Giáo trình Vật lý lò phản ứng dùng cho nhân viên vận hành nhà máy điện hạt nhân sử dụng BBЭР và РБМК (Phần 2)

pdf 115 trang ngocly 01/06/2021 50
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Giáo trình Vật lý lò phản ứng dùng cho nhân viên vận hành nhà máy điện hạt nhân sử dụng BBЭР và РБМК (Phần 2)", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

  • pdfgiao_trinh_vat_ly_lo_phan_ung_dung_cho_nhan_vien_van_hanh_nh.pdf

Nội dung text: Giáo trình Vật lý lò phản ứng dùng cho nhân viên vận hành nhà máy điện hạt nhân sử dụng BBЭР và РБМК (Phần 2)

  1. Hiệu ứng này đã được mô tả khi xét sự phụ thuộc của hiệu ứng nhiệt độ vào nồng độ axit boric. Khi thay đổi nhiệt độ chất tải nhiệt trong vùng làm việc 200C – độ hiệu dụng định mức của điều chỉnh bor cũng giảm đi khoảng 20%. Độ hiệu dụng của các СУЗ cơ khí và axit boric đối với nhiệt độ 20 và 2800C được đưa ra trong bảng 10.6. Bảng 10.6. Độ hiệu dụng của các hệ thống điều chỉnh mẻ liệu đầu của tổ máy số 1 NMĐHN Rovenski và tổ máy số 4 NMĐHN Novovoronhet Đặc tính WWER-1000 WWER-440 (73 OP СУЗ) Độ hiệu dụng OP СУЗ, %: 200C 5,4 14,6 2800C 6,9 20,8 Độ hiệu dụng điều chỉnh bor, %: 200C 2,6 2,2 2800C 2,1 1,9 Các câu hỏi cho mục “Điều chỉnh” 1. Các hệ thống điều chỉnh thực hiện các chức năng nào? Các chức năng đó được các hệ thống cơ khí và hệ thống lỏng thực hiện như thế nào? 2. Việc duy trì tự động công suất và chuyển từ mức công suất này sang mức khác được thực hiện như thế nào? 3. Những chế độ giảm tải tự động nào tồn tại? Trong các trường hợp như thế nào thì nó bắt đầu hoạt động? 4. APM và POM hoạt động như thế nào? 5. Độ hiệu dụng АЗ là như thế nào? 6. Độ hiệu dụng của các hệ thống điều chỉnh phụ thuộc vào nhiệt độ như thế nào? 11. CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN CÁC ĐẶC TÍNH VẬT LÝ-NƠTRON CỦA CÁC MẺ NHIÊN LIỆU Ngày nay, chương trình ứng dụng chủ yếu được sử dụng để tính toán các đặc tính vật lý-nơtron của các mẻ nhiên liệu lò phản ứng là chương trình БИПР-7A, nó cho phép tiến hành tính toán 16 chế độ sau đây: mô phỏng quá trình cháy nhiên liệu; mô phỏng quá trình thay đảo nhiên liệu với khả năng chọn BNL từ thiết bị mô phỏng của kho lưu giữ nhiên liệu; tính toán trạng thái đặc thù của lò phản ứng; 148
  2. tính toán các hiệu ứng độ phản ứng; tính toán các hệ số độ phản ứng; tìm OP СУЗ hiệu quả nhất; độ hiệu dụng của các OP СУЗ riêng biệt; độ hiệu dụng của nhóm OP СУЗ riêng biệt; độ hiệu dụng của các nhóm OP СУЗ khi chuyển động theo trình tự bình thường; độ hiệu dụng của hệ thống khẩn cấp; xác định nhiệt độ tới hạn lặp; xác định nồng độ dừng của axit boric; bảo đảm chế độ giảm tải cấp tốc của tổ máy đối với WWER-1000; mô phỏng các quá trình chuyển tiếp cho xenon và samari; tính toán mô phỏng quá trình cháy nhiên liệu cho chương trình ПИР-А; tính toán các hàm ảnh hưởng cho chương trình ПИР-А. Trong tất cả các chế độ nêu trên, việc tính toán đều quy về việc đánh giá các trạng thái riêng biệt của vùng hoạt, các trạng thái này khác nhau tùy thuộc vào chế độ chọn loại BNL, độ cháy, các thông số công nghệ, vị trí của OP СУЗ, Mục đích tính toán là nhận được các giá trị kэф và phân bố tỏa năng lượng đối với trạng thái đã cho. Để làm ví dụ, ta tính độ hiệu dụng của nhóm OP СУЗ khi nó chuyển động theo trình tự bình thường và ta chọn mẻ nhiên liệu. Khi tính toán độ hiệu dụng của nhóm OP СУЗ, trong các số liệu ban đầu của chế độ đó ta cố định các thông số cần thiết cho tính toán: nhiệt độ, công suất, độ cháy, vị trí các OP СУЗ khác, Chỉ có vị trí của nhóm OP là thay đổi. Sau khi tính kэф và ρ cho các trạng thái có nhóm các thanh hấp thụ được kéo ra và nhúng vào, và khi lấy giá trị thứ nhất của ρ trừ đi giá trị thứ hai, ta sẽ nhận được độ hiệu dụng tổng cần tìm. Khi chọn mẻ nhiên liệu, biểu đồ sắp xếp các BNL chưa sử dụng và các BNL đã cháy trong vùng hoạt sẽ được xây dựng, biểu đồ này ở dạng các số liệu đầu vào theo chủng loại và độ cháy BNL sẽ được sử dụng khi tính toán. Trong các số liệu đầu vào, các thông số công nghệ phù hợp với việc vận hành lò phản ứng ở công suất định mức sẽ được cho trước và trạng thái vùng hoạt sẽ được tính toán. Sau đó, sự phân bố tỏa năng lượng vừa nhận được sẽ được phân tích. Nếu các hệ số không đồng đều phân bố tỏa năng lượng vượt quá mức cho phép, thì trong biểu đồ vùng hoạt sẽ sắp xếp lại các BNL, theo hướng làm giảm độ không đồng đều. Tiếp theo, việc tính toán sẽ được lặp lại. Cả giá trị kэф cũng sẽ được phân tích khi chọn mẻ nhiên liệu, bởi vì nó quyết định độ dài thời gian hoạt động của mẻ nhiên liệu. 149
  3. Tính toán cho các chế độ khác cũng được tiến hành tương tự. Khi tính toán, việc chuyển từ trạng thái này sang trạng thái khác, đa phần đã được lập sẵn trong chương trình và được thực hiện tự động. Cả việc xử lý các kết quả tính toán cũng được lập sẵn trong chương trình. Để giải quyết nhiệm vụ đặt ra, nghĩa là, để xác định kэф và phân bố tỏa năng lượng trong vùng hoạt, sẽ sử dụng phép gần đúng giả tới hạn hai nhóm để mô tả các quá trình làm chậm và khuếch tán nơtron. Hệ phương trình hai nhóm ban đầu trong phép gần đúng khuếch tán để xác định dòng nơtron trễ Ф và nơtron nhiệt ФT có dạng ⎧ 1 ⎡ ⎤ ⎪−Dv∆Φ+ΣRfΦ= ⎣()Σ Φ+()vΣfTΦT⎦; ⎨ kэф (11.1) ⎪−∆D Φ+ΣΦ=ΣΦ, ⎩ TaTT УВ ở đây, hàm Ф dành cho nhóm các nơtron trễ, ФT –dành cho nhóm các nơtron nhiệt. Các ký hiệu còn lại đã được đề cập (xem phần I). Trong phần đang được xem xét của vùng hoạt, các phương trình được bổ sung các điều kiện về tính liên tục của dòng nơtron và dòng khuếch tán các nơtron trễ và nơtron nhiệt, cũng như các điều kiện biên có liên quan đến dòng khuếch tán và dòng nơtron ở biên giới vùng hoạt: dΦ Φ T = , dnr d s dΦ Φ T= T. (11.2) dnr d s T Nghiệm chung của hệ (11.1) có thể được viết ở dạng r rr Φ()rX=+()rY(r), Φ ()rRr =+X()rTY(r). (11.3) T ở đây, X (r), Yr(r) – các nghiệm nào đó của các phương trình Hemhols: 2 ∆X+=µ X0; 2 ∆Yv+Y=0. (11.4) 150
  4. Ở đây, µ2, v2 – các thông số vật liệu của bài toán hai nhóm thể hiện thông qua các tiết diện nằm trong các phương trình (11.1); R, T – các hệ số liên kết trong bài toán hai nhóm không đổi theo thể tích từng BNL. Đại lượng µ2 có thể lớn hơn hoặc nhỏ hơn 0, đại lượng v2 luôn lớn hơn 0. Đối với các lò phản ứng nước-nước L2 << T, cả hệ thức sau cũng luôn đúng k −1 11 µ 2<< v2; µ 2 ≅ ∞ ; v2=++µ 2, (11.5) M 2 L2 τ ở đây, M 22=+τ L . Đối với R và T trong trường hợp các mạng WWER, có các tính toán sau đây: Σ D R L2 R = УВ ; T =− ; =− . (11.6) Σ D T τ aT T Do vùng hoạt không đồng nhất về các tính chất vật lý-nơtron, nên nói chung, hệ không có nghiệm giải tích và hệ được giải bằng phương pháp số. Mỗi BNL được chia theo chiều cao, một cách ước lệ, thành 10 phần thể tích, mỗi phần trong số đó đều được coi là đồng nhất về các tính chất vật lý-nơtron. Các điểm giữa của các phần thể tích đó chính là các trung tâm của mạng những sai khác hữu hạn phân bố nơtron nhiệt và nơtron trễ. Hệ phương trình nhận được được giải bằng phương pháp lặp, khi đó kэф tìm được như một giá trị riêng. Trên cơ sở phân bố nơtron nhận được, bằng phương pháp lý thuyết nhiễu sẽ tính được các hệ số vi phân của độ phản ứng theo nhiệt độ chất tải nhiệt, khối lượng riêng chất tải nhiệt, công suất lò phản ứng. Để sử dụng thuật toán БИПР-7A cần có các thông số sau: các hệ số tái sinh k∞ ; diện tích vận chuyển của các nơtron M2; độ dài khuếch tán của các nơtron nhiệt L2; số nơtron phân hạch vf ; tỷ phần phân hạch trong vùng nhiệt αF; độ dài ngoại suy cho phương thức tiệm cận d; độ dài ngoại suy cho các nơtron nhiệt dT; lượng năng lượng tỏa ra khi phân hạch E; hệ số khuếch tán của các nơtron nhanh D; tiết diện hiệu dụng của xenon và samari. 151
  5. Tất cả các đại lượng kể trên đều được cho trước từ bên ngoài trên cơ sở tính toán theo chương trình TBC-M. Chương trình TBC-M tính toán các sự phụ thuộc của các đặc tính vật lý-nơtron trên đây vào các thông số công nghệ: nhiệt độ, áp suất, công suất, nồng độ axit boric, cũng như độ cháy, nồng độ xenon và samari cho các mạng đồng nhất, nghĩa là, các mạng gồm có các BNL cùng một dạng. Các sự phụ thuộc đó được sử dụng cả trong chương trình БИПР-7A ở dạng các công thức gần đúng, theo đó các đặc tính được tính riêng cho mỗi phần thể tích ước lệ của BNL – cho mỗi trung tâm sai khác hữu hạn. Khi đưa ra các kết quả tính toán nhận được theo chương trình БИПР-7A, trên bản in sử dụng các ký hiệu ước lệ, danh mục các ký hiệu đó được đưa ra trong bảng 11.1. Bởi vì trong thuật toán БИПР-7A, mạng sai khác hữu hạn trong BNL chỉ có một trung tâm trong sơ đồ, nên không thể tính toán độ không đồng đều tỏa năng lượng theo các thanh nhiên liệu. Để tính toán phân bố đối với mạng chia sai khác nhỏ hơn, đối với các trung tâm mạng trong từng thanh nhiên liệu, đã nghiên cứu và sử dụng chương trình ПЕРМАК-1, mô hình toán học của chương trình này gần giống БИПР-7A. Nó được sử dụng để phân tích tính toán và lập luận chứng an toàn. Bảng 11.1. Các ký hiệu ước lệ khi đưa các kết quả tính toán trên bản in Tên thông số Đơn vị đo Ghi chú W MW Công suất nhiệt của lò phản ứng 0 tвх C Nhiệt độ chất tải nhiệt ở đầu vào vùng hoạt Cв g H3BO3/kg Nồng độ axit boric trong chất tải nhiệt H2O G m3/h, kg/s Lưu lượng chất tải nhiệt qua vùng hoạt có tính đến chảy cạnh bộ phận phản xạ T ngày hiệu dụng Thời điểm hiện tại của thời hạn sử dụng ROAKT MW ngày/kg U Độ cháy trung bình của nhiên liệu trong mẻ nhiên liệu ở thời điểm hiện tại của thời hạn sử dụng RO % Độ phản ứng của trạng thái SIM độ Góc đối xứng của mẻ nhiên liệu được xét ở thời điểm hiện tại của thời hạn sử dụng NXE Ký hiệu tính đến ảnh hưởng của Xe-135 NSM Ký hiệu tính đến ảnh hưởng của Sm-149 DRO % Sai lệc độ phản ứng của trạng thái hiện tại so với trạng thái ban đầu N Số hiệu trạng thái, phương án KAMP Số hiệu mẻ nhiên liệu, thời hạn sử dụng 152
  6. MAP Số hiệu ước lệ để ký hiệu loại BNL IND Ký hiệu điều chỉnh OFSET % Giá trị ophset dọc trục H cm Vị trí của OP, các nhóm OP СУЗ nào đó MZAS Số hiệu BNL có chất hấp thụ (đánh số BNL ở góc đối xứng 3600) Kq Công suất tương đối cực đại của BNL Kv Công suất tương đối cực đại của một đoạn BNL NK Số hiệu BNL NZ Số hiệu của vùng tính toán theo chiều cao NGR Số hiệu của nhóm OP СУЗ HO cm Vị trí ban đầu của OP СУЗ HE cm Vị trí cuối cùng của OP СУЗ DRODH %/cm Sự thay đổi độ phản ứng trên một đơn vị khoảng chuyển động của OP СУЗ TXE h Thời điểm hiện tại của quá trình chuyển tiếp xenon TSM ngày hiệu dụng Thời điểm hiện tại của quá trình chuyển tiếp samari SHLAKI MW ngày/kg U Trường độ cháy sâu BNL theo chiều cao Xe 1/cm3 Phân bố theo chiều cao của Xe-135 Sm 1/cm3 Phân bố theo chiều cao của Sm-149 PSI Đơn vị tương Trường tỏa năng lượng theo chiều cao đối F 1/(cm3.s) Phân bố các dòng nơtron trễ theo chiều cao GAMMA g/cm3 Phân bố khối lượng riêng chất tải nhiệt theo chiều cao TEM 0C Phân bố nhiệt độ chất tải nhiệt theo chiều cao DRODG 1/ g/cm3 Hệ số độ phản ứng theo khối lượng riêng chất tải nhiệt DRODT 1/0C Hệ số độ phản ứng theo nhiệt độ chất tải nhiệt DRODTU 1/0C Hệ số độ phản ứng theo nhiệt độ phân bố của nhiên liệu DRODTU* 1/0C Hệ số độ phản ứng theo nhiệt độ trung bình của nhiên liệu DRODNU 1/MW Hệ số độ phản ứng theo công suất lò phản ứng không tính đến gia nhiệt sơ bộ chất tải nhiệt DRODNB 1/MW Hệ số độ phản ứng theo công suất lò phản ứng có tính đến gia nhiệt sơ bộ chất tải nhiệt khi nhiệt độ ở đầu vào lò phản ứng không thay đổi DRODNKB 1/MW Hệ số độ phản ứng theo công suất lò phản ứng có tính đến gia nhiệt sơ bộ chất tải nhiệt khi nhiệt độ trung bình trong vùng hoạt không thay đổi DRODC 1/(g/kg) Hệ số độ phản ứng theo nồng độ axit boric BEF Tỷ phần hiệu dụng của các nơtron trễ SL s Thời gian sống trung bình của các nơtron tức thời 153
