок в начальный момент времени	рад	и₀	0

Таблица 5.2.1.2 - Результаты расчета концентрации р/а ядер азота в ТН второго контура в опускных трубах.

N	ДZ	n₀	h_пгi	Z₁	b	с_i	_цi	Дф_i	Дn_i	n_i
3,35E+22	10	0	165	300	162	260,5	1,27E+00	4,00E-02	2,72E-08	2,72E-08
-	-	-	155	290	162	251,8	3,23E+00	4,00E-02	6,92E-08	9,63E-08
-	-	-	145	280	162	243,1	8,20E+00	4,00E-02	1,75E-07	2,71E-07
-	-	-	135	270	162	234,4	2,06E+01	4,00E-02	4,41E-07	7,12E-07
-	-	-	125	260	162	225,9	5,16E+01	4,00E-02	1,10E-06	1,81E-06
-	-	-	115	250	162	217,5	1,28E+02	4,00E-02	2,73E-06	4,55E-06
-	-	-	105	240	162	209,1	3,15E+02	4,00E-02	6,72E-06	1,13E-05
-	-	-	95	230	162	200,9	7,67E+02	4,00E-02	1,64E-05	2,76E-05
-	-	-	85	220	162	192,8	1,85E+03	4,00E-02	3,95E-05	6,71E-05
-	-	-	75	210	162	184,8	4,41E+03	4,00E-02	9,41E-05	1,61E-04
-	-	-	65	200	162	176,9	1,04E+04	4,00E-02	2,21E-04	3,83E-04
-	-	-	55	190	162	169,2	2,41E+04	4,00E-02	5,14E-04	8,96E-04
-	-	-	45	180	162	161,7	5,49E+04	4,00E-02	1,17E-03	2,07E-03
-	-	-	35	170	162	154,4	1,23E+05	4,00E-02	2,63E-03	4,70E-03
-	-	-	25	160	162	147,3	2,71E+05	4,00E-02	5,79E-03	1,05E-02
-	-	-	15	150	162	140,3	5,84E+05	4,00E-02	1,25E-02	2,30E-02
-	-	-	5	140	162	133,7	1,23E+06	4,00E-02	2,62E-02	4,92E-02
-	-	-	-5	130	162	127,3	2,51E+06	4,00E-02	5,37E-02	1,03E-01
-	-	-	-15	120	162	121,2	4,99E+06	4,00E-02	1,07E-01	2,09E-01

Расчеты показали, что при принятой плотности потока нейтронов на поверхности активной зоны ц_{пов.а.з.} = 10¹³Нейтронов/(см²·с) концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на входе в дроссельные трубки будет равна n₁₉ = 0,2 1/г.

5.2.2 Алгоритм расчета концентрации р/а ядер азота в ТН второго контура на входе в первый виток змеевика

1) Расстояние от центра АЗ до дроссельной трубки по радиусу определится как:

, см, (5.2.2.1)

где - радиус змеевика, см.

2) Расстояние от центра АЗ до середины рабочей трубки по высоте:

, см; (5.2.2.2)

Расстояние от центра АЗ до середины дроссельной трубки по высоте:

, см. (5.2.2.3)

3) Расстояние от центра ПГ до поверхности принятой сферической АЗ можно рассчитать как:

, см; (5.2.2.4)

, см. (5.2.2.5)

4) Плотность потока нейтронов спектра деления в расчетных точках составит:

, Н/см²·с; (5.2.2.6)

, Н/см²·с. (5.2.2.7)

5) Число ядер в единице объема:

, 1/ см³, (5.2.2.8)

где = 6,023·10²³- число Авогадро, моль^-1;

с - плотность воды, г/см³.

М = 18 - массовое число воды, г/моль.

6) Время прохождения участка будет найдено как:

, i = 1, 2; с, (5.2.2.9)

где l = ДZ = 10 см - высота участка;

V₁ = 0,61 м/с = 61 см/с - скорость воды в рабочих трубках;

V₂ = 5,5 м/с = 550 см/с - скорость воды в дроссельных трубках.

7) Изменение концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на рассматриваемом участке l:

, ядер/г; (5.2.2.10)

, ядер/г. (5.2.2.11)

8) Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рассматриваемых участков:

, ядер/г; (5.2.2.12)

, ядер/г. (5.2.2.13)

Результаты расчета концентрации р/а ядер азота на входе в первый виток змеевика представлены в таблице 5.2.2.1 при радиусах навивки змеевиков R_i_пг = 158,55; 145,95; 135,45; 124,95; 114,45; 106,05 см.

