Результаты дореакторных экспериментальных исследований прочности и износа оборудования в обоснование безопасности ВВЭР

РЕЗУЛЬТАТЫ ДОРЕАКТОРНЫХ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ПРОЧНОСТИ И ИЗНОСА ОБОРУДОВАНИЯ В ОБОСНОВАНИЕ БЕЗОПАСНОСТИ ВВЭР

, , В. В Макаров, ,

«ГИДРОПРЕСС», Подольск, Россия

ИМАШ РАН, Москва, Россия

Введение

В докладе представлены результаты новых экспериментальных исследований процессов, имеющих отношение к безопасности АЭС с ВВЭР. К таким процессам относятся трение и изнашивание оболочек твэлов (фреттинг-коррозия) в контакте с дистанционирующими решетками, термомеханическая деформация ТВС при аварии типа LOCA, динамическое нагружение активной зоны от перепадов давления при аварии с разрывом трубопровода первого контура реактора ВВЭР, падение ОРСУЗ в режиме НУЭ+МРЗ.

Оболочка твэла является вторым защитным барьером от проникновения радиоактивных загрязнений в окружающую среду, а наиболее частыми механизмами ее повреждения являются коррозия и фреттинг-коррозия. Одним из способов повышения коррозионной стойкости оболочек твэлов является нанесение защитных покрытий. К покрытиям предъявляются ряд требований, например: при эксплуатации ТВС материал покрытий не должен отделяться от элементов, на которые он нанесен (ячейки ЦДР). Материал покрытий должен обеспечивать коэффициенты трения в паре ЦДР-оболочка твэла, не превышающие таковых значений при сборке пучка с лакопокраской. При сборке пучка с ЦДР, имеющими покрытия, не должно происходить ухудшение состояния поверхностей как ЦДР, так и оболочек твэлов. В рамках поиска приемлемых защитных покрытий были выполнены испытания нескольких пар «оболочка твэл-ячейка ДР» с покрытиями на трение.

При аварии с разрывом ГЦТ температура ТВС после повторного разогрева по расчетам может кратковременно достигать 820 °С, что должно привести к значительным деформациям элементов ТВС и активной зоны вследствие процесса температурной ползучести циркониевых сплавов и затруднить разборку активной зоны. Для определения механизма и оценки параметров деформации, необходимых для верификации расчетов был проведен эксперимент, моделирующий этот процесс на макете ТВС.

При аварии с разрывом трубопровода первого контура реактора ВВЭР (ГЦТ или присоединенного к нему трубопровода) от места разрыва проходит волна понижения давления, и возникают значительные динамические нагрузки от перепадов давления на конструкции реактора, включая активную зону, неравномерно распределенные в пространстве и изменяющиеся во времени. Для получения экспериментальных данных, необходимых для верификации расчетных программ были выполнены экспериментальные исследования этого процесса.

Безопасность реакторов ВВЭР, среди прочего, определяется сейсмостойкостью СУЗ ШЭМ. Основными требованиями, предъявляемыми к каналам регулирования реактивностью реактора при нагрузках НЭ+МРЗ, являются:

-  возможность беспрепятственного падения поглощающих стержней СУЗ в направляющих каналах ТВС для останова реактора при срабатывании аварийной защиты,

-  сохранение целостности ее элементов,

-  обеспечение возможности выгрузки активной зоны.

-  экспериментальное обоснование сейсмостойкости привода СУЗ ШЭМ было выполнено на стенде, моделирующем геометрию канала регулирования реактора АЭС-2006 в масштабе 1:1.

1. Испытания оболочек твэлов в паре с дистанционирующими решетками на трение

В данном разделе представлены результаты испытания опытных образцов ячеек ДР с различными вариантами покрытий и оболочек твэлов на трение при возвратно-поступательном движении оболочки относительно фрагментов ячеек ДР.

Целью работы являлось исследование влияния различных защитных покрытий на коэффициент трения образцов оболочек твэлов по фрагментам ДР с нанесенным на них покрытиями.

Образцы (фрагменты ячеек ДР) – пуклевки (№ 000, 312, 313) с покрытием «хром» ионно-плазменным дуговым методом по режиму 1. Толщина покрытия составила 3-5 мкм.

Образцы – пуклевки (№ 000, 305, 306, 307, 309, 310) с покрытием «хром» ионно-плазменным дуговым методом по режиму 2. Толщина покрытия составила 3-5 мкм.

На образцы –пуклевки (№ 000, 309, 310) было нанесено покрытие «оксида алюминия» вакуумным ионно-плазменным электродуговым способом. Толщина покрытия составила 3 мкм.

На образцы – пуклевки (№ 000, 315, 316) было нанесено покрытие «углерод структура I» импульсным вакуумным электродуговым способом (содержание графитовой фазы меньше). Толщина покрытия составила 1 мкм.

На образцы – пуклевки (№ 000, 319, 320) было нанесено покрытие «углерод структура II» импульсным вакуумным электродуговым способом (содержание графитовой фазы больше). Толщина покрытия составила 1 мкм. Так же испытывались и другие покрытия.