  7. Câu hỏi cho mục “Các phương pháp tính toán các đặc tính vật lý-nơtron của các mẻ nhiên liệu” 1. Các thông số nào trong bảng 11.1 được kiểm soát một cách linh hoạt? Các thông số nào được đưa vào các đặc tính vật lý-nơtron? 12. CÁC VẤN ĐỀ VẬN HÀNH 12.1. Điều khiển và kiểm soát việc điều khiển vùng hoạt khi đưa lò phản ứng vào trạng thái phát công suất Trong quá trình công nghệ đưa lò phản ứng vào công suất định mức có thể chia thành hai giai đoạn: – đưa lò phản ứng vào mức công suất tối thiểu kiểm soát được (МКУ), nghĩa là, vùng hoạt đạt đến trạng thái tới hạn, được АКНП cố định; – chọn trực tiếp công suất. Đưa lò phản ứng vào МКУđược thực hiện sau khi đạt đến các thông số công nghệ định mức hoặc gần định mức của vòng sơ cấp khi các ГЦН hoạt động. Cần nâng nhiệt độ chất tải nhiệt để giảm nồng độ khởi động của axit boric, nghĩa là, để bảo đảm dρ / dt âm khi lò phản ứng ở trạng thái tới hạn. Vòng sơ cấp được gia nhiệt nhờ quá trình tỏa năng lượng dư của nhiên liệu, nếu trong vùng hoạt có nhiên liệu đã cháy, và năng lượng của ГЦН, tiêu hao để vượt qua sức cản thủy lực của ГЦК (W). Hợp phần cuối cùng vừa nói là hợp phần chính và được tính bằng công thức W=∆∑ PiGi, (11.6) i ở đây, i – số ГЦН hoạt động; ∆Pi – sụt giảm áp suất ở ГЦН thứ i; Gi – lưu lượng của ГЦН thứ i. Ở nhiệt độ vòng sơ cấp ≥ 2000C W = ~ 20 MW đối với WWER-1000, trong khi đó đối với WWER-440 chỉ lớn hơn 10 MW một chút. Tổn thất nhiệt của vòng sơ cấp khi nhiệt độ trên 2000C đạt đến 7 – 8 MW, điều này dẫn đến suy giảm tốc độ gia nhiệt nó ở WWER-440 đến 4 – 50C/h. Bởi vì quá trình công nghệ gia nhiệt nhờ ГЦН của WWER-440 có tính kéo dài, nên đối với phần được cải tiến hơn của chúng – thiết kế B-213 (các tổ máy số 3 và 154
  8. 4 của NMĐHN Kolski) cho phép đưa vào МКУ ở nhiệt độ thấp hơn định mức trong điều kiện dρ / dt 1900C; áp suất chất tải nhiệt: WWER-1000 – 160 kG/cm2. WWER-440 – 125 kG/cm2; nồng độ axit boric trong chất tải nhiệt – cực đại hoặc nồng độ dừng; OP СУЗ – ở khóa ngắt đầu dưới; АКНП – hoạt động, các buồng ion hóa của dải nguồn (ДИ) và dải trung gian (ДП) được đưa vào vùng dòng nơtron cực đại. Đưa ra các mức đặt theo giới hạn công suất trong cả hai dải; СВРК – hoạt động; nồng độ khởi động của axit boric được tính toán. Tiến hành kiểm soát: dòng nơtron theo АКНП; nồng độ axit boric trong chất tải nhiệt theo bomer kế và phương pháp phòng thí nghiệm; nhiệt độ trong vùng hoạt theo СВРК. Đưa lò phản ứng vào МКУ theo cách sau: đưa lần lượt các nhóm OP СУЗ ra khỏi vùng hoạt với tốc độ làm việc, theo từng bước (WWER-440 – 25 cm, WWER-1000 – 35 cm), kèm theo giữ 60 s; 155
  9. cố định vị trí các nhóm công tác OP СУЗ ở mức ~ 140 cm cách phía dưới vùng hoạt WWER-1000, ~ 100 cm – WWER-440; giảm nồng độ axit boric bằng trao đổi nước trong vòng sơ cấp với lưu lượng nước khử khoáng “sạch” ~ 50 tấn/h; ngừng trao đổi nước khi đạt được khoảng nồng độ khởi động, nồng độ axit boric trong vòng sơ cấp và trong hệ thống bù cân bằng. Thể tích hệ thống bù vào khoảng gần 10% thể tích vòng sơ cấp. Sau khi trộn đều, nồng độ axit boric giảm theo tỷ lệ; tiếp tục trao đổi nước để rút axit boric ra khỏi vòng sơ cấp. Lưu lượng bù nước khử khoáng sạch khi đó giảm đến 10 tấn/h (WWER-1000), 6 tấn/h (WWER-440); cố định quá trình chuyển sang МКУ theo các chỉ số ổn định của АКНП: công suất nơtron 10-7 – 10-6 N và chu kỳ ~ 60 s; chấm dứt trao đổi nước khi đạt МКУ, nồng độ axit boric được cân bằng, -3 -2 trạng thái vùng hoạt được cố định ở mức công suất ~ 10 – 10 Nном; kiểm tra nối kết các dẫn động СУЗ bằng việc nâng từng OP một, đồng thời kiểm tra các chỉ số АКНП. Trong WWER-1000, do độ hiệu dụng OP thấp, cho phép tiến hành kiểm tra ở công suất không quá 40% Nном; trong WWER-440 (B-213), công suất được nâng lên nhờ nhóm các thanh điều chỉnh đến Nmax ~ Nном. Với tốc độ quy định, vòng sơ cấp được gia nhiệt đến ≥ 2600C; khi khởi động sau quá trình thay đảo nhiên liệu, đo: • hệ số nhiệt độ vi phân của độ phản ứng; • độ hiệu dụng vi phân và tích phân của nhóm các thanh hấp thụ; • độ hiệu dụng điều chỉnh bằng axit boric; • độ hiệu dụng АЗ không có một bộ phận điều chỉnh hiệu quả nhất theo tính toán. Công suất lò phản ứng được nâng lên theo tốc độ quy định nhờ nhóm điều chỉnh OP СУЗ ở chế độ bằng tay. Theo tiến trình xuất hiện các hiệu ứng âm – hiệu ứng công suất và nhiễm độc xenon, tiến hành tái điều hòa nhóm điều chỉnh bằng hệ thống điều chỉnh bor với lưu lượng đủ nhỏ để vị trí của nhóm không ở ngoài giới hạn của khoảng chiều cao được phép. 156
  10. Cân bằng công suất giữa lò phản ứng và vòng thứ cấp (sinh nhiệt và tải nhiệt) được duy trì tự động theo áp suất hơi trực tiếp trong vòng thứ cấp: lúc đầu, nâng công suất đến 10% Nном WWER-440, ~ 40% WWER-1000 bằng thiết bị điều chỉnh tác động lên БРУ-К, sau đó, bằng thiết bị điều chỉnh của tuabin, sau khi nối máy phát tuabin vào mạng. Trong WWER-440, được phép nâng công suất bằng phụ tải của máy phát tuabin, theo chế độ bằng tay. Cân bằng tự động công suất trong trường hợp này là nhờ APM, vốn được đóng ở chế độ T, chế độ này tự động tăng tải cho lò phản ứng theo phụ tải của tuabin, trong khi vẫn giám sát áp suất hơi trong vòng thứ cấp. Trong suốt thời gian nâng công suất, mức công suất được kiểm soát theo АКНП và СВРК, chu kỳ tăng tốc, các hệ số không đồng đều tỏa năng lượng đều được kiểm soát. Khi công suất lò phản ứng ~ 10% Nном tiến hành hiệu chỉnh АКНП lần đầu theo các chỉ số của СВРК, tiếp sau đó, cân bằng công suất nơtron và công suất nhiệt được kiểm soát. Khi xuất hiện mất cân bằng do thay đổi nồng độ axit boric hoặc thay đổi vị trí nhóm điều chỉnh của các thanh hấp thụ thì lại hiệu chỉnh lại. Khi đạt công suất định mức, người ta cố định nhóm điều chỉnh của các thanh hấp thụ ở vị trí tối ưu bằng cách tái điều chỉnh bor, tuần tự kiểm tra cân bằng công suất nơtron và công suất nhiệt, APM vào hoạt động ở chế độ N. Cố định phân bố tỏa năng lượng trong vùng hoạt. Trong những ngày đầu sau khởi động cần tăng cường kiểm soát vùng hoạt, bởi vì trong giai đoạn này diễn ra quá trình nhiễm độc xenon, do đó cần tái điều hòa định kỳ nhóm điều chỉnh. Các câu hỏi cho mục “Điều khiển và kiểm soát vùng hoạt khi đưa lò phản ứng vào phát công suất” 1. Có thể chia thành các giai đoạn nào khi đưa lò phản ứng vào phát công suất? 2. Lò phản ứng được đưa vào công suất МКУ ở những thông số nào và tại sao? 3. Khi đưa vào МКУ, những điều kiện nào được coi là cần quan tâm nhất? 4. Lưu lượng nước khoáng “sạch” thay đổi như thế nào và tại sao khi đưa lò phản ứng vào МКУ? 5. Những thí nghiệm vật lý nào được thực hiện khi khởi động sau quá trình thay đảo nhiên liệu? 12.2. Điều khiển và kiểm soát vùng hoạt khi lò phản ứng phát công suất WWER, cũng như các lò phản ứng năng lượng khác, được vận hành ở chế độ duy trì công suất nhiệt không đổi. Thông thường, mức công suất đó – mức tối đa cho phép, mức định mức. Công suất lò phản ứng ở mức đã cho được duy trì nhờ APM, thường đóng ở chế độ N, chế độ T khi đó giám sát các dao động áp suất trong vòng thứ cấp, sau khi đã ghi cho mình áp suất sau khi đóng chế độ N làm áp suất ban 157
  11. đầu. Cân bằng công suất vòng sơ cấp và công suất vòng thứ cấp được duy trì nhờ thiết bị điều chỉnh của tuabin, vốn đóng ở chế độ duy trì áp suất trước các van điều chỉnh. Hoạt động của vùng hoạt trong chế độ này khá ổn định và không cần một can thiệp vận hành nào, ngoài việc hiệu chỉnh vị trí nhóm điều chỉnh của các thanh hấp thụ, nhóm này được kéo ra nhờ APM theo tiến trình cháy nhiên liệu. Có thể hiệu chỉnh bằng việc cấp nước khử khoáng sạch với lưu lượng nhỏ, và APM tự động hạ các thanh của nhóm điều chỉnh vào vùng hoạt để duy trì công suất; hiệu chỉnh các chỉ số của АКНП, các chỉ số này lệch khỏi các giá trị thực của công suất nhiệt theo tiến trình giảm nồng độ axit boric trong chất tải nhiệt và thay đổi phân bố tỏa năng lượng trong vùng hoạt do quá trình cháy nhiên liệu. Các thay đổi phụ tải được thực hiện trong chế độ điều chỉnh bằng tay công suất lò phản ứng hoặc tuabin. Trong trường hợp thứ nhất, APM được ngắt, và nhờ điều khiển bằng tay các thanh của nhóm điều chỉnh mà công suất lò phản ứng tăng lên hoặc giảm đi. Thiết bị điều chỉnh tua bin, trong khi giám sát áp suất trước các van, đóng hoặc mở chúng một cách tương ứng, làm thay đổi phụ tải tuabin, và bằng cách đó, duy trì cân bằng công suất vòng sơ cấp và công suất vòng thứ cấp. Trong trường hợp thứ hai, phụ tải tuabin thay đổi khi điều khiển bằng tay các van điều chỉnh. APM chuyển sang chế độ T và, trong khi giám sát áp suất trong vòng thứ cấp, vẫn duy trì cân bằng công suất sinh nhiệt và tải nhiệt. Khi giảm phụ tải bằng tuabin, việc chuyển APM từ chế độ N sang chế độ T có thể là tự động, theo tín hiệu tăng áp suất vượt quá mức đã đặt 1,5 kG/cm2. Công suất thay đổi với tốc độ không vượt quá tốc độ quy định, khi đó, tốc độ càng thấp thì càng ít các nhiễu loạn có liên quan đến nhiễm độc xenon không ổn định, kể cả các dao động xenon có thể có trong WWER-1000. Trong trường hợp cần thiết, giảm tải cấp tốc được thực hiện cũng theo trình tự như theo kế hoạch, nhưng với tốc độ tối đa – tác động liên tục lên bộ phận điều chỉnh. Nhiệm vụ chủ yếu của việc điều khiển linh hoạt trong quá trình chuyển tiếp là kiểm soát hoạt động của thiết bị điều chỉnh trung tâm để duy trì cân bằng các công suất và sau đó ổn định các thông số công suất ở mức được phép. Khi giảm tải do các tác động của các thiết bị tự động phù hợp với bảng 10.4, nhiệm vụ chủ yếu là phục hồi cân bằng công suất ở mức được phép và tiếp tục ổn định các thông số. 158
  12. Câu hỏi cho mục “Điều khiển và kiểm soát vùng hoạt khi hoạt động phát công suất” 1. Cân bằng các công suất vòng sơ cấp và vòng thứ cấp trong các chế độ tĩnh và chuyển tiếp được duy trì như thế nào? 12.3. Điều khiển và kiểm soát vùng hoạt khi dừng lò theo kế hoạch Khi dừng lò theo kế hoạch, việc giảm tải tổ máy được tiến hành theo chế độ đã mô tả về điều khiển công suất đến ~ 30 – 40% Nном cho WWER-1000 và ~ 10% cho WWER-440. Công suất lò phản ứng được ổn định, máy phát tuabin được giảm tải và ngắt khỏi mạng. Trong quá trình giảm tải máy phát tuabin, БРУ-К được đưa vào hoạt động, nó duy trì cân bằng các công suất. Sau khi ngắt máy phát tuabin, lò phản ứng được giảm tải đến МКУ nhờ điều khiển СУЗ bằng tay, áp suất và nhiệt độ được ổn định gần với các giá trị định mức. Lò phản ứng được chuyển vào trạng thái dưới tới hạn nhờ điều chỉnh bor. Nồng độ axit boric tăng lên đến các giá trị tương ứng với quy định công nghệ cho trạng thái dừng (xem mục “Điều chỉnh”), sau đó, các thanh OP СУЗ được hạ xuống vùng hoạt. Thực ra đến lúc này, vùng hoạt đã sẵn sàng cho các công đoạn công nghệ dừng lò. Tiếp sau đó, trạng thái của vùng hoạt được АКНП và СВРК kiểm soát. 12.4. Rút axit boric nhờ các phin lọc trao đổi ion Khi nồng độ axit boric nhỏ, độ hiệu dụng trao đổi nước giảm đi, điều này làm tăng đáng kể mất cân bằng nước. Vì vậy khi nồng độ axit boric dưới 0,5 g/kg, rút axit boric hiệu quả hơn, khi làm lắng các ion của nó trên các phin lọc đã được tái sinh sơ bộ của thiết bị làm sạch nước đặc biệt. Mô tả toán học của quá trình rút axit boric trên các phin lọc trao đổi ion giống như mô tả quá trình rút ra nhờ trao đổi nước. Giả sử, sau các phin lọc nồng độ bằng 0, ta có: q − t ct()= cem , (12.4.1) 0 ở đây, c0 – nồng độ axit boric ở thời điểm cho các phin lọc hoạt động; q – lưu lượng chất tải nhiệt. Lấy c0 = 0,5 g/kg, q = 20 tấn/h, m = 300 tấn, có thể tính tốc độ tối đa đưa độ phản ứng dương vào WWER-1000 (xem mục “Điều chỉnh bor”): 159
  13. ddρ c∂ρ ==2.10−5% / s. dt dt ∂c Câu hỏi cho mục “Rút axit boric nhờ các phin lọc trao đổi ion” 1. Trong các trường hợp nào cần rút axit boric nhờ thiết bị làm sạch nước đặc biệt? 12.5. Bảo đảm trạng thái dưới tới hạn vùng hoạt của lò phản ứng đã dừng Các nguồn nơtron tự nhiên để kích hoạt phản ứng dây chuyền trong WWER không được sử dụng. Khi khởi động lần đầu, các nguồn đầu tiên là các nơtron của bức xạ vũ trụ và của quá trình phân rã urani tự phát. Trong những mẻ nhiên liệu tiếp sau xuất hiện các nguồn nơtron bổ sung, các actinit (các đồng vị U, Pu, Cm, Cf, – các sản phẩm tương tác không đàn hồi của các nơtron với các hạt nhân nhiên liệu và các chuỗi chuyển hóa hạt nhân tiếp sau), vốn được tạo ra trong lò phản ứng ở những mẻ nhiên liệu trước đó. Do không có các nguồn định chuẩn, nên không thể đo trực tiếp mức dưới tới hạn của lò phản ứng đã dừng theo dòng nơtron. Trong trường hợp đó, tính an toàn được bảo đảm bằng cách tiếp cận bảo toàn khi tính toán nồng độ axit boric, ở nồng độ đó đạt được độ dưới tới hạn cho trước (xem mục “Điều chỉnh”). Có trọng lượng hơn cả trong số các giả định bảo toàn là kéo tất cả các OP СУЗ ra khỏi vùng hoạt một cách ước lệ. Câu hỏi cho mục “Bảo đảm trạng thái dưới tới hạn vùng hoạt của lò phản ứng đã dừng” 1. Tầm quan trọng đặc biệt của việc kiểm soát nồng độ axit boric của lò phản ứng đã dừng là gì? 12.6. Ảnh hưởng của xenon và samari đến việc điều chỉnh trong các chế độ chuyển tiếp. Khi thay đổi phụ tải, độ phản ứng vốn có liên quan đến nhiễm độc và giải nhiễm xenon và samari được điều hòa bằng điều chỉnh bor. Khi điều chỉnh, nồng độ samari thay đổi không đáng kể bởi vì thời gian kéo dài của quá trình được tính bằng ngày, còn các hiệu ứng độ phản ứng liên quan đến nhiễm độc không ổn định là không lớn – không quá ~ 0,7%. Khác với samari, sự thay đổi nồng độ xenon có ảnh hưởng rõ ràng đến động học quá trình điều chỉnh bởi vì các quá trình chuyển 160
