ОБОСНОВАНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ТВЭЛОВ ВВЭР-СКД

ОБОСНОВАНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ТВЭЛОВ ВВЭР-СКД
В.В. Попов, Е.И. Малахова
ГНЦ РФ-Физико-энергетический институт им. А.И. Лейпунского
249033 Обнинск, пл. Бондаренко, Калужская область, Россия
(popov@ippe.ru)
Введение
Предложенная конструкция реактора с быстро-резонансным спектром нейтронов,
охлаждаемая водой сверхкритического давления при двухходовой схеме движения
теплоносителя [1], требует работы твэлов в различных условиях по температуре и
уровню облучения. Периферийная зона (ПЗ) и центральная зона (ЦЗ) реактора имеют
совершенно разные температуры теплоносителя и нейтронно-физические
характеристики.
Твэлы ПЗ и ЦЗ работают в условиях высокого давления теплоносителя рт=25 МПа.
Выгорание топлива в выгружаемых ТВС составляет в среднем 37,4 МВт сут/кг т.а.
при максимальном значении 38,5 МВт сут/кг т.а. Максимальная повреждающая доза на
оболочке твэла за 5 лет работы ТВС составляет ~ 40 с.н.а.
1. Анализ условий работы твэлов в двухходовой активной зоне ВВЭР-СКД
Приведенные в [1] основные конструктивные характеристики активной зоны и
реакторной установки позволяют проанализировать условия работы твэлов в
двухходовой активной зоне. Температура оболочек твэлов по высоте активной зоны
показана в таблице 1.
Таблица 1 – Изменение температуры оболочек твэлов по высоте активной зоны
Расстояние от низа
Температура оболочки,
активной зоны, см
С
Периферийная зона
(ПЗ)
68
405
148
385
268
352
376
300
Центральная зона (ЦЗ)
68
430
148
465
268
530
376
575
Тепловой поток с поверхности твэла составляет 42,7 Вт/см2 для периферийной
зоны и 57 Вт/см2 – для центральной зоны. Энергонапряжённость топлива составляет
97,5 Вт/см3 для периферийной зоны (ПЗ) и 130,2 Вт/см3 для центральной зоны (ЦЗ).
Для твэлов ТВС центральной зоны максимальный флюенс и повреждающая доза
находятся в оболочке твэла на уровне 70 270 см (где Тоб = 430  530С) от низа
активной зоны и составляет ~ 7  81022 н/см2 и ~ 32  40 сна соответственно.
В горячей области оболочки твэла на уровне 270 – 370 см (где Тоб = 530  575С) от
низа активной зоны максимальные флюенс с Е > 0,1 МэВ и повреждающая доза
составляют ~ 2  71022 н/см2 и 8  32 сна соответственно.
Твэлы работают в условиях повышенного давления теплоносителя – 25 МПа.
Длительность кампании – 5 лет (36000 часов). Средняя глубина выгорания для
твэлов 37,4 МВтсут/кг т.а.
2. Выбор конструкции, материалов твэла для периферийной зоны
2.1. Выбор конструкции твэла ВВЭР-СКД
Рассмотрим возможность использования классической конструкции твэла
одинаковой как для центральной, так и для периферийной зоны.
Классическая конструкция – это стержневой твэл контейнерного типа, в который
загружаются таблетки керамического топлива (UO2 или МОХ). Компенсационный
объём для сбора газообразных продуктов деления расположен в верхней части твэла.
Для того, чтобы снизить избыточное давление теплоносителя на оболочку твэла в ЦЗ
повышаем давление ГПД внутри твэла за счёт более высокой температуры в
компенсационном объёме. Зазор между топливом и оболочкой должен обеспечить
свободное распухание топлива без контакта с оболочкой.
2.2. Топливо
В качестве топливной композиции рассматривается МОХ-топливо [2]. В таблице 2
представлены обобщённые данные по основным свойствам и UO2.
Таблица 2 – Физико-механические и теплофизические свойства оксидов
Свойства
U0,8Pu0,2O2,00
UO2,00
Температура плавления, С
281025
286515
Теоретическая
плотность,
11,04
10,96
г/см3
Коэффициент термического
10,310-6
10,110-6
-1
расширения, (С) 25 – 1000С
Теплопроводность, Вт/мС
4,1
4,3
500С
2,9
3,1
1000С
104,6
96,2
Теплоёмкость, кДжС
5
Модуль Юнга, МПа
1,410
1,93105
Модуль сдвига, МПа
5,5104
7,7104
Коэффициент Пуассона
0,28…0,29
0,3
Ползучесть МОХ-топлива

B  B F
Q
Q 
  exp( 25  p)  B1  F    2 2 3    exp(  1 )  B44,5  exp(  2 )  , с-1
dg
T
T 

В1 = 2,2610-30, В2 = 1,110-6, В3 = 6,6210-23, В4 = 5,2104;
Q1 = 48000, Q2 = 75000;
F – скорость деления, дел/м3с;
 - напряжение, МПа;
dg – размер зерна, М;
Т – температура, K;
р – пористость (максимум 0,11).
