Моделирование Чернобыльской аварии

Моделирование Чернобыльской аварии

Проанализированы физические и конструкционные недостатки реактора РБМК- 1000, которые привели к аварии на энергоблоке № 4 Чернобыльской АЭС 26 апреля 1986 г: положительный паровой коэффициент реактивности и дефект конструкции стержней СУЗ. Рассматривается вклад каждого из этих недостатков в разви...

Повний опис

Збережено в:
Бібліографічні деталі
Дата:2011
Автори: Халимончук, В.А., Кучин, А.В.
Формат: Стаття
Мова:Russian
Опубліковано: Державне підприємство "Державний науково-технічний центр з ядерної та радіаційної безпеки" Держатомрегулювання України та НАН України 2011
Назва видання:Ядерна та радіаційна безпека
Онлайн доступ:http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/97432
Теги: Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:Моделирование Чернобыльской аварии / В.А. Халимончук, А.В. Кучин // Ядерна та радіаційна безпека. — 2011. — № 3. — С. 20-28. — Бібліогр.: 4 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
id irk-123456789-97432
record_format dspace
spelling irk-123456789-974322016-03-29T03:03:27Z Моделирование Чернобыльской аварии Халимончук, В.А. Кучин, А.В. Проанализированы физические и конструкционные недостатки реактора РБМК- 1000, которые привели к аварии на энергоблоке № 4 Чернобыльской АЭС 26 апреля 1986 г: положительный паровой коэффициент реактивности и дефект конструкции стержней СУЗ. Рассматривается вклад каждого из этих недостатков в развитие аварии. Показано, что решающую роль «спускового механизма» сыграл конструктивный дефект стержней СУЗ. Проаналізовано фізичні та конструкційні недоліки реактора РБМК-1000, які призвели до аварії на енергоблоці № 4 Чорнобильської АЕС: додатний паровий коефіцієнт реактивності та дефект конструкції стержнів СУЗ. Розглядається внесок кожного з недоліків у розвиток аварії. Показано, що вирішальну роль «спускового» механізму відіграв конструктивний дефект стержнів. The physical and structural drawbacks of RBMK reactors that led to the accident at Chernobyl unit 4 are analyzed. They are as follows: positive void reactivity coefficient and defects in the design of the reactor core protection system. Contribution of each drawback to the accident development is assessed. It is shown that the drawback in the design of control rods triggered the accident. 2011 Article Моделирование Чернобыльской аварии / В.А. Халимончук, А.В. Кучин // Ядерна та радіаційна безпека. — 2011. — № 3. — С. 20-28. — Бібліогр.: 4 назв. — рос. 2073-6231 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/97432 621.039.56 ru Ядерна та радіаційна безпека Державне підприємство "Державний науково-технічний центр з ядерної та радіаційної безпеки" Держатомрегулювання України та НАН України
institution Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection DSpace DC
language Russian
description Проанализированы физические и конструкционные недостатки реактора РБМК- 1000, которые привели к аварии на энергоблоке № 4 Чернобыльской АЭС 26 апреля 1986 г: положительный паровой коэффициент реактивности и дефект конструкции стержней СУЗ. Рассматривается вклад каждого из этих недостатков в развитие аварии. Показано, что решающую роль «спускового механизма» сыграл конструктивный дефект стержней СУЗ.
format Article
author Халимончук, В.А.
Кучин, А.В.
spellingShingle Халимончук, В.А.
Кучин, А.В.
Моделирование Чернобыльской аварии
Ядерна та радіаційна безпека
author_facet Халимончук, В.А.
Кучин, А.В.
author_sort Халимончук, В.А.
title Моделирование Чернобыльской аварии
title_short Моделирование Чернобыльской аварии
title_full Моделирование Чернобыльской аварии
title_fullStr Моделирование Чернобыльской аварии
title_full_unstemmed Моделирование Чернобыльской аварии
title_sort моделирование чернобыльской аварии
publisher Державне підприємство "Державний науково-технічний центр з ядерної та радіаційної безпеки" Держатомрегулювання України та НАН України
publishDate 2011
url http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/97432
citation_txt Моделирование Чернобыльской аварии / В.А. Халимончук, А.В. Кучин // Ядерна та радіаційна безпека. — 2011. — № 3. — С. 20-28. — Бібліогр.: 4 назв. — рос.