  14. tiếp xenon xảy ra nhanh – thời gian kéo dài của chúng tính bằng giờ, và ảnh hưởng của xenon đến độ phản ứng là lớn hơn rất nhiều. Trong các chế độ nâng công suất thực tế, tốc độ đưa độ phản ứng âm vào, vốn có liên quan đến việc chuyển sang mức nhiễm độc tĩnh của xenon, không quá 0,2 %/h, lượng này được điều hòa bằng cách rút axit boric ra. Không xuất hiện quá trình giải nhiễm không ổn định khi chuyển từ mức công suất tĩnh sang mức cao hơn, bởi vì tốc độ nâng công suất bị hạn chế và đương lượng độ phản ứng của quá trình giải nhiễm là không lớn. Khi giảm tải sâu đến 30% Nном và thấp hơn, tốc độ đưa độ phản ứng âm trung bình vào vốn có liên quan đến hố iốt, vào khoảng 0,3 – 0,5%/h, độ sâu hố iốt có thể đạt đến 3 – 4%. Rõ ràng là ở cuối thời gian hoạt động của mẻ nhiên liệu, khi mà không còn dự trữ vận hành của độ phản ứng vốn có thể được sử dụng để điều hòa hố iốt, thì chỉ có thể duy trì lò phản ứng ở trạng thái tới hạn sau khi giảm công suất trong trường hợp phục hồi phụ tải cấp tốc. Nếu điều đó là không thể được về mặt công nghệ, thì cần phải giữ lò phản ứng ở trạng thái dưới tới hạn trong khoảng ~ 20 h, khoảng thời gian cần thiết để phân rã xenon đến mức nhiễm độc tĩnh. Khi cần có thể tính toán tối ưu chế độ giảm tải, nhưng trong thực tế vận hành nó thường không cần thiết, bởi vì việc giảm tải sâu theo kế hoạch chủ yếu liên quan đến việc dừng lò phản ứng trên 20 h. Các câu hỏi cho mục “Ảnh hưởng của xenon và samari đến việc điều chỉnh trong các chế độ chuyển tiếp” 1. Các chế độ thay đổi phụ tải nào nhạy nhất theo quan điểm điều khiển vận hành công suất? 2. Khi cần thì làm dịu ảnh hưởng của hố iốt như thế nào trong trường hợp giảm phụ tải? 12.7. Khử các dao động xenon Sự cần thiết phải khử các dao động xenon có liên quan đến việc chúng làm tăng độ không đồng đều phân bố tỏa năng lượng, chẳng hạn như làm tăng Kv, điều có thể dẫn đến cần giảm tải lò phản ứng. Việc kiểm soát sự có mặt các dao động và biên độ các dao động được thực hiện theo ophset. Ophset thực chất là mức chênh lệch tỏa năng lượng tương đối của phần trên và phần dưới vùng hoạt. Ở giai đoạn đầu của mẻ nhiên liệu, trong chế độ tĩnh, mức chênh lệch đó - ophset - có thể đạt đến 161
  15. 10%. Điều đó có liên quan đến nhiệt độ thấp hơn của nhiên liệu trong phần dưới của vùng hoạt cũng như sự có mặt của các chất hấp thụ ở phần trên. Trong quá trình vận hành của mẻ nhiên liệu, giá trị này giảm đi do quá trình cháy nhiên liệu ở phần dưới vùng hoạt mạnh hơn. Việc ophset vượt ra ngoài khoảng 0 – 10% và sự thay đổi hàng giờ của nó theo thời gian chứng tỏ sự có mặt của các dao động. Nguyên tắc cơ bản của các thuật toán khử dao động – đó là tác động lên các sai lệch đang tăng trong thời điểm đã cho. Trong WWER-1000 tác động đó được thực hiện bằng nhóm công tác và nhóm số năm, gồm bốn thanh OP, một trong số đó là thanh trung tâm. Trong những trường hợp đặc biệt, người ta sử dụng cả các nhóm OP khác. Các tác động trong trường hợp ophset âm và khi nó tăng về giá trị tuyệt đối nghĩa là khi dịch chuyển điểm tỏa năng lượng cực đại lên phần trên vùng hoạt, rõ ràng là cần nhúng nhóm OP vào vùng hoạt ở mức 50 – 60% và sau đó kéo chúng ra theo tiến trình chuyển dịch xuống dưới của điểm tỏa năng lượng cực đại. Khi ophset dương và khi nó tăng, các tác động sẽ ngược lại – nhóm điều chỉnh OP СУЗ được kéo lên đến mức giới hạn trên. Nếu tác động trên chưa đủ hiệu quả, thì OP СУЗ trung tâm được hạ xuống đến trụ đỡ dưới. Ở phía dưới, trong vùng dòng nơtron cực đại, độ hiệu dụng của nó dường như lớn hơn so với ở phần trên và yếu tố đó tác động làm dịu độ tăng ophset trong khi vẫn làm tắt dần các dao động. Khi cần có thể sử dụng cả các OP khác của nhóm số năm. Câu hỏi cho mục “Khử các dao động xenon” 1. Nguyên tắc cơ bản nào có trong các thuật toán khử dao động? 13. CÁC VẤN ĐỀ AN TOÀN 13.1. Các rối loạn hạt nhân Kinh nghiệm vận hành cho thấy WWER là một trong những lò phản ứng an toàn nhất, nhưng rủi ro hạt nhân có liên quan đến vận hành thì không nên coi là không có. Xác suất các hư hại nặng vượt ra ngoài khuôn khổ thiết kế của vùng hoạt được đánh giá 10-4 – 10-5 1/năm tùy thuộc vào dạng thiết kế, năm đưa vào sử dụng và mức độ hiện đại hóa tổ máy. Các rối loạn hạt nhân, vốn có thể dẫn đến những hậu quả phóng xạ nghiêm trọng ngoài thiết kế, theo nguyên nhân có nguồn gốc từ ban đầu, có thể chia làm ba dạng: hình thành khối lượng tới hạn cục bộ, mất điều khiển phản ứng dây chuyền, 162
  16. sai phạm dẫn thoát nhiệt khỏi vùng hoạt. Trong các thiết kế WWER đã tính trước các giải pháp tổ chức và kỹ thuật để giảm đến tối thiểu rủi ro xảy ra các biến cố nói trên. Việc hiểu rõ các rủi ro là một phần của các giải pháp đó. Tiếp theo, xem xét các nguyên tắc kỹ thuật cơ bản đã được đặt ra trong thiết kế hướng tới loại trừ các biến cố nói trên và các vị trí dễ tổn thương nhất. 13.2. Khối lượng tới hạn cục bộ Để hiểu toàn diện vấn đề, ta đánh giá bán kính tới hạn của một mạng đồng nhất gồm các BNL WWER-1000 có độ làm giàu nhiên liệu 4,4%, đầy nước sạch 200C. Có thể đánh giá từ đẳng thức của các thông số hình học và vật liệu. 22 2 k −1 ⎛⎞π ⎛2,405 ⎞ 2 ∞ ϰ = B ; 2 =+⎜⎟⎜ ⎟. (13.2.1) MH⎝⎠⎝R⎠ Từ hệ thức trên đây suy ra chỉ mới 3 – 4 BNL có độ làm giàu nói trên trong nước lạnh không chứa axit boric cũng đạt đến các thông số tới hạn, với tất cả các hậu quả xảy ra. Đánh giá tương tự cho WWER-440 cho thấy, ~ 7 BNL có độ làm giàu nhiên liệu như vậy cũng tạo ra khối lượng tới hạn cục bộ. Để loại trừ khả năng xuất hiện phản ứng dây chuyền tự phát ở các giai đoạn vận chuyển, mọi phương tiện công nghệ vận chuyển đều được thiết kế sao cho cố định được một cách chắc chắn các BNL với bước xếp bảo đảm k∞ ≤ 0,95 khi đầy nước sạch 200C. Cả kết cấu bể chứa cũng thỏa mãn điều kiện đó. Và, đương nhiên, trước khi xếp thùng chứa có BNL vào bể thay đảo nhiên liệu, về công nghệ, loại trừ sự tiếp xúc của nó với nước. Khi thay đảo, các BNL được xếp sát nhau trong vùng hoạt. Bởi vì trạng thái dưới tới hạn WWER không kiểm soát được, vùng hoạt đầy nước sạch lạnh có các BNL chưa sử dụng là trên tới hạn, cả khi tất cả các OP СУЗ được hạ xuống. Đối với tất cả các WWER, kể cả các lò phản ứng có 73 OP СУЗ, nồng độ axit boric cần thiết trong chất tải nhiệt là rào cản duy nhất, ngăn cản sự hình thành khối lượng tới hạn trong suốt thời gian thay đảo nhiên liệu và khi gia nhiệt lò phản ứng. Cần đặc biệt quan tâm đến việc kiểm soát nồng độ axit boric trong giai đoạn này. Trong giai đoạn thay đảo nhiên liệu trước thời điểm đưa lò phản ứng vào МКУ, mọi mối liên hệ của các hệ thống vòng sơ cấp và nước khử khoáng sạch đều được ngắt, đồng thời kiểm soát chặt chẽ tình trạng của các thiết bị ngắt dòng. Một trong số các công đoạn công nghệ bất lợi nhất trong phương án này là việc đổ đầy thể tích vòng thứ cấp bởi nước của các bình sinh hơi bị hở thông với vòng sơ cấp. Trong trường hợp cần thiết, công đoạn trên được tiến hành 163
  17. khi tăng cường kiểm soát để loại trừ khả năng trào nước của vòng thứ cấp vào vòng sơ cấp. Điều chỉnh bor để làm giảm nồng độ axit boric chỉ được tiến hành khi các ГЦН hoạt động, như vậy mới loại trừ được khả năng đưa nước khử khoáng vào vùng hoạt mà không được trộn đều. Khi đã hiểu rõ vấn đề và hiểu rõ các biện pháp tổ chức-kỹ thuật được áp dụng, trong thực tế vận hành vẫn có thể có các hành động sai lầm của nhân viên, dẫn đến khả năng chảy nước khử khoáng sạch vào vòng sơ cấp khi lò phản ứng đã dừng, trong đó có trường hợp chảy qua bình sinh hơi bị hở. Trong mọi trường hợp, các biện pháp đã quy định cần được áp dụng kịp thời. Các câu hỏi cho mục “Khối lượng tới hạn cục bộ” 1. Bao nhiêu BNL được làm giàu 4,4% tạo ra khối lượng tới hạn trong nước lạnh sạch? 2. Vào thời điểm vận hành nào tồn tại xác suất cao nhất tạo ra khối lượng tới hạn do các tác động sai lầm? 3. Các công đoạn công nghệ nào là nguy hiểm theo quan điểm có thể chảy nước khử khoáng sạch vào vùng hoạt? 4. Tại sao việc kiểm soát nồng độ axit boric khi thay đảo nhiên liệu lại có ý nghĩa hàng đầu trong việc bảo đảm an toàn? 13.3. Mất điều khiển phản ứng dây chuyền Mất điều khiển kèm theo tăng tốc lò phản ứng sau đó dẫn đến những rối loạn với các hậu quả nghiêm trọng. Việc tăng tốc tự phát được loại trừ nhờ khả năng tự bảo vệ bên trong WWER-1000 – các hiệu ứng công suất và hiệu ứng nhiệt độ âm. Để loại trừ khả năng mất điều khiển công suất do các hỏng hóc trong hệ thống điều khiển hoặc do các tác động sai lầm của nhân viên, trong các thiết kế WWER-1000 đã tính trước tác động bảo vệ tự động (bảng 13.1). Trong thực tế vận hành WWER, không cố định một trường hợp tăng công suất nào khi lò phản ứng hoạt động ở mức định mức trước khi khởi động các thiết bị АЗ (АЗ-I). Có thể có những trường hợp cá biệt dừng lò khẩn cấp theo tín hiệu đạt đến chu kỳ các mức đặt khẩn cấp. Đó là trường hợp do vi phạm quy định ở phần thời gian lưu sau khi đưa độ phản ứng dương vào mà phải đưa lò phản ứng vào МКУ. Bảng 13.1. Các mức đặt khởi động thiết bị bảo vệ khẩn cấp theo mức công suất và chu kỳ tăng công suất cho mức công suất định mức 164
  18. Chu kỳ tăng công suất e lần Lò phản ứng N T ≤ 10 s T ≤ 20 s АЗ khi ПЗ-I khi WWER-1000 АЗ ПЗ-I N ≥ 107% Nном N ≥ 104% Nном АЗ-I khi АЗ-III khi WWER-440 АЗ-I АЗ-III N ≥ 110% Nном N ≥ 105% Nном Chế độ khẩn cấp kèm theo làm nguội vòng sơ cấp nhanh và sâu, ví dụ do vỡ đường dẫn hơi trong phần không ngắt khỏi bình sinh hơi, là chế độ nguy hiểm tiềm ẩn của WWER về khả năng mất điều khiển công suất nhất thời có thể có. Trong trường hợp xuất hiện chế độ này ở cuối thời hạn sử dụng WWER-1000, khi mà hệ số nhiệt độ của độ phản ứng cực đại, khi vòng sơ cấp được làm nguội đến 2200C thì ~ 5,5% độ phản ứng được giải phóng, lượng này gần tương đương với độ hiệu dụng АЗ có hỏng hóc một OP. Như vậy, ở nhiệt độ đã cho trong chế độ công nghệ đó có thể có việc chuyển trở lại vào trạng thái tới hạn. Đối với WWER- 440 có 37 OP СУЗ, chế độ đó diễn ra êm hơn bởi vì độ hiệu dụng АЗ-I hơn 6%, nhiệt độ tới hạn lặp dưới 1000C. Khi các hệ thống an toàn hoạt động theo thiết kế, trong trường hợp có tới hạn lặp thì giới hạn định mức hư hại các thanh nhiên liệu không bị vi phạm. Lò phản ứng chuyển sang trạng thái dưới tới hạn nhờ đưa axit boric vào vòng sơ cấp. Trong khi đó, chế độ sẽ nguy hiểm khi trở thành chế độ ngoài thiết kế trong trường hợp có thêm những hỏng hóc thiết bị. Cho đến nay đã có 4 – 5 trường hợp làm nguội tương đối nhanh và sâu đến 2200C của vòng sơ cấp WWER-1000. Tất cả các trường hợp đó đều có liên quan đến việc các van bảo hiểm không đóng khi tăng áp suất vòng thứ cấp, các van này đã khởi động khi sụt phụ tải máy phát tuabin. Trong tất cả các trường hợp hỏng hóc OP đã nói khi khởi động АЗ, chưa từng có trường hợp nào chế độ làm nguội kéo dài mươi phút – thời gian đủ để tăng độ dưới tới hạn bằng việc đưa axit boric vào. Các câu hỏi cho mục “Mất điều khiển phản ứng dây chuyền” 1. Tự bảo vệ bên trong là gì? 2. Các tín hiệu khẩn cấp nào gây ra khởi động АЗ mà ngăn cản tăng tốc lò phản ứng do các tác động sai lầm? Các mức đặt khởi động АЗ và ПЗ là như thế nào? 3. Trong chế độ công nghệ nào có thể có việc chuyển vào trạng thái tới hạn lặp? 165
  19. 13.4. Sai phạm dẫn thoát nhiệt khỏi vùng hoạt Theo các đánh giá xác suất, sai phạm dẫn thoát nhiệt kèm theo hư hại vùng hoạt – sự cố dễ xảy ra nhất trong số các sự cố nghiêm trọng. Thiết kế đã tính trước các biện pháp kỹ thuật để loại trừ hư hại các thanh nhiên liệu vượt quá định mức đối với các chế độ giới hạn có sai phạm dẫn thoát nhiệt sau đây: mất điện tức thời ГЦН và rò rỉ vòng sơ cấp khi đứt vỡ đường ống tuần hoàn chính (trong thiết kế đầu tiên WWER-440 (tổ máy số 3, 4 NMĐHN Novovoronhet, hai tổ máy đầu tiên NMĐHN Kolski), đã xem xét các rò rỉ khi đứt vỡ các đường ống đường kính nhỏ hơn.) Hình 13.1. Sự thay đổi mức tỏa nhiệt dư tương đối của vùng hoạt WWER của những ngày đầu sau dừng lò. Hình 13.2. Sự thay đổi mức tỏa nhiệt dư tương đối của vùng hoạt WWER trong 60 ngày đầu sau dừng lò. 166