Испытания образцов на трение были проведены при 20 °С на воздухе на трибометре, показанном на рис. 1. Трибометр состоит из платформы для центрирования и поджатия образцов, электродинамического вибратора, систем управления вибратором и измерений силы и перемещения и позволяет испытывать одновременно 3 пары трения (один образец оболочки твэла и 3 контробразца-фрагмента ячейки ДР - пуклевки). Нормальная контактная сила поджатия образцов и их центрирование обеспечивается при помощи установленной на вибраторе платформы. Платформа для центрирования и поджатия образцов содержит три фрагмента разрезанной вдоль образующей ячейки (поз. 2). Фрагменты ячейки закреплены в держателях (поз. 3), расположенных через 120° по окружности и поджатых к образцу (фрагменту оболочки, поз. 1) с помощью рычагов (поз. 4) и грузов, переброшенных через шкивы (поз. 5). При этом пуклевки и оболочка устанавливаются соосно, устройство обеспечивает их прилегание к оболочке без перекосов. Контактное усилие в парах трения равно произведению массы грузов на соотношение плеч рычагов (3,2). При подаче переменного напряжения от генератора на вибратор на образец действует вертикальная выталкивающая сила. Если выталкивающая сила превышает силу трения между образцом и контробразцами, образец совершает возвратно-поступательные движения относительно контробразцов с регулируемой амплитудой до 1,5 мм в вертикальном направлении, в противном случае – образец покоится. После сборки устройства поверхность образцов в зоне контакта обезжиривались с помощью спирта. В испытаниях на трение использованы ячейки ДР с длиной линии контакта с твэлом (6±0,5) мм и различными вариантами покрытий. Покрытия наносились на фрагменты ячеек, вырезанные из 7-ячеечнях фрагментов ДР. 7-ячеечные фрагменты ДР немного темнее отдельных ячеек, что может быть вызвано заводской термообработкой после сварки. В качестве образцов использованы шлифованные оболочки твэлов в состоянии поставки с НЗХК.

Система измерений включала в себя измерительные каналы силы, перемещения и ускорения. Испытания проводились ступенями длительностью 64 с, частота возвратно-поступательного движения составляла 3 Гц. Контактная нагрузка варьировалась на уровнях 2,7; 7,8; 24,8 Н. При каждом уровне контактной нагрузки (этапе испытаний) проводилось несколько нагружений (ступеней) продолжительностью 64 с. За каждый период возвратно-поступательного движения определялся коэффициент трения как отношение измеренной силы (за вычетом инерционной составляющей) к контактной нагрузке, создаваемой грузами. Средний коэффициент трения образцов без покрытия, вырезанных из 7-ячеечных фрагментов, составляет 0,15-0,17, что, как показали результаты испытаний 2006 г., характерно для автоклавированных или термообработанных на воздухе образцов, имеющих защитные пленки. В данном случае защитная пленка могла образоваться в ходе термообработки 7-ячеечных фрагментов на заводе. При увеличении контактной нагрузки до 24,8 Н происходит рост коэффициента трения до 0,57 вследствие частичного разрушения защитных пленок и трения чистых металлических поверхностей. Контробразцы, изготовленные из отдельных ячеек, и контробразцы с напылением имеют коэффициенты трения, характерные для трения чистых металлических поверхностей. Максимальные коэффициенты трения у двух образцов без покрытия и защитных пленок составляют 0,68 и 0,83, у образцов с покрытием они находятся в диапазоне от 0,68 до 0,82.

2. Деформации макета ТВС при термомеханическом моделировании аварии LOCA.

Целью испытания макета ТВС на термосиловое воздействие является получение количественных оценок формоизменения макетов в условиях высокотемпературной ползучести циркониевых сплавов. Оценки необходимы для уточнения сценария развития аварии с потерей теплоносителя и верификации расчетных кодов.

Максимальная температура ТВС и продолжительность испытаний выбраны исходя из возможностей стенда с целью получения суммарных деформаций элементов ТВС, необходимых для верификации расчетных кодов, используемых при обосновании аварии «большая течь», для которой расчетная максимальная температура равна 820 °С.

В ходе испытаний решались следующие задачи:

- определение зависимостей поперечного прогиба ТВС, вызванного действующими на ТВС продольными силами и весовыми нагрузками, от времени в условиях ползучести конструкционных материалов;

- определение остаточного формоизменения макета ТВС и его элементов в результате проведенных испытаний.

Программа испытания в режиме температурной имитации аварии с потерей теплоносителя включали в себя:

- разогрев от 20 до 320 ºС со скоростью 60 ºС/ч;

- выдержка при средней температуре ТВС 320 ºС в течение 1 ч;

- разогрев до максимальной температуры ТВС (668±13) ºС со скоростью от 40 до 50 ºС/ч;

- выдержка при максимальной температуре ТВС в течение 6 ч при продольном поджатии от 9 до 30 мм от исходного состояния при 20 ºС;

- расхолаживание до 20 ºС без принудительной циркуляции воздуха в контуре.

Максимальная температура ТВС в ходе испытаний (до 681 °С) и длительность выдержки при максимальной температуре 6 ч выбраны исходя из возможностей стенда с целью достижения деформаций, ожидаемых при аварии на основе расчетных исследований при 820 °С.

Выходной контроль макета ТВС проводился на воздухе при 20 °С в следующем объеме: внешний осмотр и проверка состояния элементов макета: головки, пучка твэлов, ДР, хвостовика; измерение размеров головки; измерение диаметров оболочек периферийных твэлов; измерение размера «под ключ» по граням ДР; проверка зазоров «в свету» в доступных местах между рядами твэлов; измерение шага между ДР по ребрам пучка твэлов; проверка и измерение величины радиальных люфтов периферийных твэлов относительно ячеек ДР; измерение углов поворота ДР относительно горизонтальной плоскости по шести граням; измерение углов между осями угловых твэлов и ДР1-ДР15 (нумерация ДР производится снизу вверх); измерение отклонения ТВС от вертикальной оси при установке на торец хвостовика.