series Ядерна та радіаційна безпека
work_keys_str_mv AT halimončukva modelirovaniečernobylʹskojavarii
AT kučinav modelirovaniečernobylʹskojavarii
first_indexed 2025-07-07T05:00:09Z
last_indexed 2025-07-07T05:00:09Z
_version_ 1836962979554263040
fulltext 20 Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 Д ля надежной и безаварийной работы реактора важны правильный выбор нейтронно-физиче- ских характеристик и учет их изменения в пере- ходных режимах эксплуатации, включая аварий- ные. Стабильная работа будет обеспечена при соблюдении требования внутренней безопас- ности, заключающегося в необходимости конс- труирования реактора таким образом, чтобы мощностный коэффициент реактивности имел отрицательный знак. То- гда при увеличении мощности формируется отрицательная обратная связь. Однако условие отрицательного мощност- ного коэффициента реактивности не всегда может гаран- тировать ядерную безопасность РУ. Такая гарантия может иметь место только в том случае, когда все составляющие мощностного коэффициента реактивности имеют отри- цательные значения. Из-за того, что скорости изменения различных параметров активной зоны в переходных и ава- рийных режимах могут существенно отличаться, наличие положительного компонента мощностного коэффициента реактивности может стать решающим фактором нестабиль- ности реактора в этих режимах. В реакторе РБМК-1000 две составляющие мощностного коэффициента реактивности: по объемному паросодержанию ( )ϕα и температуре графи- товой кладки — имели положительные значения. При этом в переходных процессах объемное паросодержание может изменяться очень быстро по сравнению с другими пара- метрами активной зоны (температура графитовой кладки, топлива) и тем самым приводить к вводу в активную зону положительной реактивности. Наличие в РБМК большого положительного значения парового эффекта реактивности следует признать одним из существенных недостатков кон- струкции реактора данного типа. Другая особенность РБМК-1000 — существенная не- равномерность размножающих свойств в объеме активной зоны, ее гетерогенность и сложная аксиальная конструк- ция ОР СУЗ, требующие выполнения расчетных обоснова- ний безопасности в аварийных режимах с использованием трехмерных программ, которые до 1986 г. отсутствовали. Существует два взгляда на причины и развитие аварии на 4-м блоке ЧАЭС. В рамках первого принято считать, что из-за несовершенной конструкции стержней СУЗ («конце- вой» эффект) в реактор была внесена положительная реак- тивность, которая инициировала аварию, а последующее проявление положительного парового коэффициента ре- активности способствовало ее катастрофическому разви- тию. Противоположный взгляд на Чернобыльскую аварию основывается на определяющей роли ϕα . В рамках этого подхода предполагается, что до появления сигнала ава- рийной защиты «АЗ-5» в активной зоне реактора начали развиваться не понятые до сих пор процессы в теплотех- ническом оборудовании, приведшие к резкому росту па- росодержания в активной зоне и началу аварии, внешние факторы проявления которой заставили оператора нажать кнопку АЗ-5. В данной работе подробно обсуждается вопрос о вкладе αϕ и «концевого» эффекта стержней СУЗ в развитие аварии. Авария произошла во время проведения электротех- нического эксперимента, которому предшествовал пе- реходный режим на пониженный уровень мощности до 200 МВт. На этом уровне мощности и было осуществлено испытание, связанное с экспериментальной проверкой возможности использования механической энергии ротора отключенного по пару турбогенератора для поддержания УДК 621.039.56 В. А. Халимончук, А. В. Кучин Государственный научно-технический центр по ядерной  и радиационной безопасности, г. Киев, Украина Моделирование Чернобыльской аварии Проанализированы  физические  и конструкционные  не- достатки  реактора  РБМК-1000,  которые  привели  к аварии  на  энергоблоке № 4 Чернобыльской АЭС 26 апреля 1986 г. поло- жительный паровой коэффициент реактивности и дефект кон- струкции  стержней  СУЗ.  Рассматривается  вклад  каждого  из  этих недостатков в развитие аварии. Показано, что решающую  роль «спускового механизма» сыграл конструктивный дефект  стержней СУЗ. К л ю ч е в ы е   с л о в а: ядерный реактор, плотность потока  нейтронов,  реактивность,  нейтронная  мощность,  стержни  управления  и защиты,  паровой  коэффициент  реактивности,  графитовая кладка, отравление по ксенону, переходный про- цесс,  оперативный  запас  реактивности,  эффективность  СУЗ,  положительный  выбег  реактивности,  эффективная  доля  за- паздывающих  нейтронов,  учет  парового  коэффициента  реак- тивности.  В. А. Халимончук, О. В. Кучин Моделювання Чорнобильської аварії Проаналізовано  фізичні  та  конструкційні  недоліки  реак- тора  РБМК-1000,  які  призвели  до  аварії  на  енергоблоці  № 4  Чорнобильської  АЕС:  додатний  паровий  коефіцієнт  реактив- ності  та дефект конструкції  стержнів СУЗ.  Розглядається  вне- сок  кожного  з недоліків  у розвиток  аварії.  