  20. Hình 13.3. Sự thay đổi công suất nơtron (1) và công suất nhiệt (2) của vùng hoạt WWER khi dừng lò khẩn cấp kèm theo hạ tất cả OP СУЗ (bắt đầu rơi t = 0) Trong trường hợp thứ nhất, việc làm nguội tin cậy các thanh nhiên liệu được bảo đảm bằng việc dừng khẩn cấp lò phản ứng đồng thời ngắt ГЦН và sử dụng các ГЦН có quán tính, mà khi chúng chạy theo đà sẽ tạo dòng chảy qua vùng hoạt, đủ để dẫn thoát nhiệt dư khi xả công suất. (Trong các thiết kế đầu tiên WWER-440 đã sử dụng các ГЦН kín, không có quán tính. Các máy phát tự tiêu, hoạt động khi tuabin chạy theo đà bảo đảm cho các ГЦН này chạy theo đà khi mất điện tổ máy). Việc dẫn thoát công suất sau khi dừng hẳn ГЦН được thực hiện trong chế độ tuần hoàn tự nhiên. Những hư hại các thanh nhiên liệu trong chế độ này không làm tăng các giới hạn vận hành, nghĩa là chế độ đã cho không phải là sự cố. Trong trường hợp thứ hai, thậm chí khi các hệ thống an toàn, vốn bảo đảm việc dừng lò khẩn cấp và cấp đầy nước cho vùng hoạt, hoạt động theo thiết kế thì những hư hại các thanh nhiên liệu tới mức định mức cực đại cũng có thể xảy ra. Nhưng các BNL sẽ không thể bị hư hại về kết cấu, điều này bảo đảm khả năng tháo dỡ an toàn vùng hoạt. Việc tỏa năng lượng dư lớn trong vùng hoạt sau khi dừng lò, vốn liên quan đến quá trình phân rã các sản phẩm phân hạch không bền (xem mục 2.12) là yếu tố làm tăng khả năng chuyển các rối loạn khẩn cấp thành sự cố nghiêm trọng kèm theo hư hại vùng hoạt. Trong những giờ đầu sau khi dừng lò, mức tỏa năng lượng dư vào khoảng ~ 1% Nном, nghĩa là ~ 30 MW đối với WWER-1000 và ~ 14 MW đối với WWER-440. Sự thay đổi công suất tương đối sau khi dừng lò được đưa ra trên các hình 13.1 – 13.3. Công suất đó cần được dẫn thoát, trong trường hợp ngược lại trong khoảng 2 – 3 h sẽ xảy ra hiện tượng bốc hơi chất tải nhiệt của vùng hoạt, tăng nhiệt độ nhiên liệu và các vật liệu kết cấu đến nhiệt độ nóng chảy 167
  21. và sau đó khoảng 7 – 8 h thì khối nóng chảy (lớp đệm) làm nóng chảy vỏ lò. Các thiết kế tổ máy sử dụng WWER, loại tiếp sau B-320, đã tính trước trường hợp đó bằng việc thiết kế thùng thu hồi đặc biệt nằm ngay dưới lò phản ứng. Trong lịch sử vận hành các lò phản ứng nước nhẹ (tương tự WWER) đã có những sự cố kèm theo sai phạm dẫn thoát nhiệt và phát triển các biến cố không tính đến trong thiết kế. Ta xem xét ba sự cố tiêu biểu nhất theo quan điểm công nghệ. Sự cố NMĐHN “Three Mile Island-2” (Mỹ) Đây là sự cố nghiêm trọng nhất trong số các sự cố đã xảy ra trong các lò phản ứng nước áp suất có vỏ. Lò công suất đã xảy ra sự cố này được đưa vào hoạt động năm 1978. Về các thông số, nó rất gần với WWER-1000. Sơ đồ bố trí các thiết bị cơ bản trong nhà lò kín NMĐHN “Three Mile Island-2” được trình bày trên hình 13.4. Công suất định mức của tổ máy 2853 MW, công suất điện 956 MW. Tuần hoàn chất tải nhiệt trong vòng sơ cấp được bảo đảm bằng bốn ГЦН. Nhiệt từ vòng sơ cấp được dẫn ra bằng hai bình sinh hơi đứng. Thiết bị điều áp được nối với một trong số hai mạng nóng của các đường ống vòng sơ cấp. Vùng hoạt lò phản ứng có 177 BNL, mỗi BNL chứa 208 thanh nhiên liệu đường kính ngoài 10,9 mm. Dùng urani dioxit dạng viên đường kính 9,4 mm, làm giàu tối đa 2,96%, làm nhiên liệu. Sự cố xảy ra ngày 29 tháng ba năm 1979. Tổ máy đang hoạt động ở mức 97% công suất (2772 MW). Biến cố khởi nguồn là biến cố hiếm thấy nhưng bình thường: mất cấp nước khử khoáng của tuabin do các máy bơm cấp nước cấp, sau đó là máy phát tuabin bị ngắt. Trong mô tả tiếp sau, thời điểm ngắt máy phát tuabin sẽ được lấy làm thời điểm đầu để tính thời gian. 0 phút 00 s. Do ngắt máy phát tuabin, cân bằng sinh nhiệt và tải nhiệt bị phá hủy và bắt đầu tăng đột ngột các thông số vòng sơ cấp: áp suất và nhiệt độ. Song song với việc ngắt các máy bơm cấp, mức chất tải nhiệt trong các bình sinh hơi đã giảm đột ngột. Lưu ý rằng, tổ máy đã được trang bị những bình sinh hơi dạng đứng, dự trữ nước của vòng thứ cấp trong đó là tối thiểu, điều này làm cho tổ máy nói chung ít quán tính trong các quá trình chuyển tiếp. 0 phút 03 s. Áp suất trong vòng sơ cấp tức thì đạt đến mức đặt khởi động van xả 15,6 MPa. Van mở, bảo đảm xả hơi vào thùng sủi bọt với lưu lượng 60 tấn/h. 0 phút 08 s. Bởi vì mất cân bằng công suất của hai vòng tuần hoàn không được khắc phục, nên áp suất vòng sơ cấp tiếp tục tăng, ở giây thứ tám đạt đến mức đặt dừng lò khẩn cấp 16,3 MPa và lò phản ứng đã dừng. 168
  22. 0 phút 12 s. Áp suất vòng sơ cấp hạ xuống 15,3 MPa – mức đặt đóng van xả, nhưng van không đóng. Bởi vì nguồn cấp cho xolenoit điều khiển đã được truyền đi mà không có những nhận xét về điều mà thiết bị phát tín hiệu trên bảng điều khiển nói đến, nên nhân viên coi là van đã đóng (nguyên nhân của việc van không đóng, nhiều khả năng là kẹt cơ học, bởi vì sau đó khi đập vào thì nó đóng). Sau khi giảm công suất lò phản ứng, do dòng qua van xả không đầy nên mức nước trong thiết bị điều áp (КД) bắt đầu hạ xuống. Nhân viên vận hành đã ngắt hệ thống thổi của vòng sơ cấp và đóng máy bơm bù dự trữ. 0 phút 30 s. Khởi động hệ thống phát tín hiệu tăng nhiệt độ chất thải từ van xả (~ 1150C) và một trong số các van bảo hiểm, nhưng nhân viên không coi trọng điều đó, sau khi cho rằng đó là tăng quán tính sau khi khởi động van. Mức nước trong lòng chảo của các bình sinh hơi hạ xuống tới mức đặt khẩn cấp. Các máy bơm bù khẩn cấp tự động đóng, nhưng nước vẫn không cấp được vào các bình sinh hơi: các van ngắt hình như bị đóng, các van này đã không được mở do sai lầm của nhân viên khi bảo dưỡng kỹ thuật các máy bơm. Mực nước trong các bình sinh hơi hạ xuống nhanh chóng. 169
  23. Hình 13.4. Bố trí thiết bị cơ bản trong nhà lò NMĐHN “Three Mile Island-2” (Mỹ) 0 phút 48 s. Rò rỉ hơi từ КД đã được điều hòa nhờ hai máy bơm bù hoạt động. Mực nước trong КД bắt đầu tăng lên. 1 phút 00 s. Khởi động hệ thống phát tín hiệu tăng nhiệt độ chất xả ra từ van bảo hiểm số hai КД (1450C), bởi vì các chất xả ra từ tất cả các van đều được dẫn về thùng góp chung. Cũng giống như trường hợp trước, hoạt động của hệ thống phát tín hiệu không được để ý. Rõ ràng, ở thời điểm này nhân viên hoàn toàn bị thu hút vào việc khôi phục nước bù cho các bình sinh hơi. 1 phút 45 s. Các bình sinh hơi bị khô cạn (hơi đã xả hết vào khí quyển), việc dẫn thoát nhiệt dư chấm dứt, công suất nhiệt dư khoảng ~ 30 MW. Trong chất tải nhiệt đang tuần hoàn trong vòng sơ cấp xuất hiện và bắt đầu tăng hàm lượng hơi. Dưới 170
  24. nắp lò phản ứng đã sinh ra bọt hơi có các thông số lớn hơn so với trong КД. Chất tải nhiệt từ lò phản ứng bắt đầu tràn vào КД. 2 phút 01 s. Áp suất trong vòng sơ cấp tiếp tục giảm do làm nguội КД qua van xả mở. Ở áp suất 11,4 MPa, máy bơm bù khẩn cấp của vòng sơ cấp áp suất cao tự động mở với lưu lượng ~ 200 tấn/giờ, cấp nước vào các nhánh lạnh. Một trong số hai máy bơm bù đang hoạt động theo chế độ làm việc bình thường khi đó đã tự động dừng theo chương trình hoạt động của thiết bị tự động. 3 phút 13 s. Trong tình huống đã trở nên phức tạp, lưu lượng bù đã vượt quá rò rỉ, và mức nước trong КД bắt đầu tăng lên, hơn nữa quá trình chảy chất tải nhiệt từ lò phản ứng vào КД lại không dừng. Lưu lượng bù khẩn cấp đã bị giảm bớt do mở tái tuần hoàn máy bơm. 3 phút 26 s – 3 phút 28 s. Lần lượt khởi động hệ thống phát tín hiệu: tăng nhiệt độ trong thùng sủi bọt và tăng mức nước trong КД. Tín hiệu đầu bị dừng mà không để ý. 4 phút 38 s. Mặc dù nhiệt độ và áp suất vòng sơ cấp tương ứng với trạng thái bão hòa, giống như báo hiệu có rò rỉ, nhân viên vận hành đã dừng máy bơm bù khẩn cấp và tăng lưu lượng thổi. Hành động như vậy, nhân viên định làm tăng mức nước КД. Trong chế độ công nghệ đã trở nên phức tạp, quá trình bốc hơi chất tải nhiệt vòng sơ cấp đã bắt đầu mạnh lên. Bọt hơi dưới nắp lò phản ứng đã tăng lên tới mức đẩy chất tải nhiệt ra khỏi lò phản ứng, nhưng các ГЦН đang hoạt động vẫn làm mát vùng hoạt. Tỏa nhiệt dư một phần được dẫn thoát qua КД. Lưu ý rằng, các đường ống nối КД với các đường ống vòng sơ cấp có điểm đặc biệt trong kết cấu là không cho thông – cửa chắn nước (hình 13.4). Ở giai đoạn đầu sự cố nó làm khó dẫn thoát nhiệt qua КД, bởi vì sự suy giảm nhiệt độ và gia tăng tỷ trọng chất tải nhiệt đã được cân bằng nhờ tăng áp suất trong lò phản ứng, sau đó khi giảm mức nước trong lò phản ứng xuống dưới các đoạn ống nóng thì cửa chắn nước không cho chất tải nhiệt chảy từ КД vào lò phản ứng. Điều đó không cho phép nhân viên vận hành kịp thời sửa chữa sai lầm. 8 phút 00 s. Nhân viên vận hành xác định được nguyên nhân không cấp được nước cấp vào các bình sinh hơi và bắt đầu cấp nước vào. 171
  25. 10 phút 48 s. Khởi động hệ thống phát tín hiệu tăng mức nước trong thùng sủi bọt. Bởi vì chất tải nhiệt vẫn tiếp tục chảy vào thùng, màng bảo hiểm bị vỡ. Chất tải nhiệt bắt đầu chảy vào nhà lò, áp suất và nhiệt độ trong nhà lò bắt đầu tăng. 14 phút 50 s. Khởi động hệ thống phát tín hiệu không cho phép các ГЦН hoạt động. Xuất hiện rung mạnh các ГЦН do hàm lượng hơi trong chất tải nhiệt khá lớn. 20 phút 00 s. Do giảm mật độ chất tải nhiệt, các chỉ số dòng nơtron theo АКНП trong dải nguồn bắt đầu tăng. Việc đó sau này đã thu hút sự chú ý của nhân viên vận hành. 22 phút 44 s. Các bình sinh hơi đã đầy đến mức cho phép bắt đầu dẫn thoát nhiệt qua vòng thứ cấp, nhưng thuật toán cho hệ thống tự động lại duy trì áp suất trong bình sinh hơi bằng với áp suất bão hòa vòng sơ cấp, nghĩa là không làm nguội vòng sơ cấp. 29 phút 23 s. Nhiệt độ và áp suất trong nhà lò tăng nhanh. Nhân viên vận hành mở máy bơm phun. 0 h 40 phút. Các chỉ số dòng nơtron theo АКНП tiếp tục tăng do mật độ chất tải nhiệt tiếp tục giảm. 1 h 13 phút. Đã ngắt hai ГЦН do tăng độ rung. 1 h 15 phút. Hoạt độ khí trong nhà lò đạt mức sự cố. Rõ ràng, vì tăng áp suất trong lòng thanh nhiên liệu do tăng nhiệt độ nên vỏ bọc các thanh nhiên liệu bắt đầu bị vỡ. 1 h 40 phút. Do rung mà các ГЦН còn đang hoạt động cũng bị ngắt. Quá trình làm nguội cưỡng bức vùng hoạt cũng chấm dứt. Các bộ phận trong kết cấu vùng hoạt bắt đầu bị nóng lên nhanh chóng. 2 h 1 phút. Trong thời gian đó đã thấy hoạt độ gamma của chất tải nhiệt tăng lên đáng kể. Rõ ràng đó là các BNLbắt đầu bị phá hủy. 2 h 14 phút. Các detector nơtron cho thấy mức chất tải nhiệt trong lò phản ứng đã hạ xuống dưới phần trên vùng hoạt. 2 h 22 phút. Nhân viên đã đóng van xả. Áp suất trong vòng sơ cấp bắt đầu tăng, còn trong nhà lò thì giảm. Bởi vì quá trình dẫn thoát nhiệt qua КД đã chấm dứt, và không có biện pháp nào được áp dụng để cấp chất tải nhiệt vào vùng hoạt, do mức 172
  26. nước trong КД ở mức định mức, nên vùng hoạt tiếp tục bị phá hủy. Hoạt tính son khí trong nhà lò tăng nhanh. 2 h 45 phút. Nhân viên vận hành đóng một ГЦН, nó hoạt động được 19 phút. ГЦН bơm chuyển nước khử khoáng lạnh từ nhánh vào vùng hoạt và lại thấy rung mạnh. Vùng hoạt nguội đi nhiều, mặc dù nó vẫn tiếp tục bị phá hủy. Các thông số bọt hơi trong lò phản ứng giảm xuống, mức nước trong КД hạ thấp xuống. 3 h 23 phút. Nước bù được cấp tối đa, lò phản ứng đầy và quá trình phá hủy vùng hoạt bắt đầu dừng. Trong khoảng 4 h tiếp theo đã cho dẫn thoát nhiệt dư qua van xả КД (nó vẫn được điều khiển bình thường). Sau đó, trong khoảng 7 đến 14 h sau lúc bắt đầu sự cố, các bình sinh hơi đã được cấp đầy nước, hai ГЦН hoạt động, và quá trình làm nguội lò phản ứng được phục hồi theo sơ đồ chung. Sau khoảng gần một tháng, các ГЦН bị dừng, và lò phản ứng sau đó được làm nguội trong chế độ tuần hoàn tự nhiên qua các bình sinh hơi. Bản sao băng tự ghi có ghi chép mức nước trong КД và áp suất trong vòng sơ cấp ở giai đoạn sự cố được đưa ra trên hình 13.5. Việc phân tích mức độ hư hại vùng hoạt chỉ có thể bắt đầu vào năm 1982. Kết quả tháo dỡ lò phản ứng đã xác định rằng, ~ 40% vật liệu đã nóng chảy, hơn nữa 1,5 m phần trên đã không còn. Quan trọng là vỏ lò không bị hư hại nhiều. Các hư hỏng nặng nhất trên vỏ lò là các vết nứt dài dưới 150 mm, chứa đầy kim loại nóng chảy trong mối hàn. Sự cố ở NMĐHN “Three Mile Island-2” buộc phải xem xét lại một số cách tiếp cận an toàn vận hành. Cơ sở để áp dụng các giải pháp là các yếu tố sau đây: 1) Trong tổ máy có sự cố đã trùng hợp các hỏng hóc thiết bị khi chúng hoạt động, các sai lầm của nhân viên khi vận hành và các khiếm khuyết thiết kế dẫn đến phá hủy vùng hoạt: sai là không mở thiết bị ngắt dòng cho cột áp các máy bơm nước cấp khẩn cấp vào bình sinh hơi sau khi bảo dưỡng kỹ thuật, không đóng van xả КД, sự có mặt của cửa chắn nước trên đường nối КД với các đường ống vòng sơ cấp, điều này không cho phép chất tải nhiệt chảy từ КД vào lò phản ứng khi chất tải nhiệt trong vùng hoạt bốc hơi, các tác động không thích hợp của nhân viên vận hành; Đã khởi động rào cản cuối cùng trên đường lan truyền các nuclit phóng xạ – nhà lò. Điều đó buộc phải áp dụng các biện pháp bổ sung để bảo vệ khỏi 173