Таблица 5.2.2.1 - Результаты расчета концентрации р/а ядер азота в ТН второго контура на входе в первый виток змеевика.

n₀	R_iпг	b	Z_i	ц	Дф_i	Дn_i	n_i
0,21	158,55	158,55	127,83	2,36E+06	0,16	0,20	0,41
0,21	158,55	158,55	121,49	4,81E+06	0,02	0,05	0,26
0,21	145,95	145,95	118,41	6,81E+06	0,16	0,60	0,81
0,21	145,95	145,95	111,76	1,44E+07	0,02	0,14	0,35
0,21	135,45	135,45	110,83	1,60E+07	0,16	1,41	1,62
0,21	135,45	135,45	103,91	3,53E+07	0,02	0,34	0,55
0,21	124,95	124,95	103,54	3,68E+07	0,16	3,24	3,45
0,21	124,95	124,95	96,34	8,41E+07	0,02	0,82	1,03
0,21	114,45	114,45	96,58	8,17E+07	0,16	7,20	7,41
0,21	114,45	114,45	89,07	1,94E+08	0,02	1,89	2,10
0,21	106,05	106,05	91,27	1,51E+08	0,16	13,28	13,49
0,21	106,05	106,05	83,52	3,71E+08	0,02	3,61	3,82

Далее производится расчет концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на всех витках по алгоритму приведенному ниже с учетом изменения концентрации р/а ядер азота ТН второго контура по высоте ПГ .

5.2.3 Алгоритм расчета концентрации радиоактивных ядер азота в ТН второго контура в одном витке змеевика

1) Объем АЗ:

, см³. (5.2.3.1)

2) Условный радиус сферической АЗ:

, см. (5.2.3.2)

3) Длина отрезка окружности, на котором выполняется расчет:

_, см, (5.2.3.3)

где Ди - расчетный шаг по углу от нормали.

4) Высота от АЗ до расчетной точки змеевика будет меняться как:

, (5.2.3.4)

где h₁ = h = 80 см;

- шаг одного змеевика, см.

5) Количество витков змеевика находится по формуле:

, (5.2.3.5)

где - высота экономайзерного участка;

см - высота испарительного участка;

см - высота пароперегревательного участка.

6) Изменение плотности воды принимается равномерно по всей длине участка. На экономайзерном участке плотность воды изменяется от 925 до 790 кг/м³. Изменение плотности учитываем через один оборот витка (при движении по данному витку плотность, а, следовательно, и скорость считаются постоянными). Аналогично меняется плотность пароводяной смеси на испарительном участке от 790 до 22,7 кг/м³ по формуле:

, (5.2.3.6)

где кг/м³ - плотность насыщенной воды;

= 22,7 кг/м³- плотность насыщенного пара;

- массовое паросодержание (принято, что оно меняется линейно по высоте ПГ).

7) Скорость воды в трубах изменяется и находится по формуле:

, м/с, (5.2.3.7)

где G = 0,14 кг/с - расход воды через одну трубку;

f = 2,49·10^-⁴ м² - площадь проходного сечения трубки.

8) Время прохождения этого отрезка окружности составит:

, с. (5.2.3.8)

W₀ - скорость движения рабочего тела по рабочей трубке, см/с.

9) Угол рассматриваемого участка активации (от нормали):

, рад, (5.2.3.9)

где и₁= и₀; - угол входа трубок в змеевик, рад.

10) Расстояние от расчетной точки до центра АЗ можно рассчитать по формуле:

, см. (5.2.3.10)

11) Расстояние от поверхности АЗ до расчетной точки ПГ:

, см. (5.2.3.11)

12) Плотность потока нейтронов спектра деления в расчетной точке:

, Н/см²·с, (5.2.3.12)

где л_n - усредненная длина релаксации быстрых нейтронов.

13) Число р/а ядер азота в единице объема ТН определится как:

, 1/г, (5.2.3.13)

где - число Авогадро, 1/моль;

М - массовое число воды, г/моль.

14) Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рассматриваемого участка L:

, 1/г. (5.2.3.14)

5.2.4 Результаты расчета активности пара второго контура по всей высоте змеевикового ПГ

По данному алгоритму считается концентрация р/а ядер азота ТН второго контура по всей высоте змеевикового ПГ на 6 расчетных радиусах. Результаты вычислений приведены в таблицах в приложении Б.

Концентрация р/а ядер азота ТН второго контура на входе в змеевики и выходе из них в зависимости от радиуса навивки змеевика приведена в таблице 5.2.4.1.

Таблица 5.2.2.1 - Концентрация р/а ядер азота в ТН второго контура на входе в змеевики и выходе из них в зависимости от радиуса навивки змеевика.

Расчетный радиус R_i, см	Концентрация р/а ядер азота ТН 2 контура на входе в змеевик в зависимости от угла входа трубок n_i, 1/г	Концентрация р/а ядер азота ТН 2 контура на выходе в змеевик в зависимости от угла входа трубок n_i, 1/г


158,55	0,414	0,601
145,95	0,807	1,968
135,45	1,620	5,035
124,95	3,447	9,517
114,45	7,407	23,433
106,05	13,495	40,295

Зная концентрацию р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из змеевиков при расчетных радиусах навивки змеевика, построим зависимость средней концентрации р/а ядер азота на выходе из ПГ от радиуса навивки змеевика (рисунок 19).

Рисунок 19 - Зависимость средней концентрации р/а ядер азота на выходе из ПГ от радиуса навивки змеевика n_i= f(_R_i_пг).