Испытания проводили на стенде испытаний ТВС в аварийных режимах, схема которого приведена на рис. 2 Стенд включает в себя следующие системы и устройства:

- колонку (поз. 5) с устройствами для закрепления, продольного поджатия (поз. 1) и поперечного нагружения (поз. 3) макета ТВС;

- систему циркуляции теплоносителя – жаростойкий вентилятор (поз. 9), трубопроводы (поз. 6) с заслонками (поз. 8), электронагреватели (поз. 7), колонка;

- систему нагрева теплоносителя – электрические печи, электрообогрев трубопроводов, преобразователи напряжения, коммутирующая и защитная арматура;

- систему охлаждения НК; АСНИ; АСУТП.

.Колонка стенда показана на рис. 3.

Колонка с входящими в нее устройствами выполняет функции:

- закрепления макета ТВС по концам; продольного поджатия ТВС; создания температурного поля с максимумом в средней части макета; является частью теплогидравлического контура стенда. Колонка представляет собой каркасную уголковую конструкцию в форме шестигранной призмы. В серединах граней имеются съемные пластины, обеспечивающие доступ к любой точке макета при подготовке к испытаниям. В пластинах имеются отверстия для штоков датчиков перемещения и устройства поперечного нагружения. В верхней части колонки устанавливается устройство для продольного нагружения ТВС. Продольная нагрузка на головку макета (поз. 11) создается с помощью нажимного винта (поз. 2) и передается головке через

коллектор сжатого воздуха; 3 – устройство поперечного нагружения; 4 –макет ТВС; 5 – колонка; 6 – трубопровод с электрообогревом; 7 – электронагреватели; 8 – заслонка; 9 – вентилятор; 10 – преобразователь напряжения; 11 – емкость с водой; 12 – насос Рис. 2 Стенд испытаний ТВС в аварийных режимах " width="611" height="721"/>

нажимную трубу (поз. 7). Подшипники качения (поз. 4) обеспечивают поступательное вертикальное перемещение нажимной трубы. Конструкция гнезда имитатора плиты БЗТ (поз. 9) соответствует штатной конструкции. Циркуляция теплоносителя (воздуха) производится с помощью высоконапорного вентилятора по замкнутому контуру, включающему электронагреватели, колонку и трубопроводы с задвижками. В ходе испытаний теплоноситель прокачивается через электронагреватели, подается на ТВС в районе ДР8 , выходит из ТВС в районе ДР1 и головки и поступает на всас вентилятора. Система АСУТП стенда предназначена для автоматического поддержания заданных оператором температурных режимов испытаний: скоростей нагрева/расхолаживания, продолжительности выдержки при постоянной температуре, регулирование температурного перепада между противоположными гранями. Она включает в себя 96 измерительных канала температуры и четыре измерительных канала силы. Система измерения перемещения позволяет проводить измерения с помощью цифровых датчиков перемещения по 48 каналам.

В ходе испытаний в макете ТВС в наиболее горячей части (в средней по высоте части макета) была достигнута температура до 681 ºС. ТВС нагружалась и продольной сжимающей силой, приложенной к головке. Поскольку в процессе разогрева продольное поджатие макета снижалось вследствие более высокого коэффициента термического расширения материала колонки (нержавеющая сталь) по сравнению с конструкционными материалами ТВС (циркониевые сплавы), с помощью нажимного винта периодически увеличивалось поджатие макета. Макет поджимали ступенями величиной от 1,5 до 4 мм так, чтобы продольное поджатие составляло в среднем около 9 мм, что соответствует номинальному поджатию при рабочей температуре. После достижения максимальной температуры (668±13) ºС ТВС выдерживалась в течение 1 ч 50 мин с целью стабилизации температурных полей в макете и колонке, после чего продольная нагрузка была снята, а макет был поджат до осадки пружинного блока на 9 мм. Затем для инициирования поперечного прогиба к ДР9 в направлении нормали к грани 5 была приложена сосредоточенная сила величиной 2,5 кН, после снятия которой остаточный прогиб макета на уровне ДР9 составил 3 мм.

Испытания проводились до достижения прогиба на уровне ДР9 до значения в 20 мм, после чего продольная нагрузка была снята, и начато расхолаживание макета.

Суммарная погрешность измерительного канала температуры не превышала ±10 °С. Погрешность измерения силы, определенная по результатам калибровки, не превышала ±0,2 кН. Модуль и направление вектора поперечного прогиба макета определяли по показаниям двух датчиков перемещения. Для этого решали систему уравнений:

, (1)

где R и φ – искомые модуль и направление вектора прогиба;

Ri и Rj – измеренные перемещения ТВС по нормалям к i-й и j-й граням, являющиеся проекциями вектора прогиба на нормали к граням;

αi и αj – угол между направлением на ребро 1 (фиксатор хвостовика) и нормалями к i-й и j-й граням.

На рис. 4 показаны средняя, минимальная и максимальная температуры ТВС в ходе испытаний. На стадии выдержки при максимальной температуре средняя температура ТВС на 45…50 ºС ниже максимальной. Распределение температур по высоте ТВС показано на рис. 5, где по оси ординат отложена средняя температура ДР за время выдержки при максимальной температуре. Максимальная температура наблюдается в средней части ТВС в районе ДР7-ДР9, разница температур между средней и концевыми частями ТВС составила величину от 40 до 60 ºС. Значительных поперечных термоградиентов, способных вызвать изгиб ТВС, в ходе испытаний не наблюдалось. На рис. 6 представлена зависимость продольного поджатия и средней температуры ТВС от времени в ходе испытаний. Начальное поджатие макета, заданное при температуре 20 ºС, составило 22 мм. По мере разогрева величина продольного поджатия уменьшалась, и когда она снижалась до 7…8 мм, поджатие увеличивали на 1,5…4 мм. На стадии выдержки при максимальной температуре макета с течением времени наблюдается рост величины поджатия, что связано с удлинением пучка твэлов и НК. На графике также отмечены следующие характерные моменты времени: t1 – момент выхода на максимальную температуру, t2 – момент снятия продольного поджатия, которое к тому моменту составляло около 4,5 мм (1,5 оборота винта с шагом 3 мм) и последующего поджатия ТВС на 9 мм, t3 – момент поджатия еще на 6 мм, t4 – момент снятия продольной нагрузки и начала расхолаживания.