Приведенная зависимость ползучести обоснована для топлива U1-уPuуO2-х с
содержанием плутония 0 < у < 0,3, кислородным коэффициентом 0 < х < 0,3, размером
зерна (430)10-6 м в диапазоне температур 1273 – 2273 K.
2.3. Материал оболочки твэла
Приняты следующие размеры оболочки твэла:  10,70,55мм.
В качестве материала оболочки для твэлов реактора СВД можно рассмотреть сталь
аустенитного
класса
ЧС-68
в
холоднодеформированном
состоянии
(06Х16Н15М2Г2ТФР).
Выбор стали ЧС-68 х.д. в качестве оболочки твэлов реактора СВД обусловлен
следующими соображениями:
 Нержавеющие аустенитные стали обладают устойчивостью к общей коррозии в
условиях водоохлаждаемых реакторов. Так, скорость общей коррозии стали Х18Н10Т
при температуре до 600С и давлении до 35 МПа, не превышает 5 – 10 мкм/год [3].
 Стали с относительно небольшим содержанием никеля ( как в стали Х18Н10Т)
подвержены коррозионному растрескиванию по напряжением (КРН). Поэтому
необходимо было выбрать сталь с бỏльшим содержанием никеля. Это стали ЭИ847
(Х16Н15М3Б) и ЧС-68.
Так, использование стали ЭИ847 в качестве оболочек пароперегревательных твэлов
на 2-м блоке Белоярской АЭС, показало её хорошую коррозионную стойкость при
температуре пароводяного теплоносителя на выходе до 545 - 550С [4].
 Выбранная конструкция твэла контейнерного типа обеспечивает работу
оболочки под избыточным внешним давлением, вызывающим в оболочке сжимающие
напряжения.
Сжимающие напряжения существенно уменьшают опасность появления КРН
оболочки твэла.
В таблице 3 представлены данные по свойствам стали ЧС-68 х.д.
Таблица 3 - Физико-механические и теплофизические свойства стали ЧС-68 х.д.
[5,6]
Свойства
ЧС-68 х.д.
Теплопроводность, Вт/мС
 = 12,76+1,6710-2Т
20С  Т  900С
Коэффициент линейного
температурного расширения, (С)-1
 = 15,95+3,510-3Т
100С  Т  900С
Модуль Юнга, МПа
Е = 197465-98,86Т
20С  Т  900С
Коэффициент Пуассона
V = 0, 2710,301
20С  Т  900С
Предел текучести, МПа
Rр0,2 = 1367,95-1,385Т
400С  Т  600С
Предел прочности, МПа
Rm = 1511,76-1,5294Т
400С  Т  600С
Распухание стали
Зависимость по распуханию стали ЧС-68 х.д. получена на основании
статистической обработки результатов профилометрии оболочек твэлов реактора БН600 [7].
V
 0,299 exp[ 4,27  105 (T  460)2 ]( kt  50), %
V
Т, С – температура;
kt, сна – повреждающая радиационная доза.
Радиационная ползучесть стали
  B    k ,
где  - напряжение, МПа, В = 4,010-6 (МПасна)-1 [8];
k - , сна/час – скорость набора повреждающей дозы.
3. Анализ работоспособности твэлов ВВЭР-СКД
3.1. Особенности работы твэла контейнерного типа в реакторе ВВЭР-СКД [3]
В начальный период эксплуатации твэла реактора
ВВЭР-СКД, пока выгорание топлива и выход газовых
продуктов из топливного сердечника под оболочку
невелики, оболочка твэла нагружена большим избыточным
внешним давлением.
Нагружение избыточным внешним давлением может
длиться достаточно долго (сотни, а иногда и несколько
тысяч часов).
Зная
кинетику
напряженно-деформированного
состояния оболочки, можно определить момент времени tp,
когда наступает опасное состояние оболочки [9].
Рисунок 1 – Расчетная схема
Причины
наступления
опасного
состояния нагружения овальной оболочки
следующие:
твэла
а) Для пластичного материала вызванный ползучестью
рост прогибов (Ur) и изгибающих моментов (М) приводит к тому, что интенсивность
напряжений в наиболее нагруженном сечении оболочки (см. рисунок 1), достигает
предела текучести:
i max  Т (Т, D)
где
Т – температура облучения;
D – повреждающая доза нейтронного облучения;
i 
1
2
2
  (  x )2  x - интенсивность напряжений.