  27. khối nóng chảy các vật liệu vùng hoạt, trong trường hợp hư hại vỏ lò. Trong các thiết kế hiện đại, đã tính trước việc lắp đặt một thùng đặc biệt để thu gom và làm nguội khối nóng chảy. 2) Các tác động của nhân viên không hợp với tình huống công nghệ. Nhân viên có thể ngăn cản sự cố phát triển thành sự cố ngoài thiết kế với những hậu quả nghiêm trọng, bằng bất kỳ một trong những tác động sau đây: tăng lưu lượng nước bù, phục hồi điều khiển van xả, tăng dẫn thoát nhiệt trong các bình sinh hơi sau khi phục hồi nước bù cho chúng. 174
  28. Hình 13.5. Sự thay đổi mức chất tải nhiệt trong КД và áp suất trong vòng sơ cấp trong những giờ đầu sự cố ở NMĐHN “Three Mile Island” (Mỹ) 175
  29. Nhiều tín hiệu của hệ thống phát tín hiệu khẩn cấp (khoảng hơn 100) và các tình huống cụ thể của các hướng dẫn vận hành có ảnh hưởng đến việc áp dụng các giải pháp của nhân viên vận hành. Để tách các hướng tác động chủ yếu của nhân viên trong các tình huống công nghệ phức tạp tương tự, đã bắt đầu phát triển các quy trình định hướng theo triệu chứng, trong đó có các tác động hướng đến việc thực hiện chức năng an toàn của các thiết bị; 3) Đã nhận thức rõ sự cần thiết nâng cấp an toàn quá trình công nghệ. Các hướng chủ yếu cải tiến các hệ thống an toàn: bảo đảm việc tái hợp hydro trong nhà lò, đo đạc mức chất tải nhiệt trong lò phản ứng ở các thông số định mức, xây dựng hệ thống loại bỏ khí khẩn cấp khỏi lò phản ứng. Ngày nay, những hệ thống nói trên đã có trong các thiết kế lò phản ứng WWER. Hở các ống góp bình sinh hơi của tổ máy số 1 NMĐHN Rovenski. Sự cố đã xảy ra ngày 22 tháng 1 năm 1981. Tổ máy được đưa vào hoạt động năm 1980. Nhà máy được trang bị lò phản ứng WWER-440 và các thiết bị theo thiết kế gần nhất B-213, nghĩa là được trang bị các hệ thống an toàn hiệu quả. Trước sự cố, tổ máy được vận hành ở công suất 90% định mức. Theo trạng thái kỹ thuật của các bình sinh hơi, đã có một ghi nhận quan trọng: trong khoảng không gian giữa các tấm đệm bịt kín các ống góp nóng, đã thấy có sự gia tăng áp suất trong khoảng 45 – 125 kG/cm2, điều đó cho thấy có rò rỉ từ vòng sơ cấp sang vòng thứ cấp, xuyên qua đệm kín. Sau này, khi xem xét các mặt cắt của những vít cấy đã bị đứt, thấy rằng chúng đã bị hư hại đã từ lâu, trước khi xảy ra sự cố. Những hư hại cũng được phát hiện cả ở các mặt bích của các ống góp: các lỗ cấy vít có nhiều vết nứt. Sự cố bắt đầu từ việc tự rơi của một OP СУЗ do trục trặc về kỹ thuật điện. Lò phản ứng đã được giảm tải bằng tay đến 75% Nном, phù hợp với các yêu cầu hướng dẫn. Sau đó, OP đã được đưa ra khỏi vùng hoạt và quá trình phục hồi phụ tải bắt đầu. Các dao động không đáng kể của nhiệt độ chất tải nhiệt và các ứng suất cơ học bổ sung tương ứng có liên quan đến quá trình chuyển tiếp nói trên, là yếu tố kích thích cuối cùng làm hư hại các vít cấy vốn còn giữ được nắp các ống góp nóng của các bình sinh hơi số ba và số năm. Các nắp đó bị bật ra và tạo ra dòng chảy từ vòng sơ cấp vào vòng thứ cấp, đường kính khoảng ~ 150 mm. Ngay trước khi hở bình sinh hơi, lò phản ứng có các thông số sau đây: NT = 1120 MW, Tcp.1K 0 2 = 290 C, P1K = 125 kG/cm . Sau đó, quá trình công nghệ tiếp diễn như sau (có tính đến rò rỉ): 176
  30. 0 s – АЗ-2 theo sụt giảm áp suất vòng sơ cấp đến 115 kG/cm2; 12 s – АЗ-2 theo tín hiệu “rò rỉ nhỏ”; 30 s – САОЗ tiến diễn theo tín hiệu “rò rỉ lớn” kèm theo bù vòng sơ cấp với lưu lượng ~ 150 tấn/h; 50 s – hạ các van chặn của tuabin; 60 s – giảm áp suất vòng sơ cấp xuống dưới 60 kG/cm2, cấp dung dịch bor từ các bể chứa vào vòng sơ cấp; 180 s – cân bằng áp suất các vòng sơ cấp và thứ cấp ở mức 40 kG/cm2. Nhiệt độ vòng sơ cấp hạ xuống đến 2400C. Mức nước trong КД được phục hồi và được kiểm soát. Nhân viên vận hành áp dụng các biện pháp để ổn định các thông số. Theo tiến trình tăng mức nước, các bình sinh hơi có hỏng hóc được coi như đã phục hồi, các ГЦН đã được dừng, các van chặn chính (ГЗЗ) của các nhánh số ba và số năm được đóng. Sau khi hoàn thành khởi động theo bậc, СБ đã hủy tín hiệu cấm điều khiển bằng tay các cơ cấu làm việc bình thường và việc điều khiển các máy bơm bù vòng sơ cấp được phục hồi. Do van chặn chính vào mạng “lạnh” nhánh số ba không đóng kín được, các bình sinh hơi có hỏng hóc đã không thể được ngắt hoàn toàn. Nhưng rò rỉ chất tải nhiệt từ vòng sơ cấp vào vòng thứ cấp cũng đã giảm đáng kể. Mức nước trong КД và áp suất trong vòng sơ cấp bắt đầu tăng nhờ hoạt động của các hệ thống bù khẩn cấp và bù bình thường. Ở phút thứ 39, khi áp suất trong vòng sơ cấp 105 kG/cm2 thì bình sinh hơi số một bị hở. Áp suất vòng sơ cấp giảm xuống đến 40 kG/cm2 trong vòng 1 phút. Bình sinh hơi số một cũng được ngắt. Sau này, áp suất vòng sơ cấp không tăng lên được quá 58 kG/cm2. Tổ máy được làm nguội theo sơ đồ bình thường có sử dụng các nhánh số hai, bốn và sáu. Qua chỗ hở của các ГЗЗ và các bình sinh hơi có hỏng hóc, chất tải nhiệt chảy từ vòng sơ cấp vào vòng thứ cấp. Rò rỉ được điều hòa nhờ hệ thống bù bình thường và bù khẩn cấp của vòng sơ cấp. Do ống góp hơi chính được điền đầy chất tải nhiệt và áp suất tăng lên đến 55 kG/cm2, các van bảo hiểm của bình sinh hơi bị “vỡ ngầm” và phun chất tải nhiệt lên nắp gian máy. Trong quá trình sự cố, toàn bộ dự trữ dung dịch bor của САОЗ ~ 1200 tấn được bơm chuyển vào vòng thứ cấp qua vòng sơ cấp. Khối lượng đó không đủ để duy trì các thông số trong suốt khoảng thời gian làm nguội, vì vậy nhân viên đã vi phạm quy trình khi áp dụng giải pháp bù nước khử khoáng cho vòng sơ cấp. Nồng 177
  31. độ cuối cùng của axit boric sau khi làm nguội khoảng 7 – 8 g/kg. Bởi vì sự cố diễn ra vào giai đoạn cuối thời hạn sử dụng và khi không có hỏng hóc trong OP СУЗ ở AЗ-1, nên độ dưới tới hạn của vùng hoạt khoảng trên 10%. Quá trình làm nguội nói chung phù hợp với điều kiện bình thường. Sự sụt giảm áp suất lần đầu tiên đến 40 kG/cm2 là sai phạm nghiêm trọng nhất có liên quan đến quá trình dẫn thoát nhiệt. Trong thời gian đó, có thể đã sôi chất tải nhiệt ở những dòng nào đó trong vùng hoạt, và có thể, bọt hơi đã hình thành dưới nắp lò phản ứng, nhưng việc giảm nhiệt độ do bù khẩn cấp nước lạnh đã nhanh chóng chuyển nhiệt độ của vòng sơ cấp thành nhiệt độ thuộc vùng pha của nước. Đã không nhận ra những hư hại của các BNL vượt quá các giới hạn vận hành. Hoạt độ trung bình của chất tải nhiệt đã được bơm chuyển vào vòng thứ cấp, ở mức 10-7 – 10-8 Ci/lít, vì vậy những hậu quả phóng xạ nghiêm trọng đã không được lưu ý. Phần lớn chất tải nhiệt sau này đã được bơm ra ngoài. Như đã xác định, nguyên nhân chủ yếu của việc đứt các vít cấy và hư hại lỗ cấy vít là: xiết chúng quá căng khi làm kín các ống góp; sử dụng mỡ sulfit molipden, do nó tương tác với hơi nước tạo thành axit sulfuric trong các lỗ cấy vít; sai phạm chế độ hóa học của nước vòng thứ cấp, do có thể tích tụ clo khi nước rơi vào các vít cấy. Nhờ sửa chữa tương đối nhanh, khả năng hoạt động của tổ máy được phục hồi. Mọi khiếm khuyết có liên quan đến vận hành bình sinh hơi sau này đều được tính đến. Tuy nhiên, trong phân tích các hậu quả của sự cố chưa có sự quan tâm đầy đủ đến quá trình làm nguội. Như đã nói, khi làm nguội, đã sử dụng toàn bộ dự trữ dung dịch bor của САОЗ và thêm nước khử khoáng sạch để bù. Khối lượng bù tổng cộng khó có thể tính chính xác, nhưng rõ ràng là trên 1500 tấn. Việc tính toán sự thay đổi các thông số vật lý-nhiệt trong trường hợp hở một ống góp của bình sinh hơi khi ngăn chặn rò rỉ ở van ngắt hãm tác động nhanh, được thực hiện theo chương trình RELAP-5 cho thấy, khi các hệ thống an toàn hoạt động theo thiết kế, chỉ có ~ 180 tấn chất tải nhiệt chảy vào ống góp hơi chính, trong đó ~ 130 tấn phun ra ngoài qua các van bảo hiểm của các bình sinh hơi. Khi so sánh các kết quả tính toán với thực tế, có thể đi đến kết luận rằng, ~ 1000 tấn chất tải nhiệt đã chảy 178
  32. từ vòng sơ cấp vào vòng thứ cấp do không có sự chuẩn bị – trong hướng dẫn khắc phục sự cố không có mô tả các tác động của nhân viên khi có các tình huống khẩn cấp tương tự. Rò rỉ không được ngăn chặn trong ống góp hơi chính sau khi áp suất vòng sơ cấp giảm xuống đến 50 kG/cm2. Rõ ràng, trong trường hợp các sự cố tương tự ở WWER-1000, đặc biệt là thiết kế B-320, các tác động của nhân viên cần phải chính xác hơn nhiều, bởi vì: không có các van khoá chính; dự trữ dung dịch bor của САОЗ khoảng ~ 600 tấn; ở mức độ lớn hơn so với WWER-440, các đặc tính vật lý-nơtron hạn chế khả năng sử dụng nước khử khoáng sạch để bù, trong những trường hợp tối cần thiết. Vỡ màn chắn nhiệt lò phản ứng ở tổ máy số 1 NMĐHN Novovoronhet. Đây là tổ máy đầu tiên trong loạt tổ máy sử dụng WWER. Nó được đưa vào hoạt động năm 1964. Các thông số cơ bản của tổ máy như sau: NT = 760 MWt, Nэл = 210 0 2 MWe, Tcp.1k = 265 C, P1k = 100 kG/cm . Vòng sơ cấp của tổ máy có sáu nhánh, mỗi nhánh được trang bị các ГЦН và các bình sinh hơi, có nối КД vào một mạng nóng của một trong số các nhánh, nghĩa là, sơ đồ nhiệt giống như vòng sơ cấp WWER-440. Khác biệt có tính nguyên tắc trong thiết bị lò phản ứng là sự có mặt của màn chắn nhiệt, nó vốn là một ống trụ bằng thép được treo vào vỏ lò phía đối diện vùng hoạt để bảo vệ bổ sung, tránh bức xạ nơtron. Việc tổ chức dòng chất tải nhiệt giống như WWER-440. Trong khe hở giữa vỏ lò và giếng lò, dòng chất tải nhiệt chảy bao quanh tấm chắn. Công suất lò phản ứng chỉ được điều chỉnh bằng các СУЗ cơ khí, vì vậy độ không đồng đều tỏa năng lượng trong vùng hoạt có khả năng là tương đối lớn: Kq > 2, Kv >3. Sự cố xảy ra năm 1969. Đó là sự cố hư hại vùng hoạt nặng nhất trong lịch sử vận hành WWER Nga thiết kế. Biến cố khởi nguồn của sự cố là vỡ màn chắn nhiệt. Sau khi rơi xuống đáy vỏ lò, màn chắn nhiệt đã làm tăng đáng kể sức cản thủy lực của dòng chất tải nhiệt lạnh trong vùng đáy giếng lò, bởi vì dòng chất tải nhiệt phía dưới vùng hoạt chỉ chảy giữa màn chắn nhiệt và giếng lò, nghĩa là, không phải trong toàn bộ khe hở giếng lò-vỏ lò. 179
  33. Vùng hoạt đã được vận hành ngày ấy có cả những BNL thử nghiệm, chúng được dự kiến sẽ sử dụng trong WWER-440 sau này. Về kết cấu, nó chỉ khác với các BNL thông thường ở số lượng thanh nhiên liệu: 126 thay vì 90. Tỷ số urani-nước của chúng thấp hơn bình thường một chút, độ làm giàu cao hơn. Điều đó làm cho mức tỏa năng lượng tương đối cao hơn – Kq = 2,2 – 2,4, Kv = 3,5 – 3,4. Sau khi rơi màn chắn, lò phản ứng đã không được dừng, bởi vì trong thiết kế đã không tính trước việc giảm tải tự động theo mức suy giảm lưu lượng vốn được đo trực tiếp, các thuật toán giảm tải bị giàng buộc với trạng thái ГЦН vốn vẫn đủ khả năng hoạt động. Kết quả là, ở những đoạn có cường độ tỏa năng lượng cao nhất đã phát triển khủng hoảng sôi, những BNL có cường độ tỏa năng lượng cao nhất đã nóng chảy, làm tăng hoạt độ chất tải nhiệt vòng sơ cấp. Ở hoạt độ chất tải nhiệt vòng sơ cấp 0,1 Ci/lít, lò phản ứng đã được dừng. Sau sự cố, lò phản ứng đã không hoạt động khoảng 2 năm. Vùng hoạt đã được tháo dỡ. Các BNL sau này được khảo sát trong buồng nóng. Những BNL thí nghiệm bị hư hại nghiêm trọng hơn cả, có 12 bó: các BNL trong vùng tỏa năng lượng lớn nhất ở trung tâm vùng hoạt thấy có nóng chảy các thanh nhiên liệu và một phần các ống thùng chứa. Nhưng tất cả đều còn nguyên khối để vận chuyển. Không thấy có hư hại ở các BNL bình thường. Việc đánh giá mức giảm lưu lượng trong chế độ sự cố có thể được thực hiện trên cơ sở đo mức sụt giảm áp suất ở ГЦН và trong vùng hoạt, nhưng không có các số liệu đánh giá đó. Tuy nhiên, suy theo các mảnh gia cố màn chắn nhiệt được phát hiện ở mạng dưới của các BNL, thấy rằng lưu lượng qua vùng hoạt còn đáng kể. Theo kết quả khảo sát và kiểm tra độ kín, có tính đến mức độ cháy, hơn 100 BNL đã được nạp lại vào vùng hoạt để tiếp tục vận hành. Không thấy có sự phát thải đáng kể nào của các nuclit phóng xạ ngoài giới hạn của vòng sơ cấp. Các BNL bị hư hại được xếp vào các hộp kín của bể lưu giữ. Các câu hỏi cho mục “Sai phạm dẫn thoát nhiệt khỏi vùng hoạt” 1. Các chế độ giới hạn kèm theo sai phạm dẫn thoát nhiệt nào, nghĩa là, không dẫn đến hư hại các thanh nhiên liệu quá giới hạn thiết kế, là chế độ thiết kế? 2. Tỏa năng lượng dư là gì? Ảnh hưởng của nó như thế nào? 3. Những hậu quả của việc mất toàn bộ dẫn thoát nhiệt khỏi vùng hoạt như thế nào? Trong khoảng thời gian nào diễn ra nóng chảy vùng hoạt, vỏ lò phản ứng? 180