Рис. 4. Зависимость температуры ТВС от времени в ходе испытаний

Рис. 5. Распределение температур по высоте ТВС

На стадии разогрева до максимальной температуры (t<t1) графики величины и силы продольного поджатия имеют схожий характер, т. е. с уменьшением величины поджатия сила поджатия также уменьшается. На стадии выдержки при максимальной температуре (t1<t<t4) и в связи с началом процессов релаксации в пружинном блоке головки макета характер графиков усилий изменился, а именно, при плавном возрастании поджатия, вызванном удлинением твэлов и НК, продольная сила продолжала падать. В момент времени t=t2=17,25 ч продольная сила была снята, а затем макет был поджат на 9 мм – величину, близкую к номинальному поджатию ТВС при рабочей температуре. Перед разгрузкой по показаниям датчика относительного перемещения верхнего торца НК и начального положения цилиндрической обечайки головки, поджатие пружинного блока составляло около 15 мм, а продольная сила ‑ 2,4 кН. После снятия продольной нагрузки и последующего поджатия на 9 мм (относительно нового положения цилиндрической обечайки головки без поджатия) продольная сила составила 4,4 кН, т. е. больше, чем при 15 мм до разгрузки. На основании этого можно сделать вывод о релаксации пружин головки к моменту разгрузки. После поджатия макета на 9 мм к грани 5 ДР9 была приложена, а затем снята сосредоточенная поперечная сила 0,25 кН, что вызвало увеличение прогиба макета на 3 мм. В результате получено, что суммарный накопленный прогиб составил более 7 мм в направлении на ребро 6 (j=-60°).

В промежутке времени t2<t<t3 средняя скорость деформирования составила величину 2,5 мм/ч, и к моменту t=t3 поперечный прогиб достиг 12,5 мм. После поджатия ТВС еще на 6 мм в промежутке t3<t<t4 поперечный прогиб на уровне ДР9 увеличился от 14 до 19,2 мм, что соответствует средней скорости деформирования 4,3 мм/ч. В моменту t=t4 продольная сила была снята и началась стадия расхолаживания. Рост поперечного прогиба ТВС на уровне ДР9 показан на рис.9.

Рис. 7. Модуль главного вектора прогиба ТВС на уровне ДР9.

Внешний вид ТВС после извлечения из колонки стенда показан на рис. 8.

Рис. 8. Внешний вид ТВС после извлечения из колонки

После расхолаживания были измерены диаметры угловых твэлов в серединах пролетов между ДР. Уровень температуры оболочек твэлов и продолжительность выдержки, а также действие внутреннего давления привели к практически повсеместному раздутию оболочек твэлов. Максимальное раздутие оболочек (до 10,72 мм или 18 %) наблюдалось в средней по высоте части ТВС, где средняя температура составляла 640 °С. В то же время в пролете ДР14-ДР15, средняя температура которого на стадии выдержки составляла 582 °С, раздутие оболочек не превысило 0,2 мм или 2 % за 6 ч выдержки. Были также измерены размеры ДР «под ключ» в серединах граней и в районе ребер. Вследствие раздутия оболочек твэлов ДР утратили шестигранную форму. В районе подачи в колонку теплоносителя оболочки твэлов имеют налет белесого оттенка (диоксид циркония). При осмотре узлов крепления твэлов в нижней решетке «ласточкин хвост» перемещения твэлов в продольном направлении не отмечено. В серединах граней размер «под ключ» на несколько миллиметров больше, чем в районе ребер. Максимальный размер величиной 244,19 мм имел место в середине граней 3 и 6 ДР7, в районе наибольшего раздутия оболочек твэлов. Контроль зазора в свету между рядами твэлов 1 и 2, 2 и 3, 3 и 4 проводили щупами толщиной (1,100±0,005) мм в пролетах НР-ДР1, ДР14-ДР15 и толщиной (1,250±0,005) мм в остальных пролетах. Раздутие оболочек твэлов привело к сужению зазоров между рядами твэлов. Проектные зазоры между рядами твэлов сохранились в нижней и верхней частях ТВС, где температуры были на 40…60 °С ниже, чем в средней части ТВС. Измерялись величины шага между ДР. Сумма длин всех пролетов между ДР равняется 3802 мм и на 22 мм превышает проектное значение 3780 мм. Измерения радиальных люфтов периферийных твэлов в ячейках ДР показали, что в результате испытаний в парах «твэл-ячейка ДР» образовались люфты, величина которых составляет от 0,05 до 0,15 мм. Люфты отсутствуют во всех ячейках ДР6, ДР7, ДР8, а также приблизительно в 20% ячеек в ДР 9, ДР10, ДР11. Образование люфтов в верхней и нижней частях ТВС даже в условиях раздутия оболочек твэлов может быть вызвано деформированием ячеек ДР под действием поперечных нагрузок со стороны твэлов. В этом случае твэл деформирует одну или две пуклевки, а между оболочкой и третьей пуклевкой образуется зазор. В средней части ТВС раздутие оболочек таково, что все зазоры выбираются, и твэл контактирует со всеми тремя пуклевками. Также измерены углы между продольной осью угловых твэлов и плоскостью ДР. В плоскости грани максимальная несоосность твэла и ячейки ДР составляет 6°, а с учетом несоосности этого же твэла в направлении другой грани суммарная несоосность может превышать 7°. Зависимость отклонения макета от вертикальной оси вращения при его установке на торец хвостовика от расстояния до торца хвостовика показана на рис. 9. Максимальное отклонение макета как от вертикальной оси, так и от оси, соединяющей торцы хвостовика и головки, равнялось около 60 мм. Поскольку такая величина прогиба существенно превышает величину зазора между ТВС и колонкой (34 мм), на последней стадии испытаний (примерно в теченние 0,5 ч после момента t=t4) испытаний макет находился в контакте с колонкой. Деформация ТВС от прогиба 20 мм до прогиба 60 мм произошла после прекращения эксперимента, в процессе расхолаживания макета и увеличения продольной силы от различных коэффициентов

термического расширения материалов ТВС и колонки стенда.