2
p  rc 12z
p  rc 12z
 3 M;  x  
 3 M
h
h
2h
h
здесь rc – средний радиус идеальной оболочки твэла;
h – толщина оболочки;
p – избыточное давление теплоносителя;
 - коэффициент Пуассона;
  
(1)
z – координата по толщине оболочки от h2 до + h2 ;
M= p  rc Ur0
Условие (1) можно считать условием начала потери устойчивости (при не сильно
упрочняющемся материале оболочки).
б) Для упругого материала потеря устойчивости оболочки твэла при начальном
нагружении может произойти в том случае, если избыточное внешнее давление р
превышает критическое давление ркр, определенное для оболочки при заданных
условиях нагружения, температуры и исходных свойствах материала оболочки.
Определение критического давления ркр при кратковременном нагружении
эллиптической оболочки с начальной эллипсностью Ur0 подробно рассмотрено в работе
[9], см. рисунок 2.
p кр  3G
rc
(2)
3
Eh 3
цилиндрическая жесткость; Е – модуль упругости
12(1  2 )
Так же при Тmax = 575C
Ркр = 8,48 МПа.
Тогда при КРкр = 1,5 [Ризб] = 5,65 МПа. Этого давления можно добиться, закачав под
оболочку газ с давление Р = 6,7 МПа при Т = 20C
в) В материале оболочки накапливаются статические повреждения от длительного
действия напряжений при высокой температуре, что может вызвать появление трещин
и нарушение герметичности твэла до потери устойчивости оболочки.
Работоспособность оболочки в этом случае определяется критериями длительной
прочности [9].
Квазистатические повреждения от длительного действия медленно меняющихся
напряжений и температуры могут быть определены из хорошо проверенного
экспериментального условия линейного суммирования:
где G 
t
 ( t )   dt t p
(3)
0
где tp – время до разрушения при внутриреакторном испытанном на длительную
прочность материале оболочки (Т  0,4 Тпл).
Результаты внутриреакторных испытаний могут быть описаны зависимостью:
(4)
э  t p  Dp
где Dp = Doeхp (Q/RT), Q – энергия активации процесса разрушения, R – газовая
постоянная, Т – температура облучения, ν – коэффициент,
э = э (1,i) – эквивалентное напряжение, которое ответственно за смешанное
разрушение (межкристаллитное и по телу зерна), например:
~  )
э  ( 1 )( 
(5)
i
2 1
~  ( 1 )(   |  |) ,  - главное напряжение,
где 
1
1
1
2 1
t
тогда    э D р dt
0

(6)
При эксплуатации твэла начальная эллипсность оболочки увеличивается
вследствие развития вязких деформаций и через некоторый промежуток времени
(критическое время tру) оболочка может потерять устойчивость. Потеря устойчивости
возможна даже при сравнительно небольших давлениях р  ркр в случае длительного
нагружения и высокой рабочей температуры, когда
скорость деформации ползучести материала оболочки
достаточно
велика.
Подробно
задача
расчета
устойчивости оболочек цилиндрических твэлов при
длительном нагружении в условиях ползучести приведена
в [9,10]. В дальнейшем процесс рассматривается как
ползучесть нагруженной давлением искривленной
оболочки, опирающейся на распухающий топливный
сердечник, см. рисунок 2. При достаточно большом
избыточном внешнем давлении через некоторый Рисунок 2 – Расчетная схема
промежуток времени наступит опасное состояние нагружения овальной оболочки твэла,
опирающейся на сердечник в сечениях
оболочки, после чего деформация ее резко возрастет и =0 и π
образуется продольный гофр (с возможной потерей
герметичности твэла).
3.2. Оценка опасности потери устойчивости оболочки твэла под действием
избыточного давления теплоносителя в условиях ползучести материала оболочки
Расчет напряженно-деформированного состояния эллипсной оболочки под
действием избыточного давления теплоносителя проводился с использованием
расчетного кода ЕLLIPS [10].
На рисунках 3 и 4 приведены результаты расчета изменения во времени
эллипсности оболочки и напряжений θ, х, i. Расчет проводился для оболочки твэла
10,70,55 мм с начальной эллипсностью uo, нагруженной избыточным давлением
теплоносителя Ризб = 5,65 МПа.
Эллипсность, мм
0,070
0,060
0,050
0,040
0,030
0,020
0,010
0,000
0
10000
20000
30000
Время, час
Рисунок 3 – Изменение эллипсности оболочки твэла во времени
Напряжение, МПа
100
50
SIx
SIt
SIi
0
-50
-100
-150
0
10000
20000
30000
Время, час
Рисунок 4 – Изменение напряжений θ, х, I во времени
Такое избыточное давление на оболочку достигается закачкой в твэл газа с
давлением при Т=393К равным 6,7 МПа, а при Т = 848К 19,35 МПа.
Расчет велся с учетом действия радиационной ползучести для верхнего сечения
твэла ЦЗ
 cr  k  B   ,
-3
-5
где k=0,87∙10 сна/час, В=1,93∙10 .