Показано,  що  вирі- шальну  роль  «спускового»  механізму  відіграв  конструктивний  дефект стержнів. К л ю ч о в і   с л о в а: ядерний реактор, густина потоку ней- тронів,  реактивність,  нейтронна  потужність,  стрижні  управ- ління  й захисту,  паровий  коефіцієнт  реактивності,  графітова  кладка,  отруєння  за  ксеноном,  перехідний  процес,  оператив- ний  запас  реактивності,  ефективність  СУЗ,  додатний  вибіг  реактивності,ефективна частка запізнілих нейтронів, урахуван- ня парового коефіцієнта реактивності. © В. А. Халимончук, А. В. Кучин, 2011 Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 21 Моделирование Чернобыльской аварии производительности механизмов собственных нужд бло- ка в условиях обесточивания. Заметим, что испытания были начаты, когда реактор находился в неравновесном состоянии по концентрации ксенона. Условиями испы- таний предусматривался, в основном, с большой частотой контроль тех параметров, которые непосредственно свя- заны с экспериментом (некоторые же характеристики РУ, например оперативный запас реактивности, определяются расчетно-экспериментальным путем). Экспериментальная информация о пространственном распределении поля нейтронов, учитывая низкий уровень мощности реактора на момент аварии, могла содержать существенную отно- сительную погрешность измерения. Следовательно, об- суждаемый здесь вопрос о вкладе парового коэффициента реактивности и «концевого» эффекта стержней СУЗ в раз- витие аварии требует достоверной информации о состо- янии активной зоны на момент аварии. Она могла быть получена только с помощью математического моделиро- вания ксенонового переходного процесса, где в качестве исходного состояния реактора рассматривалось стацио- нарное состояние на номинальном уровне мощности за одни сутки до аварии и для которого экспериментальная информация о пространственном распределении плотно- сти потока нейтронов достаточно достоверна. Для полу- чения полной информации на момент аварии в качестве расчетной целесообразно было выбрать, конечно, трехмер- ную модель реактора. Однако из-за отсутствия должной вычислительной техники реализовать соответствующее моделирование, требующее значительных затрат счетно- го времени, в тот период не представлялось возможным. Основным блоком, требующим в данном случае больших вычислений, является моделирование перемещения ОР СУЗ для компенсации эффектов реактивности. При этом стержни СУЗ должны перемещаться таким образом, чтобы не допускать значительных перекосов полей тепловых ней- тронов по объему реактора (т. е. должен быть реализован аналог работы оператора РУ). Поэтому для расчета фи- зических характеристик реактора в переходном режиме использовались одномерная (аксиальная) и двухмерная (�,�,, Y-геометрия) модели реактора, для которых удалось реали--геометрия) модели реактора, для которых удалось реали- зовать простые, не требующие больших вычислительных затрат, алгоритмы для перемещения стержней СУЗ. В них, помимо компенсации реактивности за счет изменения концентрации ксенона и теплогидравлических парамет- ров, минимизировалось также изменение формы аксиаль- ного нейтронного поля за счет оптимального перемещения стержней СУЗ. Принцип оптимизационного алгоритма реализован таким образом, чтобы перемещения стержней СУЗ были подобны тем, которые выполняет оператор РУ. 1. Моделирование ксенонового переходного процесса, предшествовавшего проведению запланированного электротехнического эксперимента Для определения параметров РУ, непосредственно пред- шествовавших эксперименту (приблизительно 24 ч 30 мин), было проведено предварительное моделирование пред- шествовавшего переходного процесса. Для получения аксиального распределения потока тепловых нейтронов в каждой временной точке ксенонового переходного про- цесса, имевшего место на энергоблоке № 4 ЧАЭС перед электротехническим экспериментом, использовалась спе- циально разработанная одномерная (аксиальная) про- грамма моделирования ксеноновых переходных процес- сов. В этой программе пространственная составляющая плотностей потоков нейтронов определялась из решения стационарных двухгрупповых диффузионных уравнений. Зависимость аксиального распределения плотности по- тока нейтронов от времени учитывалась в этих уравне- ниях через зависимость от времени диффузионных кон- стант ячеек. Для данного процесса предполагалось, что диффузионные константы изменяются во времени из-за изменений концентрации ядер 135�e, температуры замед-, температуры замед- лителя (графитовой кладки), плотности теплоносителя, температуры топлива. При этом концентрация ядер 135�e находилась из решения системы уравнений, описываю- щих кинетику накопления ядер 135�e и 135I, а темпера-, а темпера- тура замедлителя (графитовой кладки) — из уравнения, полученного при рассмотрении баланса тепла в ячейке реактора РБМК. В данном процессе влияние быстрых обратных связей (по температуре топлива и плотности теплоносителя) принималось как мгновенно проявляю- щееся, т. е. изменение параметров этих связей на каждом временном шаге (который в расчетах в несколько раз пре- восходил постоянные времени для температуры топлива и плотности воды) определялось из решения соответст- вующих стационарных уравнений. Начальное аксиальное распределение двухгрупповых плотностей потоков ней- тронов в этом ксеноновом переходном процессе получено восстановлением аксиального распределения с использо- ванием показаний внутриреакторных датчиков контроля энерговыделения по высоте активной зоны ДКЭ (H).H).). В результате работы программы восстановления поля нейтронов, корректирующей в двухгрупповых уравнени- ях диффузии сечения поглощения тепловых нейтронов 2( )zΣ , в исходной точке переходного процесса достига- лась наибольшая согласованность расчетного и экспери- ментального аксиальных распределений плотности по- тока тепловых нейтронов. На каждом временном шаге оперативный запас реак- тивности (ОЗР) определялся по разности эффективных коэффициентов размножения нейтронов для текущего со- стояния и состояния с полностью извлеченными стерж- нями СУЗ. При определении концентрации ядер 135�e предпола- галось, что изменение мощности реактора по времени из- вестно и задается кусочно-постоянной функцией, а смена продувки графитовой кладки* происходит так, что граница уровня гелия и азота линейно поднимается снизу вверх за время T∆ (время смены продувки). Переход с Не-NN2 продувки на NN2 и наоборот в каждой зоне скачкообразен, а количество зон, где сменилась продувка за время ,t∆ определяется из условия .