Рис. 9. Зависимости прогиба макета от расстояния до торца хвостовика

( отклонение от оси, соединяющей торцы хвостовика и головки)

3. Исследование гидродинамических воздействий на модель активной зоны ВВЭР при разрыве трубопровода

Целью экспериментальных исследований являлось измерение распределения статических (по Бернулли) давлений во времени во внутреннем пространстве корпуса высокого давления с имитатором ТВС в процессе разуплотнения контура и получение экспериментальных данных, необходимых для верификации расчетной программы.

Стенд включает в себя модель ТВС в корпусе, разрывное мембранное устройство, соединительные трубы с арматурой и систему измерений. Стенд предназначен для испытаний при следующих параметрах:

- рабочая среда вода;

- максимальное рабочее давление среды в модели, МПа до 16;

- максимальная рабочая температура среды, °С до 340;

- внутренний диаметр трубы истечения теплоносии 100 мм.

Схема экспериментальной модели представлена на рис. 10.

Модель состоит из корпуса, крышек и размещенного внутри корпуса пучка труб. Корпус модели представляет собой трубу 550´40 мм, длиной 4000 мм, из стали 15Х1МФ с приваренными по концам фланцами. К фланцам через уплотнение крепятся крышки. В одной из крышек имеется патрубок для соединения с разрывным мембранным устройством. Трубный пучок изготовлен с ориентацией труб параллельно направлению истечения. Пучок состоит из 19 труб 76х6 мм с гексагональным расположением, соединенных сваркой через ДР, расположенные с шагом 500 мм. Торцы труб, образующих пучок, не заглушены. Крепление трубного пучка к корпусу осуществляется в четырех точках в районе торцов. Разрывное мембранное устройство состоит из корпуса, содержащего две мембраны, между которыми закачивается азот под давлением, составляющим половину рабочего давления. Диаметр разуплотняемой трубы истечения 60 мм. Толщина мембран подбирается таким образом, чтобы при рабочем давлении происходил разрыв, а половину рабочего давления мембрана выдерживала. Измерительная система предназначена для измерения начального давления в корпусе модели и статической компоненты нестационарного давления в корпусе модели в процессе истечения теплоносителя. Измерительно-вычислительный комплекс состоит из системы АСНИ и технологического КИПа. АСНИ содержит 10 измерительных каналов (ИК) давления. ИК давления предназначен для измерений статодинамических давлений. Поверхностные штуцерные датчики с интервалом 810 мм расположены вдоль двух образующих трубы. Суммарная погрешность измерения давления в экспериментах не превышает 0,5 МПа по амплитуде и 0,4 мс по времени для уровня доверительной вероятности 0,95.

На рис. 11-13 представлены типичные зависимости избыточного давления от времени в некоторых исследуемых сечениях модели. На шкале времени t=0 c – момент разрыва мембраны.

Характеристики процесса изменения давления в модели по проведенным экспериментам приведены в таблице 1. При этом вертикальные сечения корпуса модели (рис. 10), в которых размещены датчики давления, обозначены следующим образом: сечение А (датчики Р1 и Р2), сечение Б (датчики Р3 и Р4), сечение В (датчики Р5 и Р6), сечение Г (датчики Р7 и Р8), сечение Д (датчики Р9 и Р10).

Определены tз - время задержки начала падения давления относительно сечения «Д» и tс – время снижения избыточного давления от Pmax до Pнас.

 

Рис. 11. Зависимость избыточного давления в точках Р1 и Р2

(P = 5,8 МПа; Т = 135 °С)

‑‑‑‑‑‑ Р3 ‑‑‑‑‑‑ Р4

 

Рис. 12. Зависимость избыточного давления в точках Р3 и Р4

(P = 5,8 МПа; Т = 135 °С)

Таблица 1

Характеристики процесса изменения давления в модели

Номер эксперимента	Pmax, МПа	Pнас, МПа	Определяемый параметр	Сечение корпуса модели
А	Б	В	Г	Д
1	5,8	0,2	tз (задержка начала падения давления относительно сечения «Д»), мс	2,2	1,8	1,3	0,7	0,0
tс (время снижения давления от Pmax до Pнас), мс	15,7	15,6	15,2	18,0	20,0
2	9,8	0,7	tз, мс	2,2	1,8	1,4	0,8	0,0
tс, мс	18,8	19,7	20,3	23,2	27,0
3	9,8	1,5	tз, мс	2,3	1,9	1,4	0,8	0,0
tс, мс	23,0	23,5	24,1	29,2	30,5
4	12,3	3,0	tз, мс	2,9	2,2	1,7	0,8	0,0
tс, мс	31,5	31,7	32,2	35,1	37,1