Зная среднюю концентрацию р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из ПГ для шести расчетных радиусов навивки змеевика, путем интерполяции данных по активации находим среднюю концентрацию р/а ядер азота для всех оставшихся радиусов навивки змеевика. Далее определяем среднюю концентрацию р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из ПГ по формуле:

, 1/г. (5.2.4.1)

Результаты вычислений представлены в таблице 5.2.4.2.

Таблица 5.2.4.2 - Результаты вычисления средней концентрации р/а ядер азота ТН второго контура на выходе из рабочих трубок.

№ змеевика, i	Радиус навивки змеевика, d_нав,см	Число трубок, n_тр	Средняя концентрация р/а ядер азота в одной трубочке, n_ср_i, ядер/г
1	106,1	15	40,29
2	108,2	15	36,08
3	110,3	15	31,85
4	112,4	15	27,63
5	114,5	16	23,43
6	116,6	16	20,65
7	118,7	16	17,87
8	120,8	16	15,08
9	122,9	17	12,30
10	125,0	17	9,52
11	127,1	17	8,62
12	129,2	18	7,72
13	131,3	18	6,83
14	133,4	18	5,93
15	135,5	18	5,04
16	137,6	19	4,42
17	139,7	19	3,90
18	141,8	19	3,20
19	143,9	20	2,58
20	146,0	20	1,97
21	148,1	20	1,74
22	150,2	20	1,51
23	152,3	21	1,28
24	154,4	21	1,06
25	156,5	21	0,83
26	158,6	21	0,60
Средняя концентрация р/а ядер азота на выходе из ПГ, n_ср.вых, 1/г	10,04

Средняя активность пара второго контура на выходе из ПГ составит:

, Бк/г. (5.2.4.2)

Т.е q_вых = 10,04·0,943 = 0,95 Бк/г ? 1 Бк/г.

5.3 Определение действительной активности пара второго контура для принятой геометрии при мощности реактора 150 МВт

Чтобы найти действительную активность пара ТН второго контура змеевикового ПГ необходимо среднюю активность пара второго контура на выходе из ПГ умножить на число 1,3 (см. подраздел 4.5). Отсюда действительная активность пара второго контура на выходе из змеевикового ПГ будет равна Бк/г. Допустимая активность пара ТН второго контура равна q70 Бк/г (см. раздел 3).

, Бк/г, (5.3.1)

где л_n - усредненная длина релаксации быстрых нейтронов (принятая 10 см).

Расчеты показывают, что расстояние от АЗ до ПГ можно уменьшить на 40 см при этом активность пара ТН второго контура не будет превышать допустимое значение.

5.4 Сравнение наведенной активности пара второго контура в различных компоновках ПГ

Анализ результатов расчета показывает (см. пункты 4.4.2 и 5.2.4), что активность пара второго контура на выходе из парогенератора практически не зависит от конструкции рассматриваемого ПГ.

Заключение

Рассмотрев вопросы активации теплоносителя второго контура, на основе выполненных в данной дипломной работе расчетов можно сделать следующие выводы:

1. Допустимая активность пара второго контура зависит от расположения оборудования в отсеке паротурбинной установки.

2. Была создана методика расчета активности пара второго контура для змеевиковых кассет ПГ, которая позволяет найти зависимость активности пара от расстояния между активной зоной и парогенерирующей поверхностью.

3. Сравнительные расчеты действительной активности пара второго контура на выходе из парогенератора показывают, что она не зависит от рассматриваемых конструкций парогенератора.

Исходя из вышеперечисленных выводов, можно дать рекомендацию по допустимому расстоянию от активной зоны до дроссельных труб для рассматриваемых конструкций моноблочного ПГА. Оно может быть уменьшено до 40 см, а не 60 см как обычно принимается проектировщиками ПГА. Это позволит уменьшить размеры ПГА и его стоимость.

Список использованных источников

'Википедия. Свободная энциклопедия' [Электронный ресурс]: сайт. - М., 2001-2011. - Режим доступа: http://ru.wikipedia.org/

1. Вилькман Н.Н., Ревков М.В. 'Расчет судовых ядерных реакторов': Методическое указание. - ЛКИ, 1985.

2. Ривкин С.Л., Александров А.А. 'Термодинамические свойства воды и водяного пара'. - М.: 'Энергоатомиздат', 1984.

Кожемякин В.В. 'Проектирование парогенераторов ЯЭУ': Учебное пособие. - Спб.: СПбГМТУ, 2007.
Бродер Д.Л., Козловский С.А., Кызьюров В.С., Попков К.К., Рубанов С.М. 'Биологическая защита транспортных реакторных установок'. - М., Атомиздат, 1961.
'Нормы радиационной безопасности (НРБ-99/2009) СП 2.6.1.2523-09': Минздрав России, 2009.

3. Идельчик И.Е. 'Справочник по гидравлическим сопротивлениям' - М.: Машиностроение, 1992.

Кузнецов В. А. 'Судовые ядерные энергетические установки': Учебник. - Л.: Судостроение, 1989.

4. Сойгин М. Ф., Гусев А. Б. и др. 'Судовые ядерные реакторы': Учебник. - Л.: Судостроение, 1967.

Приложение А

Схема моноблочного ПГА со змеевиковыми кассетами ПГ.

Схема змеевиковой кассеты ПГ.