зон tn N T ∆ = ⋅ ∆ На рис. 1 приведен график изменения тепловой мощно- сти реактора по времени перед проведением эксперимента по выбегу турбогенератора в виде кусочно-постоянной функ- ции. Здесь нулевой момент времени соответствует началу * Пространство графитовой кладки в РБМК заполнено азотно-гели- евой смесью или чистым азотом, что повышает теплопроводность газо- вого зазора между технологическим каналом, в котором находится ТВС, и графитовой кладкой. Это способствует улучшению передачи тепла от графитовой кладки к теплоносителю и обеспечивает соответствующую температуру графита. 22 Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 В. А. Халимончук, А. В. Кучин снижения мощности реактора (25.04.1986 в 01 ч 06 мин) до уровня, на котором планировалось проведение экспери- мента. Через 2 ч после начала снижения мощности реактора для уменьшения темпа падения ОЗР была начата смена продувки газового контура, которая продолжалась в тече- ние 1 ч. При этом азотно-гелиевая смесь заменялась на азот, что позволило сдержать падение температуры графи- та и ОЗР (эффект реактивности по температуре графита положительный). На рис. 2 представлены расчетные зависимости по времени коэффициента неравномерности плотности по- тока тепловых нейтронов по высоте активной зоны (КZ) и оперативного запаса реактивности, а также приведено несколько известных экспериментальных значений ОЗР, зарегистрированных системой контроля реактора. В течение 22 ч после начала снижения мощности изме- ч после начала снижения мощности изме-ч после начала снижения мощности изме- нение ОЗР определяется, в основном, отравлением реакто- ра ксеноном (рис. 3). Влияние температуры графита на ре- активность незначительно вследствие перехода на азотную продувку графитовой кладки. Температурный эффект топ- лива и эффект по плотности теплоносителя малы и ком- пенсируют друг друга (имеют противоположные знаки). При снижении мощности реактора до 1600 МВт и менее изменение реактивности происходит в основном за счет уменьшения температуры графита и увеличения концент- рации ксенона (см. рис. 3). На момент аварии согласно рас- четному моделированию ОЗР снизился до 7 стержней руч- ного регулирования («вес» одного стержня РР по данным расчета в течение переходного процесса находился в диапа- зоне 49ќ10-3–53ќ10-3 %), что удовлетворительно согласуется с данными, представленными в [1] (6–8 стержней РР). Как показало расчетное моделирование, при умень- шении мощности реактора аксиальный коэффициент неравномерности плотности потока тепловых нейтронов КZ (см. рис. 2) изменялся незначительно. При этом форма аксиального распределения плотности потока тепловых нейтронов (рис. 4) на момент аварии приобретает двугор- бый вид с максимумом вверху и довольно хорошо согла- суется с соответствующим экспериментальным распреде- лением. Однако расчетное значение верхнего максимума аксиального распределения меньше по сравнению с эк- спериментальными данными, т. е. расчетное аксиальное распределение имеет большее смещение в нижнюю часть активной зоны. Следует отметить, что двугорбое распре- Рис. 1. Изменение тепловой мощности реактора в ксеноновом переходном процессе перед проведением электротехнического эксперимента Рис. 2. Изменение ОЗР и КZ в ксеноновом переходном процессе Рис. 3.Изменение средних по объему активной зоны температуры графита (TTC) и концентрации ксенона ( Хе ) в переходном процессе Рис. 4. Аксиальное распределение потока нейтронов в течение ксенонового переходного процесса Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 23 Моделирование Чернобыльской аварии деление является неустойчивым [2] и легко подвергается искажениям. Возможное отличие расчетного и экспериментального аксиальных распределений является следствием исполь- зования одномерной аксиальной модели, в которой не- возможно учесть радиальное распределение нейтронов. В данном случае перемещение ОР СУЗ было направлено на минимизацию изменения только аксиального распре- деления размножающих свойств, т. е. на поддержание ис- ходного аксиального распределения. Вследствие этого рас- четное значение суммарной глубины погружения стержней РР (вводятся в активную зону сверху) получилось меньше соответствующего экспериментального значения, а для укороченных стержней-поглотителей (УСП), которые вво- дятся в активную зону снизу и служат для выравнивания аксиального распределения, наоборот, больше (рис. 5). В результате моделирования переходного ксенонового процесса в одномерной аксиальной геометрии получены также расчетные аксиальные профили концентрации ядер 135�e и температуры графита в течение всего переходного процесса, включая момент времени, предшествующий на- жатию кнопки АЗ-5. Результаты моделирования ксенонового переходного процесса в двухмерной геометрии представлены на рис. 6. Отметим, что в случае моделирования переходного про- цесса в двухмерной геометрии суммарное значение глу- бин погружения стержней РР, в отличие от одномерного расчета, больше экспериментального. Для стержней УСП наблюдается обратная картина. В двухмерном расчете они погружены на меньшую глубину, чем в эксперименте, а в одномерном — на большую. Как уже отмечалось, это, очевидно, является следствием того, что в каждом из рас- четов поддерживается соответствующая форма нейтронно- го распределения (в одномерном — аксиальная, в двухмер- ном — радиальная), в то время как в других измерениях распределение плотности потока тепловых нейтронов в рас- чет не принимается. Оба расчета показали (рис. 6), что на момент аварии ОЗР составлял около 7 стержней РР. В результате расчетного моделирования ксенонового переходного процесса в одно- и двухмерной геометрии получена расчетная информация, достаточно точно под- тверждающая экспериментальное значение ОЗР. Кроме того, поканальные значения концентрации ядер ксенона, температур графита, топлива и аксиальные профили этих величин дают возможность получения их трехмерного распределения в объеме активной зоны в нестационарном состоянии реактора на момент нажатия кнопки аварий- ной защиты АЗ-5. Эти распределения использованы при моделировании начальной фазы Чернобыльской аварии в трехмерной геометрии, результаты которого обсуждают- ся далее. 