Результаты измерения изменения давления в корпусе модели при разрыве мембраны показывают, что наблюдается запаздывание начала падения давления по мере удаления от мембранного устройства. В наиболее удаленном от мембранного устройства сечении запаздывание для различных экспериментов составляет от 2,2 до 2,9 мс, причем время запаздывания увеличивается с возрастанием температуры рабочей среды и, следовательно, снижением скорости звука. Также определено время падения избыточного давления от Pmax (в начале процесса) до Pнас для всех пяти исследуемых сечений. При обработке и обобщении данных, полученных в ходе всех четырех экспериментов, прослеживается следующая тенденция: время падения избыточного давления от Pmax до Pнас возрастает по мере приближения к мембранному устройству. При этом в качестве давления в сечении модели принималось среднее давление по показаниям двух расположенных в этом сечении датчиков. В процессе истечения рабочей среды на трубный пучок действуют силы, обусловленные разностью давлений на противоположных торцах труб. По результатам проведенных экспериментов получены оценки силы, возникающей от перепада давления между торцами пучка и действующей на трубный пучок в направлении истечения, в зависимости от времени, прошедшего с начала процесса). В качестве давления на торцах принимались давления в наиболее близких к торцам сечениях А и Д. Действующую на пучок продольную силу F (здесь и далее под силой, действующей на пучок, подразумевается сила, обусловленная перепадом давления на торцах) оценивали по произведению перепада давления на площадь торцев труб. Суммарная площадь торцов труб S = 25057 мм2 .

На графике силы (рис. 14) наблюдаются четыре четко выраженных максимума. Частота колебаний продольной силы около 180 Гц, максимальная сила в направлении истечения достигает 30 кН. При этом во всех экспериментах суммарный импульс силы в направлении истечения больше, чем в противоположном направлении.

‑‑‑‑‑ сечение А ‑‑‑‑‑ сечение Д

 

Рис. 13. Эксперимент 2 (P = 9,8 МПа; Т = 170 °С). Зависимость избыточного давления в сечениях А и Д модели от времени

Рис. 14. Эксперимент 2 (P = 9,8 МПа; Т = 170 °С). Расчетно-экспериментальная оценка зависимости продольной силы, действующей на трубный пучок, от времени

4. Экспериментальное обоснование сейсмостойкости привода АЭС-2006

В существующей практике стойкость привода СУЗ ШЭМ-3 к сейсмическим нагрузкам обосновывается экспериментальными методами.

В 2004 году в ОКБ «ГИДРОПРЕСС» на сейсмическом стенде были проведены испытания в обоснование сейсмостойкости привода СУЗ ШЭМ-3 для АЭС «Бушер». Привод СУЗ ШЭМ-3 устанавливался в колонке, которая на двух опорах крепилась к металлоконструкциям стенда. На корпусе колонки имелись по два патрубка для входа и выхода воды. Система вибронагружения ТВС с приводом СУЗ включала в себя четыре вибродинамических стенда. Один вибростенд размещался снизу колонки для создания вертикального динамического воздействия на УТВС с приводом СУЗ, и три вибростенда для создания горизонтальных воздействий размещались на металлоконструкции стенда на трех высотных уровнях в одной вертикальной плоскости: уровне крышки реактора; уровне фланца патрубок-чехол привода и на уровне фланца ДПШ. Имитация сейсмического воздействия на канал регулирования реактивности создавалась путем подачи на каждый из вибростендов сейсмического сигнала, получаемого синтезом двух гармонических сигналов (11 и 28,9 Гц).

При обосновании сейсмостойкости привода СУЗ ШЭМ-3 для АЭС «Бушер» у специалистов МАГАТЭ возникли серьезные замечания к методике экспериментального обоснования, главным образом, в отношении описанной выше методики динамического воздействия. Основными замечаниями к методике были следующие:

- должен воспроизводиться весь спектр сейсмических нагрузок, а не отдельные гармоники;

- горизонтальная вибрация ТВС и привода должна быть двухкомпонентной.

Поскольку конструкция существующего стенда не позволяла полностью устранить указанные замечания, для проведения работ по экспериментальному обоснованию ТВС АЭС-2006 был построен и в конце 2008 г. был введен в эксплуатацию новый крупномасштабный стенд сейсмических и вибрационных испытаний ТВС. Новый стенд позволяет, в частности, проводить испытания ТВС с приводом СУЗ ШЭМ-3 на сейсмостойкость по усовершенствованной методике с учетом замечаний экспертов МАГАТЭ. Помимо выполненных сейсмических и вибрационных испытаний ТВС АЭС-2006 с приводом СУЗ ШЭМ-3 на стенде планируются аналогичные испытания ТВС других конструкций.

Стенд сейсмических и вибрационных испытаний ТВС является универсальным стендом, предназначенным для экспериментальных исследований динамики и прочности ТВС АЭС-2006 и ВВЭР-1000 с приводом СУЗ ШЭМ-3 в режимах НЭ, НЭ+ПЗ, НЭ+МРЗ в обоснование вибропрочности ТВС безопасности реакторов ВВЭР.

Основными системами стенда являются:

- гидравлическая система;

- привод СУЗ ШЭМ-3 с органами регулирования (ОР СУЗ) и системой управления;

- система вибрационного нагружения ТВС и привода;

- система измерений и управления виброиспытаниями;

- технологический КИП;

- система строительных сооружений.

Гидравлическая система предназначена для создания потока теплоносителя через ТВС с расходом, близким к натурному. Основные гидравлические параметры стенда:

- теплоноситель – вода;

- температура теплоносителя – до 55 °С;

- расход теплоносителя через колонку– до 1200 м3/ч;

- давление в гидравлическом контуре – до 1 МПа

На рис. 15 показана схема стенда сейсмических и вибрационных испытаний ТВС. Система вибрационного нагружения предназначена для возбуждения вибрации ТВС и привода с амплитудами и частотами, характерными для режимов НЭ, ПЗ, МРЗ. Система включает в себя шесть электродинамических вибростендов, установленных попарно под 90° на трех высотных отметках – на уровне нижнего и верхнего фланцев колонки, и на уровне опоры привода. Макет ТВС помещается в колонку стенда, в которой имитируются штатные условия закрепления ТВС. Колонка (рис.16) представляет собой шестигранную призму с внутренним размером «под ключ» (263±3) мм, что обеспечивает возможность перемещения середины ТВС не менее ±10мм. В нижнем и верхнем фланцах колонка стенда имеет входной и выходной патрубки продольной циркуляции теплоносителя.