  34. 4. Việc trùng hợp các yếu tố bất lợi nào là nguyên nhân phá hủy vùng hoạt NMĐHN “Three Mile Island”? 5. Có thể đặc trưng các tác động của nhân viên theo thời gian của sự cố đó như thế nào? 6. Những kinh nghiệm nào được rút ra từ sự cố? 7. Những kết luận nào có thể rút ra từ sự cố ở NMĐHN Rovenski? Tài liệu tham khảo phần II 1. Деницов В.П., Драгунов Ю.Г. Реакторные установки ВВЭР для атомных станций. М., Издат, 2002. 2. Овчинников Ф.Я., Голубев Л.И., Добрынин В.Д. и др. Эксплыатационные режимы водо-водяных энергетических реакторов. Атомиздат, 1977. 3. Jacques Filman. Elements of nuclear safty. October. 1996. 4. Бартоломей Г.А., Бат- Г.А., Байдаков В.Д., Алхутов М.С. Основы теории и методы расчета ядерных энергетических реакторов. Под ред. Г.А. Батя; - М., Энергоиздат, 1982. 5. Комплекс программ КАСКАД. Программа БИПР-7а. Описание алгоритма. Описание применения. Отчет о научно-исследовательской работе РНЦ КИ, инв. N-32/1-52-402 от 28.11.02. 181
  35. Phần III ĐẶC ĐIỂM CỦA CÁC QUÁ TRÌNH VẬT LÝ VÀ VẬN HÀNH РБМК-1000 14. THIẾT BỊ РБМК-1000 (THIẾT KẾ ĐẦU) 14.1. Kết cấu kim loại của lò phản ứng và bảo vệ phóng xạ Sơ đồ kết cấu РБМК-1000 được trình bày trên hình 14.1. Các kết cấu kim loại là các kết cấu đỡ. Trên đó lắp đặt khối lát grafit và các kênh công nghệ của lò phản ứng. Các kết cấu kim loại có vai trò truyền tải trọng của các bộ phận vùng hoạt lên đế lò phản ứng và đồng thời là hệ thống bảo vệ phóng xạ. Thùng của hệ thống bảo vệ phóng xạ bên sườn (cơ cấu “Л”) được chế tạo ở dạng thùng chứa hình trụ tiết diện dạng vòng tròn, đường kính ngoài 19 m, đường kính trong 16,6 m, bằng thép peclit 10XCHД dày 30 mm. Bên trong thùng chứa được chia thành 16 khoang đứng, kín, chứa đầy nước, nhiệt từ đó được dẫn thoát nhờ hệ thống làm nguội. Kết cấu kim loại phía trên (cơ cấu “E”) là ống trụ đường kính 17 m, cao 3 m. Các tấm trên và tấm dưới của ống trụ được chế tạo bằng thép 10XH1M dày 40 mm và được nối kết với vành bên sườn bằng các mối hàn kín, nối kết với nhau bằng các xương cứng thẳng đứng. Các đường ống dành cho các kênh công nghệ СУЗ được hàn vào các miệng lỗ đã được khoét trên các tấm trên và tấm dưới. Khoảng không gian giữa các ống được điền đầy xecpentin. Kết cấu kim loại được lắp đặt trên 16 bệ đỡ con lăn, vốn gắn chặt trên gờ của thùng bảo vệ phóng xạ dạng vòng tròn bên sườn. Cơ cấu “E” tiếp nhận tải trọng của các kênh chịu tải, của sàn lát gian trung tâm, của các đường ống dẫn hơi và dẫn nước phía trên của СУЗ. Kết cấu kim loại phía dưới (cơ cấu “P”) đường kính 14,5 m, cao 2 m, về kết cấu giống như phần phía trên. Kết cấu kim loại giá đỡ (cơ cấu “C”), mà trên đó lắp đặt kết cấu kim loại cơ cấu “P”, là các tấm cao 5,3 m có xương cứng, chéo nhau qua tâm lò phản ứng và vuông góc với nhau. Vỏ hình trụ (kết cấu kim loại cơ cấu “КЖ”) là vòng hàn, đường kính ngoài 14,52 m, cao 9,75 m, được chế tạo bằng thép tấm 10XH1M dày 16 mm. Vỏ cùng với các 182
  36. kết cấu kim loại phía trên và phía dưới tạo nên vùng không gian lò phản ứng khép kín. Hình 14.1. Sơ đồ kết cấu РБМК-1000 : (a – mặt cắt đứng; b – mặt cắt ngang qua tâm vùng hoạt): 1 – tấm lát; 2 – các ống ПВК; 3 – các đường ống dẫn thoát СЗРП; 4 – tấm phía trên (cơ cấu “E”); 5 – các kênh làm nguội bộ phận phản xạ; 6 – khối lát grafit của lò phản ứng; 7 – vành (cơ cấu “КЖ”, thép 10XH1M); 8 – các thùng chứa của hệ thống bảo vệ sinh học dạng nước (cơ cấu “Л”, thép 10XCHД); 9 – tấm phía dưới (cơ cấu “P”); 10 – các đường ống của tuyến dẫn nước; 11 – kết cấu kim loại giá đỡ (cơ cấu “C”); 12 – nước; 13 – nitơ; 14 – hêli và nitơ; 15 – biên của bộ phận phản xạ; 16 – các kênh làm nguội của bộ phận phản xạ; 17 – biên của vùng hoạt. Hệ thống bảo vệ phóng xạ ở hướng gian trung tâm bao gồm tấm phản xạ grafit cao 500 mm, các khối bảo vệ bằng thép cao 250 mm, kết cấu kim loại phía trên, điền đầy đá dăm và đá cuội xecpentin tỷ lệ trọng lượng 3 : 2, khối lượng riêng 1,7 tấn/m3, cũng như sàn bảo vệ phía trên. Phần phủ trung tâm (tấm lát) cao 890 mm điền đầy đá xi măng xespentin sắt bari, phần xung quanh – các kết cấu dạng hộp bằng thép cao 700 mm, điền đầy hỗn hợp vụn gang và đá dăm xecpentin tỷ lệ trọng lượng 6 : 1, khối lượng riêng 3,8 tấn/m3, và thép tấm dày 100 mm phủ bên trên. 183
  37. Ở hướng sườn, hệ thống bảo vệ bao gồm tấm phản xạ grafit dày trung bình 880 mm, vỏ lò phản ứng là thùng hình vòng tròn bằng thép, chứa nước, cao 1200 mm (độ dày thành thùng 30 mm), cát có khối lượng riêng không dưới 1,3 tấn/m3 điền vào không gian lắp giáp giữa thùng và các thành của giếng lò. Giếng lò được xây bằng bê tông thông thường khối lượng riêng 2,2 tấn/m3 và dày 2000 mm. Độ dày và thành phần vật liệu bảo vệ ở các hướng chủ yếu từ vùng hoạt được đưa ra trong bảng 14.1. Bảng 14.1. Bảo vệ phóng xạ РБМК-1000 Hướng Vật liệu Lên trên Xuống dưới Hướng tâm Grafit (phản xạ), mm 500 500 880 Thép (các khối bảo vệ và tấm kết cấu kim loại), mm 290 240 46 Điền đầy bằng xecpentin (1,7 tấn/m3), 2800 1800 – mm – – 1140 Nước (thùng dạng vòng tròn), mm 40 40 30 Thép (kết cấu kim loại), mm – – 1300 Cát (1,3 tấn/m3), mm 890 – – Bê tông nặng (4 tấn/m3), mm – – 2000 Bê tông xây dựng (2,2 tấn/m3), mm 14.2. Vùng hoạt Vùng hoạt РБМК-1000 có dạng hình trụ đứng có đường kính tương đương 11,8 m, cao 7 m. Nó được bao quanh bởi bộ phận phản xạ bên sườn dày 1 m và bộ phận phản xạ hai đầu mút dày 0,5 m. Trong vùng hoạt có các thanh nhiên liệu, chất làm chậm, chất tải nhiệt, các kênh công nghệ, các thanh hấp thụ nơtron (các thanh điều khiển) (hình 14.2). 184
  38. Hình 14.2. Vùng hoạt РБМК-1000: 1 – tấm lát grafit; 2, 3 – tương ứng, bộ phận phản xạ đầu và sườn; 4 – kênh làm nguội bộ phận phản xạ; 5 – thanh hấp thụ rút ngắn; 6 – thanh điều chỉnh tự động; 7 – kênh công nghệ; 8 – BNL; 9 – thanh điều chỉnh bằng tay và bảo vệ khẩn cấp. Tấm lát grafit là 2488 cột thẳng đứng được tập hợp từ các khối có tiết diện 250 x 250 mm khối lượng riêng 1,65 g/cm3. Các khối này có lỗ xuyên dọc trục thẳng đứng đường kính 114 mm để bố trí các kênh công nghệ và các kênh kiểm tra và điều khiển. Trong lỗ của bốn hàng cột ngoài biên (bộ phận phản xạ sườn) lắp đặt các thanh grafit. Trong 1693 ô của mạng vuông vùng hoạt bố trí các kênh công nghệ. Phần kênh nằm trong vùng hoạt được chế tạo bằng hợp kim zirconi và là ống có đường kính 88 mm, độ dày thành 4 mm. Để bảo đảm tiếp xúc nhiệt với các khối tấm lát, trên ống lắp những vòng grafit. Bên trong kênh người ta lắp BNL, vốn là hai BNL mỗi bó dài 3,5 m nối tiếp với nhau. Khe hở giữa các BNL đó khoảng 20 mm. BNL gồm 18 thanh nhiên liệu, những thanh này được kẹp chặt nhờ các mạng định vị bằng thép trên ống trung tâm kích thước 15 x 1,25 mm, ống trung tâm được chế tạo bằng hợp kim zirconi. Bên trong có hoặc là thanh chịu tải đường kính 12 mm, hoặc là ống chịu tải kích thước 12 x 2,5 mm bằng hợp kim zirconi. Thanh nhiên liệu là một ống đường kính ngoài 13,5 mm, thành dày 0,9 mm bằng hợp kim zirconi, đựng các viên urani dioxit đường kính 11,5 mm, khối lượng riêng 10,5 g/cm3, làm giàu 2, 2,4%, không có erbi, cũng như 2,6 và 2,8% 235U chứa erbi tương ứng 0,41 và 0,6%. Khoang trong của thanh nhiên liệu được điền đầy khí argon và hêli trong lúc chế tạo và được hàn kín bằng kỹ thuật hàn chùm electron. Ngay từ đầu, người ta lắp các thanh hấp thụ bổ sung (ДП) trong một số kênh công nghệ. Chất tải nhiệt chảy từ dưới lên vào các kênh công nghệ. Phần có bảo ôn của kênh, ở đó nước được gia nhiệt đến nhiệt độ bão hòa, có chiều cao gần 2,5 m kể từ đáy 185
  39. vùng hoạt. Ở phần còn lại, có thể có hiện tượng sôi, hơn nữa hàm lượng hơi của chất tải nhiệt tăng lên theo hướng dòng chảy. Các kênh của hệ thống kiểm soát và điều khiển được phân bố giống như các kênh công nghệ: trong các lỗ trung tâm của các cột grafit tấm lát. Các thanh СУЗ được chia ra thành các nhóm theo chức năng, bảo đảm điều chỉnh tỏa năng lượng theo hướng xuyên tâm (các thanh PP), tự động điều chỉnh mức công suất trung bình (AP), dừng khẩn cấp phản ứng dây chuyền (AЗ) và điều chỉnh tỏa năng lượng theo chiều cao (УСП). Các thanh của ba nhóm đầu được đưa ra khỏi vùng hoạt theo hướng lên phía trên, các thanh hấp thụ rút ngắn của nhóm thứ tư được đưa ra khỏi vùng hoạt theo hướng xuống phía dưới. Để làm nguội các kênh và các thanh, sử dụng vòng tuần hoàn nước tự động (vòng tuần hoàn làm nguội СУЗ) kèm theo trạm bơm trao đổi nhiệt. Nước chảy trong các kênh từ trên xuống dưới và chảy bao quanh bề mặt vỏ bọc các thanh hấp thụ, và được gia nhiệt từ 40 đến 600C. Trường nơtron trong toàn bộ vùng hoạt được kiểm soát nhờ hệ thống kiểm soát vật lý phân bố tỏa năng lượng (СФКРЭ). Để thực hiện điều đó, trong 12 kênh phân bố đều trong phần trung tâm vùng hoạt, người ta bố trí theo chiều cao các cảm biến phát xạ bêta, loại bảy ngăn. Để kiểm soát phân bố tỏa năng lượng theo hướng xuyên tâm lò phản ứng, người ta sử dụng các cảm biến bảy ngăn, các cảm biến này được lắp trong các khoang kín của các ống chịu tải trung tâm caset (BNL) của 130 kênh công nghệ. Trong tấm lát lò phản ứng, ở các đầu mối tiếp giáp các khối grafit có 20 lỗ thẳng đứng đường kính 45 mm, trong các lỗ đó lắp các kênh có các cặp nhiệt để kiểm soát nhiệt độ grafit. Để làm nguội bộ phận phản xạ, đã tính trước 156 kênh trong các lỗ trung tâm của dãy cột grafit ngoài biên. Chất làm nguội trong các kênh đó, cũng như trong 12 kênh có các cảm biến kiểm soát tỏa năng lượng theo chiều cao và trong bốn kênh có các buồng phân hạch, là nước của vòng tuần hoàn làm nguội СУЗ. 14.3. Thanh nhiên liệu sử dụng trong РБМК-1000 Thanh nhiên liệu bao gồm vỏ bọc 1, cột nhiên liệu 2, nắp 3, đầu bịt đuôi 4 và chốt định vị dạng lò xo 5 (hình 14.3). Nhiên liệu là các viên urani đã được thiêu kết. Đường kính viên 11,48 mm, cao 15 mm. Để giảm dãn nở nhiệt của cột nhiên liệu, ở các đầu viên có chỗ lõm. Khe hở ngang giữa nhiên liệu và vỏ bọc ở trạng thái 186
  40. nguội tối thiểu là 0,11 mm, tối đa là 0,195 mm. Các viên nhiên liệu urani-erbi làm giàu 2,6 và 2,8% có lỗ dọc ở giữa đường kính 2mm. Vỏ bọc thanh nhiên liệu là ống, được chế tạo bằng hợp kim zirconi Э110 (Zr + 1% Nb), đường kính ngoài 13,58 mm, đường kính trong 11,7 mm. Môi trường ban đầu trong thanh nhiên liệu – khí có tỷ phần thể tích hêli không dưới 99% và áp suất không dưới (5 – 7).105 Pa. Hình 14.3. Thanh nhiên liệu РБМК-1000 14.4. Bó nhiên liệu Những đặc tính cơ bản của BNL như sau Tỷ phần khối lượng 235U,% 2 2,4 2,6 ± 0,05 2,8 ± 0,05 Khối lượng urani trong BNL, kg 114,7 ± 1,6 114,7 ± 1,6 112,6 ±1,6 112,6 ± 1,6 Tỷ phần khối lượng erbi (tỷ số khối lượng erbi và khối lượng UO2), % – – 0,41 0,6 Độ cháy trung bình của nhiên liệu theo BNL, MW. ngày/kg 22,5 22,5 25 28 BNL bao gồm các phần chính sau đây (hình 14.4, a): hai chùm thanh nhiên liệu (4); bộ phận chịu tải (5); các chi tiết dẫn hướng hình vòng (1); hai mạng hình vòng (2); hai mươi mạng định vị (3) (hình 14.4). Mỗi chùm bao gồm 18 thanh và khung cốt: thanh trung tâm và ống chịu tải (6), nước КМПЦ (7), các ống của kênh công nghệ (8), thanh ngoài (9) và dãy trong (10). Sáu thanh được bố trí đều đặn thành vòng tròn trong, đường kính 32 ± 0,1 mm và 12 thanh – vòng tròn ngoài, đường kính 62 ± 0,1 mm. Các thanh ngoài được dịch 187