2. Оценка эффективности стержней СУЗ РБМК-1000 в состоянии энергоблока № 4 Чернобыльской АЭС перед аварией Обсуждаемая здесь оценка эффективности стержней СУЗ выполнялась по программе ТРЕП [3, 4]. Все резуль- таты, представленные в разделе 2, получены без учета об- ратной связи по теплогидравлическим параметрам. СУЗ до модернизации. Конструкция стержней РР, авто- матического регулирования (АР) и УСП системы СУЗ РБМК-1000 приведена на рис. 5. До модернизации стерж- ней СУЗ длина штанги телескопической конструкции, со- единяющей поглощающую часть стержня РР с вытесните- лем, составляла 125 см. Стержни аварийной защиты (АЗ) на РБМК по своей конструкции аналогичны стержням РР и отличаются от них только функционально. Скорость погружения стержней СУЗ в активную зону в данных оценках принята равной 40 см/с. Рассмотрим поведение нейтронной мощности и реак- тивности после нажатия кнопки АЗ-5 (полное погруже- ние всех стержней СУЗ в активную зону, за исключением УСП, которые до Чернобыльской аварии не были задей- ствованы в аварийную защиту). Отметим, что при этом использованы экспериментальная информация о ради- альном (поканальном) распределении глубины выгорания топлива, реальная картограмма загрузки активной зоны и глубины погружения ОР СУЗ блока № 4 ЧАЭС на мо- мент, предшествующий аварии. В качестве информации о пространственном распределении концентрации ядер Рис. 5. Конструкция стержней СУЗ в извлеченном состоянии: 1 — штанга; 2 — вода; 3 — вытеснитель; 4 — поглотитель; 5 — телескопическая соединительная штанга Рис. 6. Изменение в переходном процессе оперативного запаса реактивности оп( )ρ и коэффициента неравномерности энерговыделения по радиусу активной зоны (Kr) 24 Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 В. А. Халимончук, А. В. Кучин 135�e и температуры графитовой кладки использована рас- четная информация, полученная на основании модели- рования ксенонового переходного процесса (см. раздел 1). Плотность теплоносителя по высоте всех технологических каналах принята одинаковой и равной 0,78 г/см3. Исследовано влияние двух форм высотного распреде- ления плотности потока тепловых нейтронов в исходной точке (кривые 1 и 2 на рис. 7) на поведение нейтрон- ной мощности реактора и реактивности при погружении стержней СУЗ в активную зону по сигналу АЗ-5. Оба этих аксиальных распределения получены с по- мощью восстановления. Восстановление объемного распределения поля нейтронов позволяет устранить не- определенности в исходных данных на момент срабаты- вания аварийной защиты (АЗ-5). Эти неопределенности, с одной стороны, связаны с отсутствием данных об ак- сиальных распределениях глубины выгорания топлива в каждой ТВС и плотности теплоносителя в каждом тех- нологическом канале, наличием погрешности в опреде- лении глубины погружения ОР СУЗ. С другой стороны, они обусловлены также тем, что на момент срабатывания АЗ реактор находился в нестационарном состоянии по концентрации ядер 135Хе, а объемное распределение кон- центраций ядер ксенона на момент аварии, полученное раздельным моделированием ксенонового переходного процесса в одно- и двухмерной геометриях, также содер- жит определенную погрешность. Все эти неопределен- ности компенсируются благодаря выполнению расчета с восстановлением. Распределение 1 на рис. 7 соответствует случаю, когда в качестве показаний датчиков внутриреакторного конт- роля, используемых в блоке восстановления программы, задействованы экспериментальные значения (на рис. 7 точками отмечено экспериментальное распределение плотности потока тепловых нейтронов Ф0(z), осредненное по показаниям 12 датчиков контроля энерговыделения по высоте реактора). Распределение 2 соответствует случаю, когда в качестве показаний датчиков контроля энерговы- деления по высоте используется расчетное аксиальное рас- пределение Ф0(z) на момент аварии, полученное в разде- ле 1 (рис. 4, кривая для момента времени 24 ч 30 мин) при моделировании ксенонового переходного процесса. На рис. 8 иллюстрируется высотное распределение плот- ности потока тепловых нейтронов при погружении стерж- ней СУЗ для нескольких моментов времени. Результаты этих расчетных исследований соответствуют начальному аксиальному распределению плотности потока тепловых нейтронов, описываемому кривой 1 на рис. 7. Аналогичные данные, полученные при моделировании погружения стержней СУЗ в исходном поле нейтронов, описываемом кривой 2 на рис. 7, представлены на рис. 9. Как видно, при погружении стержней СУЗ происходит существенное перераспределение нейтронного поля по вы- соте реактора со смещением максимума в нижнюю часть активной зоны. В случае исходного распределения Ф0(z), представленного на рис. 7 (кривая 2), наблюдается более интенсивное смещение максимума в нижнюю часть (см. рис. 9). Рис. 7. Аксиальные распределения плотности потока тепловых нейтронов, использованные в оценке эффективности ОР СУЗ в состоянии энергоблока № 4 Чернобыльской АЭС перед аварией (1, 2 — расчет с восстановлением) Рис. 8. Пространственно-временное поведение плотности потока тепловых нейтронов при сбросе ОР СУЗ (стержни УСП неподвижны). Исходное распределение Ф0(z) (кривая 1) соответствует кривой 1 на рис. 7 (кривая 2 — tt = 1,5 с; кривая 3 — tt = 3,0 с; кривая 4 — tt = 4,5 с) Рис. 9. Пространственно-временное поведение плотности потока тепловых нейтронов при сбросе ОР СУЗ (стержни УСП неподвижны). Исходное распределение Ф0(z) (кривая 1) соответствует кривой 2 на рис. 7 (кривая 2 — tt = 1,5 с; кривая 3 — tt = 3,0 с) Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 25 Моделирование Чернобыльской аварии На рис. 10 и 11 иллюстрируется временное поведение реактивности и нейтронной мощности реактора при по- гружении ОР СУЗ в поле нейтронов, характер высотного распределения которого описывается соответственно кри- выми 1 и 2 рис. 7. Можно видеть, что при погружении ОР СУЗ в активную зону наблюдается положительный вы- бег реактивности. Его величина существенно зависит от начального распределения плотности потока тепловых нейтронов по высоте активной зоны. В случае исходно- го распределения Ф0(z), описываемого кривой 2 на рис. 7, положительный выбег реактивности составляет 1,1 βeff и, начиная с момента времени t ≈ 3,5 c, имеет место разгон реактора на мгновенных нейтронах. Из данных, приведенных на рис. 10 и 11, видно, что бођльшие выбеги реактивности и интегральной мощности достигаются тогда, когда в исходном состоянии аксиаль- ное распределение плотности потока тепловых нейтронов описывается кривой 2, представленной на рис. 7. Очевидно, что выбеги нейтронной мощности и реак- тивности наступают в момент времени, когда максимум в распределении плотности потока тепловых нейтронов смещается в нижнюю часть активной зоны, откуда проис- ходит выталкивание «столбов» воды вытеснителями СУЗ (конструкция стержней СУЗ в извлеченном из активной зоны состоянии показана на рис. 5). При этом плотность потока тепловых нейтронов внизу в несколько десятков раз больше, чем вверху. Поэтому эффективность воды как поглотителя нейтронов в нижней части активной зоны больше, чем поглотителя СУЗ, вводимого в верхнюю часть активной зоны. При движении стержня вниз с верхнего «концевика» это приводит к введению в реактор положи- тельной реактивности. Отметим, что при малом оператив- ном запасе реактивности, что имело место на энергоблоке № 4 ЧАЭС, количество «столбов» воды в нижней части активной зоны было значительным. В исходном состоянии с Ф0(z), описываемом кривой 2 на рис. 7, варьировалась величина ОЗР. Лишь при опера- тивном запасе в 18 стержней РР максимальное значение выбега реактивности было меньше 1,0 βeff и составило при- близительно 0,9 βeff . Отметим, что согласно регламенту ОЗР не должен был снижаться менее чем до15 стержней РР. Причем это ограничение было установлено главным обра- зом из условия управления полем энерговыделения. Однако, как следует из расчетов, даже при ОРЗ в 15 стержней и не- сколько более на состоянии 4-го блока Чернобыльской АЭС выбеги реактивности за счет «концевого» эффекта стержней СУЗ могли превышать 1,0 βeff . Этого удалось бы избежать, если бы стержни УСП, которые вводятся в нижнюю часть активной зоны, были задействованы в аварийную защиту. В данном случае их введение в активную зону препятст- вует значительному смещению аксиального профиля плот- ности потока тепловых нейтронов в нижнюю часть актив- ной зоны и «концевой» эффект стержней СУЗ отсутствует. Результаты таких оценок представлены на рис. 12. Модернизированные стержни СУЗ. В качестве первооче- редной меры по повышению эффективности аварийной защиты на РБМК-1000 явилась модернизация СУЗ. Она заключалась в удлинении телескопического соединения стержней РР до 240 см и поглощающей части до 680 см за счет установки дополнительного верхнего звена поглотителя, а также в увеличении числа УСП до 32 с обеспечением их ввода в активную зону по сигналу «АЗ-5». Увеличение теле- скопической части позволило исключить «столбы» воды под вытеснителями стержней СУЗ, находящимися в край- нем верхнем положении. Результаты оценки эффективности Рис. 10. Расчетная оценка поведения реактивности и нейтронной мощности при сбросе ОР СУЗ в исходном аксиальном распределении плотности потока тепловых нейтронов, описываемом кривой 1 на рис. 7 Рис. 11. Расчетная оценка поведения реактивности и нейтронной мощности при сбросе ОР СУЗ в исходном аксиальном распределении плотности потока тепловых нейтронов, описываемом кривой 2 на рис. 7 Рис. 12. Расчетная оценка поведения реактивности и нейтронной мощности при сбросе ОР СУЗ в исходном аксиальном распределении плотности потока тепловых нейтронов, описываемом кривой 2 на рис. 7 (УСП задействованы в аварийную защиту) 26 Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 В. А. Халимончук, А. В. Кучин модернизированной СУЗ представлены на рис. 13. Как следует из приведенных там данных, даже в случае, когда стержни УСП не задействованы в аварийной защите, поло- жительный выбег реактивности отсутствует. Таким образом, в результате выполненной модерниза- ция ОР СУЗ был устранен дефект конструкции стержней СУЗ, что полностью исключило возможность ввода поло- жительной реактивности стержнями СУЗ. 3. Расчетная оценка выбегов реактивности и нейтронной мощности в первой фазе Чернобыльской аварии с учетом парового коэффициента реактивности Результаты численного моделирования первой фазы Чернобыльской аварии (процесс, связанный с погружением ОР СУЗ в активную зону после появления сигнала «АЗ-5»), представленные в разделе 2, выполнены без учета влияния парового коэффициента реактивности и демонстрируют роль «концевого» эффекта стержней СУЗ в