На двух противоположных гранях колонки располагается 18 прозрачных смотровых окон (по 9 на каждой грани) для возможности измерения вибрационного отклика ТВС и твэлов при помощи лазерных виброметров, а также по высоте колонки имеются штуцеры для размещения датчиков пульсации давления, датчиков измерения поля скоростей и т. д

Рис. 15. Стенд сейсмических и вибрационных испытаний ТВС

 

Рис. 16. Колонка стенда сейсмических и вибрационных испытаний ТВС
(вид снизу)

Целью испытаний являлось обоснование сейсмостойкости привода СУЗ ШЭМ 3 для НВАЭС –2 и ЛАЭС –2 и исследование зависимости времени и скорости падения ОР СУЗ от таких управляемых факторов, как: перепад давления теплоносителя на ТВС, сила землетрясения, высота сброса ОР СУЗ, время подачи сигнала АЗ от начала землетрясения.

Отличительная особенность проведенных сейсмических испытаний состоит в методике воспроизведения расчетных сейсмограмм ускорений опор ТВС и привода в режиме реального времени. Данная система с учетом реальных передаточных характеристик конструкции стенда и взаимовлияния вибростендов позволяет воспроизвести заданную временную реализацию колебаний (акселерограмму) в требуемых точках конструкции. Таким образом, в ходе испытаний в шести точках - на трех высотных уровнях (нижней, верхней опорах колонки, опоре привода СУЗ) в двух перпендикулярных направлениях были одновременно смоделированы сейсмические нагрузки, полученные расчетными методами. Расчетные акселерограммы были получены для энергоблоков ЛАЭС-2 и НВАЭС-2.

Главным отличием стендовых условий от натурных являлась температура теплоносителя. Для оценки вклада температуры воды, как одного из влияющих факторов в процесс падения ОР СУЗ, на стенде ГО В-1000 были осуществлены сбросы ОР СУЗ в «холодном» и «горячем» режимах его работы. Экспериментально показано, что вклад свойств воды в процесс падения ОР СУЗ, полученный на стенде ГО В-1000, увеличивает время сбросов в «холодном» режиме в среднем на 0,3 с. Таким образом, при испытаниях в «холодной» воде такие факторы как архимедова сила и сила вязкого трения вносят больший вклад в силу сопротивления ОР СУЗ по сравнению с «горячей» водой за счет более высокой плотности и вязкости теплоносителя, т. е. настоящие испытания являются консервативными. Максимальная сила механического трения при перемещении ОР СУЗ в заполненной водой колонке составляла около 80Н, что близко к максимальному проектному значению 98 Н, средняя по длине направляющего канала сила трения составляла 40 Н. Расход теплоносителя варьировался на двух уровнях, чтобы:

а) перепад давления на ТВС составлял (176±5) кПа;

б) время падения ОР СУЗ без сейсмического воздействия составляло (3,64±0,10) c.

Площадка	ЛАЭС-2	НВАЭС-2	Без сейсмики
Сила землетря-сения	7 баллов	8 баллов	7 баллов
Высота сброса, м	3,62	3,8	3,62	3,8	3,62	3,62	3,8
Перепад давления на ТВС, кПа	0	176	211	176	211	0	176	211	176	0	176	211	0	176	211	211
Количество сбросов	2	7	12	5	6	1	5	5	5	1	5	7	1	3	6	3

Перепад давления на ТВС 176 кПа соответствует верхнему расчетному значению перепада давления на активной зоне РУ В-392М. Время падения ОР СУЗ 3,64 с соответствует верхнему расчетному пределу времени падения ОР СУЗ (режим расхолаживания, температура 200 °С, работают 4 ГЦН) с учетом погрешности расчета для доверительной вероятности 0,95, определенному для максимальной проектной силы механического трения 98 Н и наиболее консервативной комбинации геометрических характеристик и режимных параметров в пределах проектных допусков. Поскольку в эксперименте отсутствовала возможность напрямую смоделировать такие факторы как повышенные силы механического трения, отклонения геометрических параметров, пониженная масса, вызывающие дополнительные силы сопротивления падению ОР СУЗ, все вышеперечисленных факторы были сымитированы путем увеличения силы гидравлического сопротивления при увеличении расхода через ТВС. Экспериментальным путем подобрали перепад давления на ТВС, при котором время падения ОР СУЗ в отсутствие сейсмических нагрузок было максимально близко к 3,64 с. Такой перепад был равен 211 кПа, а время падения ОР СУЗ составило 3,57 с.

Матрица эксперимента показана в таблице 2

Для учета влияния времени подачи сигнала АЗ от начала землетрясения были выполнены ряд сбросов с задержкой (1-11) с от начала воспроизведения сейсмической нагрузки.