Результаты расчета показывают, что интенсивность напряжений i в оболочке на
i  85 МПа (см. рисунок 2) значительно меньше предела текучести
облученной стали ЧС-68 х.д. (см. таблицу 3) при Т=575оС 0,2  570 МПа, т.е. оболочка
конец кампании
твэла далека от потери устойчивости в условиях ползучести. Об этом же говорит и ход
изменения эллипсности (см. рисунок 2).
Напряжения  и х остаются отрицательными за все время работы. В этом случае
напряжение, ответственное за механизм разрушения оболочки по критерию длительной
прочности Эmax  1 imax  43МПа .
2
Используя кривые длительной прочности аустенитных сталей под облучением, см.
работу [3], была подсчитана повреждаемость оболочки твэла по зависимостям 36 в
работе [3].
Результаты расчета показали, что повреждаемость оболочки при рабочих условиях
max
 575оС далека от предельной  = 0,2 < пр =1,0.
и максимальной температуре Т об
Заключение
Для принятых условий работы твэлов реактора ВВЭР-СКД выбран материал
оболочки – сталь аустенитного класса ЧС-68 х.д. (как для ПЗ, так и для ЦЗ).
Выбрана конструкция твэла – твэл контейнерного типа с таблеточным МОХ–
топливом или топливом UO2.
Компенсационный объем расположен в верхней части твэла (где будет
максимальная температура для твэлов ЦЗ). Это позволит уменьшить давление
закачиваемого технологического газа под оболочку твэла для уменьшения избыточного
давления теплоносителя.
Расчетный анализ работоспособности твэлов реактора ВВЭР-СКД показал:
 Критическое наружное давление на оболочку твэла  10,7 х 0,55 мм составляет
Ркр=8,48 МПа. Чтобы иметь избыточное давление теплоносителя меньше критического
с коэффициентом запаса К=1,5 (Ризб=5,65 МПа), необходимо закачать в твэл газ с
давлением при 20оС Рко=6,7 МПа.
 При заданном избыточном давлении Ризб=5,65 МПа оболочка твэла далека от
потери устойчивости в условиях ползучести.
 Повреждаемость материала оболочки от длительного действия напряжений в
условиях ползучести составляет

= 0,2, что меньше предельной повреждаемости
пр=1,0.
Список литературы
1. Глебов А.П., Клушин А.В.. Реактор с быстрорезонансным спектром нейтронов,
охлаждаемый водой сверхкритического давления при двухходовой схеме движения
теплоносителя. Атомная энергия, 2006, т. 100, вып. 5, с.349-355.
2. Fuel Properties for VIGGEN6 Calculations, CEA/MINATOM FRWG GROUP1 WP2. Совещание РГ-2, Обнинск, 06.02.1995 (ползучесть МОХ)
3. В.В.Попов Прочностное обоснование выбора материалов и конструкции твэлов
реактора на сверхкритическом давлении (СКД), препринт ФЭИ-3117, Обнинск-2007 г.
4. «Атомной энергетике ХХ лет», под редакцией Морохова И.Д. и др. Москва,
Атомиздат-1974 г., стр.88.
5. Kozlov A.V. et all «Problem to determine short mechanical properties changes of
ferritic – martensitic and austenitic steels as materials of fuel assembly of fast reactor under
high dose neutron irradiation/ Proc of IAEA TCM «Influence of high dose irradiation on core
structural and fuel materials in advanced reactor» 16-19 June 1997, IAEA-TECDOC-1039,
p.211.
6. В.Н.Голованов и др.» Исследования конструкционных материалов в БОР-60 и
перспективы развития работ». Атомная энергия, том 91, вып 5, ноябрь 2001, с. 380-400.
7. А.Н.Огородов и др. Анализ формоизменения оболочек твэлов реактора БН-600,
изготовленных из аустенитных холоднодеформированных сталей ЭП-172 и ЧС-68.
Сборник докладов III Межотраслевой конференции по реакторному материаловедению.
Том II, Димитровград, 1994 г. с.68-80.
8. M.L.Grossbech, K.Ehrlich and C.Wessilew «An assessment of tensile, irradiation
creep, creep rupture and fatigue behavior in austenitic stainless steels with emphasis on
spectral effects» Journal of Nuclear Materials 174 (1990) 264-281.
9. Лихачев Ю.И., Пупко В.Я., Попов В.В. Методы расчета на прочность
тепловыделяющих элементов ядерных реакторов. Серия «Техника ядерных реакторов».
М., Энергоатомиздат, 1982.
10. Е.И. Малахова, В.В. Попов, М.Я. Хмелевский «Устойчивость цилиндрической
оболочки, имеющей исходную овальность в условиях вязко-пластического
деформирования. Расчётный код ELLIPS. Препринт ФЭЕ-2508. Обнинск, 1996