  41. một góc 150 so với các thanh trong. Khung cốt của mỗi chùm thanh gồm ống trung tâm kích thước 15 x 1,25 mm, chế tạo bằng hợp kim Э125, một mạng hình vòng và mười mạng định vị. Mạng hình vòng được chế tạo bằng hợp kim Э125, có độ cao 15 mm, đường kính tối đa 79 mm. Khối lượng của mạng hình vòng 150 g. Cách quãng 360 mm trên ống trung tâm, có các mạng định vị được lắp ghép từ các ô riêng biệt, ống bọc trung tâm và đường viền kẹp. Mạng định vị được chế tạo bằng thép 06X18H10T có độ cao 16,3 mm, đường kính tối đa 79 mm. Khối lượng của mạng định vị 50 g. Toàn bộ BNL có 36 thanh nhiên liệu, hai mạng hình vòng và 20 mạng định vị. Khoảng cách giữa phần dưới của các thanh nhiên liệu chùm trên và phần trên các thanh nhiên liệu chùm dưới vào khoảng 20 mm, quãng cách nhiên liệu 39 mm. Hai chùm thanh nhiên liệu trong BNL, chùm nọ trên chùm kia, được lắp hoặc trên một thanh trung tâm (BNL công tác – b. 50), hoặc trên một ống chịu tải (BNL công tác trong buồng gamma – b. 49). Thanh trung tâm được chế tạo bằng hợp kim Э125 và có kích thước 12 x 2,75. Các kênh công nghệ là để bố trí các BNL và các chất hấp thụ bổ sung ở bên trong và để tổ chức dòng chảy chất tải nhiệt. Phần giữa (trong giới hạn vùng hoạt) của kênh công nghệ là một ống, được chế tạo bằng hợp kim zirconi Э125 (Zr + 2,5% Nb), đường kính ngoài 88 mm, đường kính trong 79,5 mm. Để cải thiện dẫn thoát nhiệt, trên ống của kênh người ta lắp các vòng grafit xẻ cao 20 mm, chúng được xếp khít nhau theo chiều cao kênh. Mặt sườn của mỗi vòng đều có tiếp xúc trực tiếp, xen kẽ hoặc với ống, hoặc với mặt trong của khối grafit. Các vòng này cũng tiếp xúc với nhau ở phần đầu mút. Đường kính của các vòng: vòng ngoài 114,3/92, vòng trong 110,3/88 mm. Khe hở ngang tối thiểu kênh – vòng grafit và kênh – khối grafit là 1,35 mm. Khe hở này được xác định, sao cho không được kẹt kênh trong tấm lát, do co ngót vì nhiệt-phóng xạ trong quá trình hoạt động của lò phản ứng, cũng như do hiện tượng rão vì nhiệt và vì phóng xạ của ống zirconi của kênh. 188
  42. Hình 14.4. Dạng tổng thể (a) và mặt cắt ngang BNL (b) 14.5. Các chất hấp thụ bổ sung Các thanh hấp thụ bổ sung là để điều hòa độ phản ứng dư trong giai đoạn đầu hoạt động của lò phản ứng và điều hòa hệ số hơi, dương của độ phản ứng trong trạng thái cân bằng của vùng hoạt. Các thanh ДП sau khi nạp vào các kênh công nghệ sẽ luôn luôn nằm trong vùng hoạt đến khi cháy hết, sau đó được lấy ra. 14.5.1. Thanh hấp thụ bổ sung b.1814.00.000 Thanh hấp thụ bổ sung b.1814.00.000 (sau đây gọi là b.1814) (hình 14.5) bao gồm bộ phận chịu tải 1 có lắp trên đó các ống hấp thụ 2 và các ống kẹp 3. Bộ phận chịu tải là ống kích thước 50 x 3 mm, được chế tạo bằng thép 08X18H10T. Ống hấp thụ được chế tạo bằng thép bor СБЯ và có kích thước như sau: đường kính ngoài 59 mm, đường kính trong 53 mm, cao 50 mm. 189
  43. Hình 14.5. Dạng tổng thể (a) và mặt cắt ngang ДП b.1814 (b) 1– Bộ phận chịu tải; 2 – ống hấp thụ; 3 – các ống kẹp; 4 – nước КМПЦ (bán kính ngoài 22 mm); 5 – ống thép (đường kính ngoài 25 mm); 6 – nước КМПЦ (bán kính ngoài 26,5 mm); 7 – ống hấp thụ (bán kính ngoài 29,5 mm); 8 – nước КМПЦ (bán kính ngoài 39,75 mm); 9 – ống TK (bán kính ngoài 44 mm); 14.5.2. Thanh hấp thụ bổ sung b.2641.00.000 Thanh hấp thụ bổ sung dạng casset b.2641.00.000 (sau đây gọi là b.2641) (hình 14.6) bao gồm hai nhóm hấp thụ 2 và bộ phận chịu tải 1, cũng thực hiện chức năng của thanh đẩy. Bộ phận chịu tải là ống 3 kích thước 50 x 3 mm, được chế tạo bằng thép 08X18H10T. Bên trong các ống này bố trí các thanh lõi grafit 4 đường kính 41 mm và dài 3400 mm. Vật liệu thanh lõi – grafit khối lượng riêng ≥ 1,6 g/cm3. 190
  44. Hình 14.6. Dạng tổng thể (a) và mặt cắt ngang ДП b.2641 (b) 8 – grafit; 9 – ống thép; 10 – thanh hấp thụ; 11 – nước КМПЦ; 12 – ống TK Mỗi nhóm hấp thụ được chế tạo ở dạng caset có các thanh hấp thụ phân bố một hàng và gồm 18 ống kín 5 kích thước 8,2 x 0,6 mm bằng thép 08X18H10T, hai mạng biên 6 và ba mạng định vị 7. Các trục ống được phân bố đều trên vòng tròn đường kính 66 mm. Hai ống được phân bố theo đường kính thì để không, trong các ống còn lại có 16 thanh hấp thụ vốn được chế tạo bằng bột bor cacbit B4C theo phương pháp ép rung. Bor có thành phần tự nhiên, trong bột chứa 93% B4C. Sau 191
  45. khi ép rung, bột có khối lượng riêng khoảng 1,71 – 1,8 g/cm3 (68 – 73% lý thuyết: khối lượng riêng bor cacbit đơn tinh thể 2,52 g/cm3), khi đó tỷ phần khối lượng tổng bor không dưới 73%, cacbon – không quá 4%. Nguồn dự trữ quy định của thanh hấp thụ bổ sung caset b.2641 vào khoảng 800 ngày hiệu dụng. 14.6. Các thanh СУЗ Ngày nay trong РБМК-1000 sử dụng năm dạng thanh СУЗ 14.6.1. Các thanh СУЗ b.2091.00.000-01 Khi áp dụng các giải pháp tăng cường độ an toàn, kết cấu thanh b.2091.00.000-01 (sau đây gọi là 2091-01) phức tạp thêm do cải tiến thanh СУЗ РБМК-1000 thế hệ đầu. Độ dài tăng lên đến 6,55 m, khi nó ở trên cùng thì phần hấp thụ nằm ở mặt cắt phía trên của vùng hoạt, còn phần dưới của thanh đẩy – ở mặt cắt phía dưới. Điều đó bảo đảm khả năng đưa độ phản ứng âm vào trong suốt khoảng di chuyển và loại trừ khả năng đưa độ phản ứng dương vào, trong mọi tình huống. Nhược điểm của các thanh có kết cấu như vậy là có cột nước cao (~ 2,5 m) giữa thanh đẩy và chất hấp thụ trong vùng nối kết kiểu ống lồng. Các thanh có kết cấu này được sử dụng trong các chế độ điều chỉnh bằng tay, điều chỉnh tự động, điều chỉnh và bảo vệ tự động nội vùng, tái điều hòa hệ thống bảo vệ khẩn cấp. 14.6.2. Các thanh СУЗ b.2477.00.000-01 Để khắc phục nhược điểm của các thanh СУЗ b.2091-01, đã nghiên cứu chế tạo kết cấu b.2477-01 (sau đây gọi là b.2477-01) có ống lồng mỏng hơn và kết cấu “hình chuông” của các chất hấp thụ phía dưới, gồm các tấm dysprosi titanat (TiDy2O3). Các thanh có kết cấu như vậy được sử dụng trong các chế độ điều chỉnh bằng tay, điều chỉnh tự động, điều chỉnh và bảo vệ tự động nội vùng, tái điều hòa hệ thống bảo vệ khẩn cấp. Tốc độ đưa các thanh СУЗ b.2091-01và b.2477-01 vào vùng hoạt theo tín hiệu từ chìa khóa điều khiển khoảng 17 – 18 s, theo tín tiệu bảo vệ khẩn cấp – 14 s. 14.6.3. Thanh bảo vệ khẩn cấp nhanh (БАЗ) b. 2505.00.000 Thanh БАЗ b. 2505.00.000 (sau đây gọi là b.2505) khác với thanh đã xem xét trước b. 2091-01 ở chỗ, nó không có thanh đẩy và đường kính các thanh hấp thụ lớn hơn. Ngoài ra, các kênh cho các thanh БАЗ có làm nguội dạng màng. Tốc độ 192
  46. đưa thanh БАЗ vào từ chìa khóa điều khiển khoảng 6 – 7 s, theo tín hiệu БАЗ – 2,5 s. Độ hiệu dụng của thanh БАЗ vào khoảng ~ 2βэф. Khi có các đặc tính như vậy, các thanh БАЗ bảo đảm, cùng các thanh khác, đủ tốc độ đưa độ phản ứng âm vào (1βэф/s) theo tín hiệu БАЗ, một cách chắc chắn đưa lò phản ứng vào trạng thái dưới tới hạn. 14.6.4. Thanh hấp thụ rút ngắn (УСП) b. 2093.00.000 Trường tỏa năng lượng dọc trục trong РБМК-1000 được hình thành do ảnh hưởng của các đặc điểm kết cấu của nó, trong đó là ảnh hưởng của sự có mặt của: hơi nước trong phần phía trên của vùng hoạt, hơi nước này dẫn đến việc, các phần ДП trên của các thanh СУЗ đã nhúng hoàn toàn, hiệu quả hơn so với các phần dưới; dự trữ độ phản ứng trên các thanh PP, AP đã nhúng một phần, dự trữ này được thể hiện ở phần trên của vùng hoạt; các cột nước giữa chất tải nhiệt và các thanh đẩy, các cột nước này nằm ở đầu mút trên của các thanh СУЗ, vốn hấp thụ nơtron tốt hơn so với các thanh đẩy. Các yếu tố này dẫn đến việc, sự tỏa năng lượng dịch chuyển xuống phía dưới của vùng hoạt. Để duy trì hình dạng gần với hình dạng đối xứng, đã tính trước đến các thanh hấp thụ được rút ngắn b. 2093.00.000 (sau đây là b.2093). Độ dài phần hấp thụ khoảng 4 m, và chúng được đưa vào vùng hoạt từ phía dưới (hình 14.7). Khi khởi động БАЗ hoặc các АЗ-1, thanh УСП được đưa vào trong khoảng 8 s. Các cơ cấu cấp điện và phanh cơ học tránh cho chúng bị rơi khỏi vùng hoạt khi mất điện. Các kênh СУЗ là để bố trí các thanh điều chỉnh của hệ thống điều khiển, các buồng phân hạch và các cảm biến kiểm soát tỏa năng lượng theo chiều cao, cũng như để bảo đảm tuần hoàn chất tải nhiệt nhằm dẫn thoát tỏa năng lượng từ các bộ phận thừa hành của hệ thống điều khiển. Vòng làm nguội các kênh СУЗ là vòng tự động từ vòng tuần hoàn cưỡng bức lặp. Nhiệt độ nước làm nguội của vòng СУЗ khi lò phản ứng hoạt động phát công suất vào khoảng 40 – 550C ở đầu vào, 50 – 750C ở đầu ra. Phần giữa của kênh СУЗ (trong giới hạn vùng hoạt) là một ống bằng hợp kim zirconi Э125 đường kính ngoài 88 mm, thành dày 3 mm. 193
  47. Hình 14.7. Phân bố các thanh của các cơ cấu thừa hành СУЗ theo chiều cao vùng hoạt РБМК-1000 (a, b – tương ứng, thanh được đưa ra và nhúng vào): 1, 2 – tương ứng, thanh b.2477-01 và b. 2091-01; 3 – УСП b.2093; 4 – thanh БАЗ b.2505. 14.6.5. Bộ phận điều chỉnh СУЗ dạng cụm b.2399.00.000 Đặc điểm khác biệt của kết cấu các thanh СУЗ đã mô tả là hiệu ứng dương cao của quá trình cạn nước vòng làm nguội khi lò phản ứng phát công suất, hiệu ứng này đạt đến ~ 3βэф. Giải quyết vấn đề hiệu ứng độ phản ứng dương suy giảm mạnh khi cạn nước vòng làm nguội hoặc là bằng cách chia nó thành hai vòng độc lập, hoặc là bằng việc đưa các thanh điều chỉnh vào. Kết cấu của các thanh này cho phép giảm hiệu ứng làm cạn nước đến mức an toàn. Nhân đó, đã đề xuất một kết cấu mới của các thanh b.2399.00.000 (sau đây gọi là b.2399) – các bộ phận dạng cụm (KPO) (hình 14.8). Khác biệt về nguyên tắc của KPO so với các thanh СУЗ bình thường là các bộ phận công tác của cụm này dịch chuyển trong vỏ nhôm, hầu như toàn bộ chiều dài của vỏ này được lắp đặt trong kênh СУЗ. Khi đó, khoang trong của vỏ nhôm là kín đối với nước làm nguội bên ngoài. Vỏ nhôm thay thế phần nước “thừa” trong kênh СУЗ, và cũng là ống định hướng cho bộ phận công tác. Bộ phận công tác gồm các 194
  48. thanh làm bằng dysprosi titanat (TiDy2O3), nằm thành vòng tròn trong vỏ nhôm. Điều khiển bộ phận công tác của KPO cũng giống như điều khiển các thanh СУЗ b.2091-01 và b.2477-01. Thời hạn làm việc của KPO được quy định – không dưới 5 năm. Hình 14.8. Bộ phận điều chỉnh dạng cụm (b.2399): a – đưa vào; b – nhúng vào Một số đặc tính của các thanh nói trên như sau: b.2091-01 b.2477-01 KPO Bước di chuyển, mm 6650 6650 7000 Độ dài phần hấp thụ, mm 6772 6790 7550 Mức độ chất hấp thụ trùm phủ chiều cao vùng hoạt, % 93,6 95 100 Lượng nước trong kênh khi chất hấp thụ được đưa ra ngoài, lít 16 8 3 Sự thay đổi độ phản ứng khi cạn nước KO СУЗ (số liệu tính toán), βэф 4 – 4,5 2 – 2,5 < 1 Thời gian đưa vào khẩn cấp, s 14 14 ≤ 7 Như vậy, có thể nhận thấy những ưu điểm sau dây của KPO so với các thanh bình thường: 195
  49. lượng nước làm nguội trong kênh KPO, ở mọi mức theo chiều cao, là không đổi, còn chất hấp thụ đồng nhất của bộ phận công tác trùm phủ toàn bộ chiều cao vùng hoạt. Kết cấu như vậy loại trừ được quán tính dương của độ phản ứng khi nhúng KPO vào vùng hoạt; hiệu ứng cạn nước KO СУЗ khi sử dụng KPO giảm đi nhiều so với các thanh b.2091-01 và b.2477-01 và theo tính toán thì dưới 1βэф; độ hiệu dụng theo tốc độ trong các chế độ khẩn cấp tăng lên hơn hai lần. Việc lắp đặt KPO không yêu cầu dừng lò phản ứng lâu, bởi vì nó được thực hiện theo lịch trình chung về thay thế các thanh СУЗ. Ngoài ra, trong đó sử dụng cơ cấu trợ dẫn chung của СУЗ b.151. 15. CÁC PHƯƠNG TIỆN ĐIỀU KHIỂN 15.1. Kiểm soát và điều chỉnh sự phân bố tỏa năng lượng trong vùng hoạt РБМК có các đặc điểm vật lý và kết cấu làm cho nhiệm vụ kiểm soát và điều chỉnh tỏa năng lượng trở nên phức tạp và rất quan trọng. Thuộc các đặc điểm đó, trước hết là: tính phức tạp của vi cấu trúc phân bố tỏa năng lượng, là do một số lượng lớn các ДП trong giai đoạn đầu vận hành, còn trong chế độ đã được xác lập – là do các BNL đã cháy và chưa sử dụng được bố trí theo hàng; độ không ổn định phân bố tỏa năng lượng, vốn là thuộc tính của các lò phản ứng có kích thước vật lý lớn; nhiều điểm kiểm soát, nhiều thông số được điều chỉnh và nhiều thanh điều chỉnh, đòi hỏi nhân viên vận hành tập trung chú ý. 15.1.1. Những tiên đề công nghệ kiểm soát gián đoạn sự phân bố Việc lắp đặt các detector nơtron hoặc bức xạ gamma bên trong lò vào từng kênh công nghệ có liên quan đến việc đưa vào lò phản ứng một số lượng lớn các vật liệu hấp thụ, làm xấu đi các đặc tính vật lý của vùng hoạt. Vì vậy trong thiết kế РБМК đã áp dụng phương pháp kiểm soát gián đoạn quá trình tỏa năng lượng trên cơ sở đo các đại lượng đặc trưng cho sự phân bố của nó trong các kênh riêng biệt, kèm theo phép nội suy và phép ngoại suy các số liệu thu được trên các kênh không được trang bị các cảm biến. Khi chọn số lượng và vị trí lắp đặt các detector bên trong lò đã tính đến việc, do các đặc tính lấy nhiệt của nước sôi mà công suất giới 196