Таблица 2

Матрица эксперимента

На рис. 16 в качестве примера приведена зависимость ускорения верхней опоры ТВС в направлении Y от времени (целевая сейсмограмма), полученная расчетными методами для энергоблока ЛАЭС-2, и ускорение, полученное в эксперименте. Как видно из рисунка отличия измеренного ускорения (красный график) от целевой сейсмограммы (синий график) не превышают 10 %. В общей сложности выполнено 74 сброса ОР СУЗ при различных условиях и режимах испытаний. Наличие землетрясения увеличивает время падения ОР СУЗ в среднем на 0,26 с, в то время как сила землетрясения незначительно сказывается на времени падения. Тип воспроизведенной сейсмограммы увеличивает время падения ОР СУЗ, в среднем, на 0,15 с (НВАЭС-2 по сравнению с ЛАЭС-2). Данный факт можно объяснить тем, что сейсмограммы имеют различные преобладающие направления вибрации относительно оси стенда, которые могут совпадать с направлением прогиба канала. Из результатов сбросов с высот 3,62 м и 3,80 м получено, что разница времени падения ОР СУЗ меняется не существенно и равна в среднем 0,14 с. Это объясняется тем, что высота сброса компенсируется более высокой разгонной скоростью падения ОР СУЗ при сбросе со 190 шага по сравнению с 181 шагом.

Рис. 17. Временная реализация ускорения верхней опоры ТВС

Увеличение перепада давления со 176 до 211 кПа увеличивает время падения, в среднем, на 0,5 секунды. В испытаниях с повышенным перепадом давления на ТВС равным 211 кПа, в трех из 30 сбросах было отмечено превышение (не более 0,14 с) максимального проектного времени падения 4,0 с. Однако с учетом консервативности испытаний и вклада температуры воды (0,3 с), можно утверждать, что при переносе на натурные условия время падения ОР СУЗ не превышает проектный предел 4,0 с.

5. Заключение

5.1. Проведены испытания фрагментов ячеек ДР с нанесенными на них покрытиями и шлифованных оболочек твэлов на трение при возвратно-поступательном движении.

Испытания показали, что все исследованные покрытия не приводят к существенному снижению коэффициентов трения. Максимальный коэффициент трения у образцов с покрытием близок к коэффициенту трения чистых циркониевых поверхностей и составляет 0,68-0,82.

В ходе термообработки 7-ячеечных фрагментов на заводе-изготовителе на поверхности ячеек ДР образуются защитные пленки, приводящие к снижению коэффициента трения до 0,15-0,20 при контактной нагрузке 2,7 Н. При увеличении контактной силы до 24,8 Н происходит частичное разрушение защитных пленок и увеличение коэффициента трения до 0,57.

5.2. Проведены термомеханические испытания макета ТВС в условиях высокотемпературной ползучести материалов. Параметры испытаний выбирались исходя из возможностей стенда на основе эквивалентности максимальных деформаций ползучести. Максимальная температура ТВС в ходе испытаний составила 681 °С, средняя температура в средней части ТВС на стадии выдержки ‑ 637 °С, продолжительность выдержки – 6 ч. Установлено, что при температурах выше 600 °С в ТВС происходят следующие необратимые деформационные процессы:

- прогрессирующий поперечный изгиб ТВС до 20 мм в условиях ползучести; раздутие оболочек твэлов до 10,72 мм; удлинение твэлов на 22 мм и НК; увеличение размера ДР «под ключ» до 244,2 мм; деформации ячеек ДРи возникновение люфтов в большинстве узлов «твэл-ячейка ДР» , смыкание витков пружин головки. Скорость изгибных деформаций ТВС зависит от величины продольной сжимающей силы и прогиба ТВС; и на уровне ДР9 при температуре ТВС до 670 °С в ходе испытаний составла от 1 до 4,3 мм/ч.

5.3. На экспериментальной модели ТВС ВВЭР проведены исследования нестационарного распределения давления теплоносителя в модели при имитации разрыва трубопровода.

Эксперименты выполнены при следующих параметрах теплоносителя-воды в модели в момент перед разрывом трубопровода:

P = 5,8 МПа; Т = 135 °С;

P = 9,8 МПа; Т = 170 °С;

P = 9,8 МПа; Т = 200 °С;

P = 12,3 МПа; Т = 235 °С;

диаметр канала истечения рабочей среды для всех экспериментов 60 мм.

Получены нестационарные распределения давления вдоль пучка труб модели при имитации разрыва трубопровода. Установлены закономерности пространственного и временного распределения давлений по модели после имитации разрыва трубопровода. В проведенных экспериментах время снижения давления рабочей среды до давления насыщения составило от 15,7 до 37,1 мс, время распространения фронта снижения давления по модели – от 2,2 до 2,9 мс в зависимости от параметров рабочей среды.

Гидродинамическая продольная сила, действующая на пучок труб имеет периодический характер с частотой колебаний 170-200 Гц. Для параметров среды, использованных в испытаниях расчетно-экспериментальная оценка максимальной силы, действующей на пучок, находится в пределах от 16 до 30 кН.

5.4. Проведены испытания привода СУЗ ШЭМ-3 и ТВС АЭС-2006 на сейсмостойкость при имитации землетрясений силой 7 и 8 баллов, рассчитанных для площадок ЛАЭС-2 и НВАЭС-2.

При максимальном расчетном перепаде давления на ТВС 176 кПа время падения ОР СУЗ составило от 3,00 до 3,80 с, что не превышает проектного предела 4,0 с.

Имитация МРЗ (7 баллов) приводит к увеличению среднего времени падения ОР СУЗ на 0,26 с по сравнению с временем падения без имитации МРЗ. Дальнейшее увеличение сейсмической нагрузки до величин, характерных для 8-балльных землетрясений, не приводит к статистически значимому увеличению времени падения.

При имитации максимально возможной силы сопротивления падению ОР СУЗ превышение максимального проектного времени падения было отмечено лишь в трех из 30 сбросов. Максимальное превышение составило 0,14 с.

С учетом консервативности испытаний на холодной воде при заданных сейсмических нагрузках сейсмостойкость привода СУЗ ШЭМ-3 и ТВС АЭС-2006 обеспечена.