аварии. Эти исследования указывают на то, что при сложившемся на момент аварии высотном распределении плотности потока тепловых нейтронов и ОЗР в 6–8 стержней РР положи- тельный выбег реактивности (без учета парового коэффи- циента реактивности) из-за «концевого» эффекта стержней СУЗ мог достигать 1,0 βeff . Однако выбег непродолжите- лен и, хотя нейтронная мощность в максимуме достигает 7000 МВт, это не приводит к критическому увеличению температур топлива, стенок тепловыделяющих элементов и, соответственно, к разрушению активной зоны. Рассмотрим, как изменятся результаты описанных ис- следований, если при моделировании сброса стержней СУЗ в активную зону по сигналу «АЗ-5» учесть действие обратной связи по плотности теплоносителя, т. е. учесть влияние парового коэффициента реактивности ( )ϕα . Для этой цели была использована версия программы про- странственной кинетики ТРЕП, связанная с программой нестационарной теплогидравлики КОBRА, разработанной в РНЦ «Курчатовский институт». В первой фазе аварии из-за «концевого» эффекта ОР СУЗ происходит резкое увеличение нейтронной мощности, приводящее к существенному уменьшению плотности теплоносителя. Чтобы быть уверенным в правильности оценки последующей реакции активной зоны на уменьше- ние плотности теплоносителя, необходимо убедиться, что используемая в программе ТРЕП библиотека нейтронно- физических констант позволяет достаточно адекватно оце- нивать паровой коэффициент реактивности в реальных состояниях активной зоны. Но прежде следует напомнить, что ϕα зависит от многих параметров: оперативного за- паса реактивности оп( ),ρ обогащения топлива, количества дополнительных поглотителей в активной зоне, распреде- ления плотности потока тепловых нейтронов и плотности теплоносителя по высоте активной зоны. Кроме того, как показали расчетные исследования, существует еще один фактор, существенно влияющий на величину ϕα — это характер возмущения плотности теплоносителя по высоте активной зоны. Следовательно, в расчетной оценке ϕα необходимо соблюдать соответствие эксперименту как ис- ходного, так и возмущенного аксиальных распределений плотности теплоносителя. Выполненные эксперименты по определению ϕα на энергоблоке № 1 Чернобыльской АЭС в 1988–1991 гг. показали, что для реальных состояний, ха- рактеризующихся наличием в активной зоне 80 дополни- тельных поглотителей, оперативным запасом реактивности 44–47 стержней РР, средней глубиной выгорания топлива 880–1150 МВт⋅сут/ТВС, значение парового коэффици- ента реактивности лежит в диапазоне (0,8…1,2)±0,2 βeff . Расчетная же оценка ϕα для одного из реальных состоя- ний (аналогичного по характеристике описанным выше, для которых выполнены экспериментальные оценки ϕα ) того же энергоблока составила 1,3 βeff . На основании этого можно утверждать, что и в гипотетических состояниях ак- тивной зоны РБМК-1000 величина ϕα будет оцениваться программой ТРЕП с достаточной точностью, а значит, с ее помощью можно получить приемлемую оценку влияния парового коэффициента реактивности ( )ϕα на поведение активной зоны РБМК в первой фазе аварии. Рассмотрим результаты расчетного моделирования пер- вой фазы Чернобыльской аварии с учетом парового коэф- фициента, когда в исходной точке переходного процесса ак- сиальное распределение нейтронов описывается кривой 2 на рис. 7, для которого, согласно исследованиям, описан- ным ранее, «концевой» эффект имеет бођльшую величину. Как показано на рис. 14, на протяжении первых полутора секунд после начала погружения ОР СУЗ в активную зону вводится отрицательная реактивность. Однако уже ко 2-й секунде процесса аксиальное поле нейтронов перестраива- ется, максимум смещается вниз (КZ = 1,8) и за счет «кон- цевого» эффекта стержней СУЗ начинается быстрый ввод положительной реактивности. Скорость ввода реактивности достигает 0,5βeff /с и нейтронная мощность нарастает с громадной скоростью (рис. 15). Основной рост нейтронной мощности прихо- дится на нижнюю половину активной зоны. Погружение стержней СУЗ приводит к дальнейшему росту КZ, который к 3-й секунде процесса достигает значения 2,2. К этому же моменту времени по радиусу активной зоны появляются две области с ярко выраженными максимумами энерговы- деления в координатах 17–34 и 33–57 (северная часть ак- тивной зоны). К 4-й секунде введенная положительная ре- активность достигает максимального значения — порядка 1,1 βeff . К этому моменту «столбы» воды в каналах СУЗ полностью выдавлены вытеснителями ОР СУЗ и дальней- шее погружение ОР СУЗ приводит к вводу отрицательной Рис. 13. Изменение реактивности и нейтронной мощности при сбросе модернизированных ОР СУЗ в исходном аксиальном распределении плотности потока тепловых нейтронов, описываемом кривой 2 на рис. 7 (УСП не задействованы в аварийной защите) Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 27 Моделирование Чернобыльской аварии реактивности. Если бы реактор имел нулевой паровой ко- эффициент реактивности, то через 3 с после достижения максимального положительного значения реактивности ОР СУЗ перевели бы его в подкритическое состояние, а мак- симальный выбег нейтронной мощности составил около 35N0 (рис. 14 и 15, штриховые кривые; 0 200N ≈ МВт). Однако, начиная с 4 с, происходит интенсивное вскипа- ние теплоносителя. Характер изменения плотности тепло- носителя по высоте активной зоны представлен на рис. 16. В совокупности с положительным паровым коэффициен- том реактивности, расчетное значение которого в исход- ной точке переходного процесса составило приблизительно 5,2 βeff (рис. 17), вскипание теплоносителя приводит к тому, что на протяжении 4,5—5,0 с реактивность не уменьшается, а поддерживается на уровне 1,0 βeff . Следствием этого явля- ется то, что в момент времени 5,5 с интегральная нейтрон- ная мощность достигает значения 185N0, а в нижней части активной зоны — еще больше (см. рис. 15). В радиальном направлении по-прежнему наблюдаются два ярко выражен- ных максимума в тех же координатах. Причем второй мак- симум с центром в координатах 33–57 захватывает значи- тельную часть нижнего правого квадранта. В области этих максимумов на уровне 75 см от низа активной зоны объ- емное энерговыделение в твэлах достигает 6000 Вт/см3. Уже к 7-й секунде (рис. 18) температура топлива в этих слоях достигает 3100 оС и превышает температуру плавления, что ведет к разрушению активной зоны. В заключение остановимся на интерпретации зави- симости парового коэффициента реактивности в данном Рис. 14. Оценка изменения реактивности в первой фазе Чернобыльской аварии с учетом и без учета влияния парового коэффициента реактивности Рис. 15. Изменение нейтронной мощности в первой фазе Чернобыльской аварии с учетом влияния парового коэффициента реактивности Рис. 16. Пространственно-временное изменение плотности теплоносителя в первой фазе Чернобыльской аварии Рис. 17. Изменение парового коэффициента реактивности и глубины погружения стержней СУЗ в первой фазе Чернобыльской аварии Рис. 18. Динамика пространственного изменения температуры по радиусу твэла (R/Rтоплива — отношение текущего радиуса твэла к радиусу топливной таблетки) 28 Ядерна та радіаційна безпека 3 (51).2011 В. А. Халимончук, А. В. Кучин процессе. Как следует из рис. 17, в исходной точке 5,2 .effϕα ≈ β На протяжении первых трех секунд про- цесса αφ увеличивается до 5,4 βeff , что, очевидно, связано с перестройкой поля нейтронов по высоте активной зоны и снижением «веса» стержней СУЗ, независимо от уве- личения глубины их погружения в активную зону. Для того чтобы понять причину резкого уменьшения ϕα по- сле 4-й секунды, выполнен расчет сброса стержней СУЗ в активную зону без учета обратной связи по плотности теплоносителя (см. на рис. 17 расчет без обратной связи по теплогидравлике). В этом случае в момент времени «0» пространственное распределение плотности теплоносите- ля определялось, как и в случае расчета с учетом обратной связи по теплогидравлике, из стационарного теплофизи- ческого расчета по программе КОBRА и в дальнейшем не изменялось. Незначительные отличия в исходных значениях ϕα (рис. 17) связаны с небольшими отличия- ми в этих двух расчетах в характере возмущения плотно- сти теплоносителя. Из сравнения двух кривых изменения ϕα на рис. 17 можно заключить, что погружение ОР СУЗ в активную зону на 250 см в данном состоянии приводит к уменьшению ϕα всего лишь на 0,5 βeff и, в основном, резкое падение парового коэффициента реактивности обу- словлено вскипанием теплоносителя. Такой характер пове- дения ϕα оказывает в определенной степени стабилизиру- ющее воздействие. В противном случае (если бы ϕα был постоянен) на кривой реактивности (рис. 14) после 4-й се- кунды мог бы наблюдаться дальнейший рост реактивнос- ти, а выбег нейтронной мощности имел бы еще большее значение. Выводы Моделирование первой фазы аварии на энергоблоке № 4 Чернобыльской АЭС показало, что причинами раз- гона реактора явились положительный паровой коэффи- циент реактивности и положительный выбег реактивности на начальном этапе погружения стержней СУЗ. Причем последний сыграл роль спускового механизма. Эти два эф- фекта вполне объясняют разгон реактора без привлечения дополнительных гипотез о внешних воздействиях, привед- ших к появлению пара в активной зоне. Из рассмотренного выше ясно, насколько важно иссле- дование переходных и аварийных режимов эксплуатации ядерных реакторов в трехмерной геометрии. Пренебрежение подобными исследованиями или невозможность их вы- полнения могут стать факторами, препятствующими вы- яснению скрытых дефектов конструкции реактора и его систем безопасности, которые в определенных ситуациях могут приводить к нарушению нормальных условий экс- плуатации РУ, возникновению проектных аварий и даже катастроф. Примером этого стала Чернобыльская авария. Она продемонстрировала настоятельную необходимость в разработке современных расчетных программ для ана- лиза безопасности поведения РУ в различных режимах эксплуатации, включая и аварийные, а также создании специальных расчетных и экспериментальных бенчмар- ков, позволяющих выполнить верификацию и валидацию как самих программных средств, так и библиотек ней- тронно-физических констант, используемых в них. Если бы необходимые анализы переходных режимов эксплуата- ции РБМК-1000 были выполнены в трехмерной геометрии (даже с применением упрощенных трехмерных динами- ческих моделей) до Чернобыльской аварии, они позво- лили бы выявить недостаток в конструкции стержней СУЗ РБМК-1000, который привел к аварии. Список литературы 1. Абагян, А. А. Информация об аварии на Чернобыльской АЭС и ее последствиях, подготовленная для МАГАТЭ / А. А. Аба- гян, В. Г. Асмолов // Атомная энергия. — 1986. — Т. 61, вып. 5. — С. 301–320. 2. Randall, D, �ohn, D. D, �ohn, D.D, �ohn, D., �ohn, D.�ohn, D. D.D.. Nucleoniks. — 1958. — 16, № 3. — P. 82.Nucleoniks. — 1958. — 16, № 3. — P. 82.1958. — 16, № 3. — P. 82.P. 82.. 82. 3. Халимончук, В. А. ТРЕП — быстродействующая программа для исследования нестационарных режимов РБМК в трехмерной геометрии / В. А. Халимончук, А. В. Краюшкин. — Препринт КИЯИ-90–18. — К., 1990. 4. Халимончук, В. А. Динамика ядерного реактора с распреде- ленными параметрами в исследованиях переходных и аварийных режимов эксплуатации ВВЭР и РБМК. — К.: Основа, 2008. — 228 с. — (Серия «Безопасность атомных станций). Надійшла до редакції 25.03.2011.

Схожі ресурси