  50. hạn cho phép của BNL ít phụ thuộc vào sự phân bố tỏa năng lượng tương đối theo chiều cao của kênh (đến tận các hệ số không đồng đều dọc trục 1,7 – 2) và công suất này được xác định chủ yếu bằng công suất toàn phần của BNL. Vì vậy, việc kiểm soát phân bố phương vị xuyên tâm là cơ sở của việc kiểm soát nội vùng trong РБМК. Các detector kiểm soát dọc trục có nhiệm vụ chủ yếu là kiểm soát độ ổn định và hệ số không đồng đều phân bố tỏa năng lượng dọc trục để ngăn ngừa khả năng vượt quá công suất tuyến tính giới hạn được phép của BNL. Để xử lý các kết quả đo gián đoạn tỏa năng lượng trong hệ thống kiểm soát trung tâm “Scala” và tính toán công suất từng BNL, đã chọn phương pháp tính toán-thực nghiệm, bảo đảm độ chính xác cao nhất và độ tin cậy kiểm soát phân bố. Phương pháp này tính trước việc sử dụng đồng thời thông tin đến từ các detector bên trong lò và các kết quả tính toán vật lý. Khi cự ly mạng của các detector được chọn trong РБМК là ~ 1m, tương ứng với 130 detector đặt theo chiều xuyên tâm, sai số bình phương trung bình của kiểm soát gián đoạn các BNL xa detector nhất, vào khoảng 3,5%, sai số đó nhỏ hơn 3 – 4 lần so với mức có thể dẫn đến làm xấu đáng kể sai số tổng, vốn dùng để xác định hệ số dự trữ trước khi đạt công suất tới hạn của BNL. Việc chọn vị trí lắp đặt các detector kiểm soát dọc trục xuất phát từ các yêu cầu kiểm soát độ ổn định của tính cân đối phương vị-dọc trục ban đầu, tính dự phòng (cho khả năng hỏng hóc detector) và tính đối xứng. 15.1.2. Cấu trúc kiểm soát và điều chỉnh phân bố tỏa năng lượng Trong thiết kế ban đầu РБМК, các chức năng kiểm soát và điều chỉnh được bảo đảm bằng các hệ thống thiết kế sau đây: hệ thống điều khiển và bảo vệ lò phản ứng – kiểm soát công suất lò phản ứng trong mọi chế độ hoạt động của nó, chu kỳ tăng công suất trong chế độ khởi động ở mức công suất nhỏ, sự phân bố tỏa năng lượng tương đối ở vùng biên lò phản ứng theo các tín hiệu của các buồng ion hóa bên sườn, bảo đảm việc điều chỉnh bằng tay sự phân bố tỏa năng lượng toàn thể tích lò phản ứng và độ phản ứng để điều hòa các hiệu ứng cháy, nhiễm độc, , tự động duy trì công suất và thực hiện việc bảo vệ khẩn cấp lò phản ứng theo các tín hiệu của các buồng ion hóa bên sườn, kể cả chức năng của các vi hệ thống của hệ thống điều chỉnh tự động nội vùng và hệ thống bảo vệ khẩn cấp nội vùng; 197
  51. hệ thống kiểm soát vật lý quá trình tỏa năng lượng theo chiều hướng tâm của lò phản ứng СФКРЭ (р) – kiểm soát công suất 130 BNL vốn phân bố đều đặn trong lò phản ứng, và truyền các tín hiệu của các detector kiểm soát tỏa năng lượng ДКЭ (р) vào hệ thống “Skala”; hệ thống “Skala”, nhờ chương trình ПРИЗМА, tính toán công suất của tất cả các BNL theo các tín hiệu СФКРЭ (р), các hệ số dự trữ trước khi đạt công suất giới hạn được phép của các BNL, kèm theo việc cung cấp các tín hiệu trên bảng nhắc việc cho nhân viên vận hành về mức giảm không được phép, các mức giới hạn được phép của các tín hiệu (mức đặt) cho ДКЭ (р) và ДКЭ (в), lưu lượng nước được khuyến nghị trong các kênh công nghệ, nhiệt độ tối đa của grafit, các hệ số không đồng đều tỏa năng lượng, Do kết quả của việc hiện đại hóa đã tiến hành, hệ thống kiểm soát và điều chỉnh đã trải qua những thay đổi lớn. Thay vì các cơ cấu đã lạc hậu và các СУЗ đã lỗi thời, các РБМК-1000 được trang bị những hệ thống đồng bộ kiểm soát điều khiển và bảo vệ, được hiện đại hóa (КСКУЗ) [2]. Theo những yêu cầu hiện đại, trong КСКУЗ đã có hai hệ thống dừng lò độc lập – hệ thống bảo vệ khẩn cấp và hệ thống giảm nhanh công suất (БСМ). Mỗi hệ thống trong số đó đều có một bộ các cơ cấu thừa hành và các thanh hấp thụ khác biệt về kết cấu. Hệ thống bảo vệ khẩn cấp, mà số thanh hấp thụ của nó tăng từ 24 (từ 21 đối với РБМК-1000 thế hệ đầu) lên 33, thực hiện chức năng bảo vệ khẩn cấp, hệ thống giảm nhanh công suất (158 thanh của thế hệ đầu, 190 thanh của số còn lại) – bảo vệ trước và dừng lò khi làm việc bình thường. Đã tính trước hai hệ thiết bị điều tiết độc lập của hệ thống bảo vệ khẩn cấp, điều khiển, kiểm soát và biến đổi thông tin từ các cảm biến và xử lý logic toàn bộ tập hợp thông tin theo các thuật toán đã cho. Hệ thứ nhất dựa trên cơ sở kỹ thuật tương tự, hệ thứ hai – kỹ thuật số. Mỗi hệ có một bộ cảm biến bên trong lò của riêng mình (90 cảm biến xuyên tâm (ВРД-Р) và 30 cảm biến theo chiều cao (ВРД-B) trong hệ thứ nhất, 92 cảm biến xuyên tâm và 36 cảm biến theo chiều cao trong hệ thứ hai) và một bộ cảm biến ngoài lò (12 buồng ion hóa trong hệ thứ nhất, 4 buồng dải rộng ba khoang trong hệ thứ hai) để kiểm soát các dòng nơtron và các cảm biến kiểm soát 40 thông số công nghệ PУ – áp suất, lưu lượng, nhiệt độ và mức chất tải nhiệt, nhiệt độ các bộ phận kết cấu và các buồng, dòng điện của các động cơ điện ГЦН. Các hệ thống dừng lò được kích hoạt bằng cả hai hệ thiết bị điều tiết. Các tín hiệu bảo vệ được tạo ra trên cơ sở logic tổ hợp thứ bậc theo nguyên tắc tác động bảo vệ theo chiều sâu, mà trình tự của chúng tính trước đến các lệnh cấm và lệnh phong tỏa, đến việc giảm công suất cưỡng bức, việc dừng lò phản ứng bằng hệ thống БСМ và việc dừng khẩn cấp. 198
  52. Các mức đặt kích hoạt các tác động bảo vệ khác nhau được hình thành tùy thuộc vào lượng tín hiệu và tổ hợp các tín hiệu của các cảm biến từ các nhóm độc lập. Việc bố trí thiết bị và các đường ống bảo đảm tính độc lập của thiết bị điều tiết của cả hai hệ, bảo đảm tính phụ thuộc của thiết bị có liên quan đến việc thực hiện chức năng của cả hai hệ thống dừng lò. Trong các điều kiện vận hành bình thường thì cả hai hệ đều hoạt động, nhưng đã tính trước việc ngừng hoạt động của một hệ bất kỳ, khi đó hệ còn hoạt động sẽ bảo đảm việc khởi động các hệ thống dừng lò. Như vậy, khả năng thực hiện mọi công đoạn sửa chữa và kiểm tra trong hệ sẽ bảo đảm không ảnh hưởng đến hoạt động của lò phản ứng. Việc ngừng hoạt động cả hai hệ được loại trừ nhờ các phương tiện kỹ thuật. Việc chủ động ngừng hoạt động một hệ trong КСКУЗ sẽ đồng thời làm ngừng hoạt động các hệ tương ứng của thiết bị điều tiết thuộc СКУЗ và thiết bị điều tiết thuộc АЗРТ, khi đó sẽ phong tỏa tác động của thiết bị điều tiết thuộc СКУЗ trong hệ đã ngừng hoạt động lên các thanh, và tác động của thiết bị điều tiết thuộc АЗРТ lên УСБ. Hư hại bất kỳ bộ phận nào của thiết bị điều tiết, vốn thực hiện chức năng của БСМ hoặc điều khiển, đều không ảnh hưởng đến khả năng thực hiện các chức năng bảo vệ khẩn cấp của thiết bị điều tiết. Để cải thiện các đặc tính của hệ thống đo đạc-cung cấp thông tin “Skala”, các vi phương tiện môdul cơ sở thế hệ mới đã được nghiên cứu và áp dụng vào sản xuất, lượng thông tin đã được mở rộng, việc trao đổi linh hoạt các thông tin với КСКУЗ theo kênh liên lạc số đã được bảo đảm, mức độ tin cậy và linh hoạt kiểm soát phân bố tỏa năng lượng đã được nâng cao, tổ hợp tính toán vật lý-nơtron đã được mở rộng, ví dụ, việc kiểm soát linh hoạt phân bố tỏa năng lượng ba chiều với chu kỳ 2,5 s (thay vì 5 phút) đã được thực hiện, việc hỗ trợ thông tin cho nhân viên vận hành, đặc biệt trong các chế độ chuyển tiếp, đã được hoàn thiện. Hệ thống mới, có tên “Skala micro”, là mạng tính toán điều khiển nội vùng với bốn mức xử lý thông tin: xử lý sơ bộ thông tin của các cảm biến riêng và của hệ thống tự động nội vùng; xử lý chẩn đoán và xây dựng kho lưu trữ chẩn đoán; xây dựng cơ sở các dữ liệu vận hành; cung cấp thông tin cho nhân viên vận hành. 16. ĐẶC ĐIỂM CỦA CÁC QUÁ TRÌNH VẬT LÝ РБМК-1000 16.1. Grafit, các đặc tính của grafit Việc grafit được chọn làm chất làm chậm cho lò phản ứng nhiệt là do khả năng làm chậm tốt và tiết diện hấp thụ nhỏ trong vùng nhiệt của nó – 3,8 mб. Chất làm 199
  53. chậm được coi là càng tốt khi nó có khả năng làm chậm các nơtron nhanh đến năng lượng nhiệt càng nhanh và nó có tiết diện bắt càng nhỏ. Các tính chất đó phụ thuộc vào khối lượng nguyên tử, khối lượng riêng, các tiết diện tán xạ và tiết diện hấp thụ của nó. Khi phân tích các tính chất của các chất làm chậm được đưa ra trong bảng 16.1 có thể rút ra kết luận rằng, theo hệ số làm chậm, nghĩa là, tỷ lệ giữa khả năng làm chậm và tiết diện bắt vĩ mô, thì grafit thua nước nặng, nhưng ngang với berili và hơn hẳn nước thường. Nếu như chú ý đến độ dài dịch chuyển của các nơtron, thì so sánh như vậy sẽ không có lợi cho grafit. Do độ dài vận chuyển lớn, các lò phản ứng sử dụng grafit làm chất làm chậm có kích thước lớn. Grafit công nghiệp mác ГР-280, vốn được sử dụng để lát РБМК-1000, có chứa các tạp chất, do đó tiết diện hấp thụ của nó cao hơn so với 12C khoảng 30%. Tạp chất chủ yếu, vốn quyết định các tính chất hấp thụ của grafit, là 10B có tiết diện hấp thụ trong vùng nhiệt là ~ 3500 б. Trong quá trình vận hành lò phản ứng, các tính chất hấp thụ của grafit thay đổi dưới tác động của hai quá trình có ảnh hưởng ngược nhau – quá trình cháy các tạp chất hấp thụ vốn tồn tại ngay từ đầu trong lớp lát grafit, và quá trình nhiễm bẩn không tránh khỏi của lớp lát khi lò phản ứng hoạt động. Theo tính toán, sau khoảng 360 ngày hiệu dụng của РБМК-1000 phát công suất thì grafit lò phản ứng sẽ cháy hết các tạp chất và phục hồi được các tính chất vốn là thuộc tính của 12C. Quá trình nhiễm bẩn lớp lát diễn ra do lắng đọng các hợp chất khác nhau và tích tụ đến mức có ảnh hưởng rõ rệt đến các tính chất hấp thụ của grafit trong quá trình vận hành lâu dài. Độ ẩm của lớp lát grafit đóng góp một phần nhất định vào tiết diện hấp thụ. Như đã biết, grafit là vật liệu hút ẩm, và hàm lượng ẩm phụ thuộc vào các điều kiện bên ngoài. Qua nhiều lần đo độ ẩm grafit khẳng định rằng, tỷ phần khối lượng hydro trong lớp lát khoảng (50 – 100).10-6. Sự có mặt lượng hydro như vậy có thể dẫn đến gia tăng khả năng làm chậm của grafit ξΣs vào khoảng 3%. Khi nâng nhiệt lò phản ứng trong thời gian khởi động và tiếp tục vận hành, hơi ẩm sẽ bốc hơi, tuy nhiên trong quá trình dừng lò, đặc biệt là khi dừng lâu, grafit lại hấp thụ hơi ẩm trở lại. Một điểm đặc biệt nữa của grafit là sự tích tụ nội năng khi bức xạ. Khi các nơtron nhanh va chạm với các nguyên tử cacbon, một phần năng lượng của các nơtron trễ sẽ tỏa ra ở dạng nhiệt, một phần khác sẽ gây ra biến dạng mạng tinh thể kèm theo tích tụ nội năng. 200
  54. Bảng 16.1. Các đặc tính của các chất làm chậm Số Khối lượng σ , σ , L, t, Chất làm chậm nguyên a s ξΣ / Σ riêng, g/cm3 mб б s a cm cm2 tử Grafit: sạch lò phản 12 2,2 3,0 4,8 250 42 250 ứng 12 1,65 3,8 4,8 205 52 350 Berili 9 1,84 6,7 6,2 190 24 90 Nước nặng 20 1,1 0,6 4 4580 147 120 (D2O) 18 1,0 330 21 70 2,7 27 Nước (H2O) Ghi chú. σa, σs – tương ứng, tiết diện hấp thụ và tán xạ nơtron trung bình; ξΣs/ Σa – hệ số làm chậm; L – độ dài khuếch tán; τ – bình phương độ dài làm chậm, hoặc tăng trưởng nơtron. Năng lượng đó được gọi là năng lượng Wigner. Đối với các lò phản ứng năng lượng cao, hiệu ứng này không lớn, bởi vì diễn ra quá trình tiêu giải liên tục các khuyết tật do phóng xạ và quá trình thoát phần lớn năng lượng tích tụ. Tuy nhiên, trong grafit của các lò phản ứng nghiên cứu và lò phản ứng năng lượng thấp có thể tích lũy một lượng lớn năng lượng tiềm tàng. Năng lượng này có thể được giải phóng theo con đường nung nóng grafit đã bức xạ đến nhiệt độ cao hơn đáng kể so với nhiệt độ bức xạ. Năm 1952 đã xảy ra vụ phun bắn năng lượng Wigner tự phát trong thời gian dừng tổ máy số 1 NMĐHN “Wildscale Pile” (Anh), việc đó đã đòi hỏi bắt đầu chương trình xả thường xuyên năng lượng này. Sau 5 năm, ở tổ máy này, trong thời gian xả năng lượng theo kế hoạch, đã xảy ra một trong những sự cố trầm trọng nhất của kỷ nguyên hạt nhân. Vùng hoạt lò phản ứng đã quá nhiệt tới mức có vụ cháy (nhiệt độ đạt đến 12000C), kết quả là đã hư hại gần một phần tư vùng hoạt, một vùng lãnh thổ rộng lớn của Anh và Châu Âu bị nhiễm bẩn phun thải phóng xạ. Cho đến nay việc tháo dỡ tổ máy này vẫn chưa hoàn thành. Việc tăng nhiệt độ grafit tương tự có thể xảy ra khi xi măng hóa thải grafit của lò phản ứng được tháo dỡ. Khi đó, quá trình đóng rắn xi măng có thể gây tăng nhiệt độ của grafit ở mức đáng kể, vốn có liên quan với hiện tượng giải phóng năng lượng Vigner. Việc tăng nhiệt độ grafit tương tự có thể xảy ra cả ở trạm xử lý grafit. Vấn đề đặc biệt là tính tương tác của chất làm chậm grafit với các kim loại và môi trường khí, nhất là ở nhiệt độ cao. Ở nhiệt độ cao, grafit tạo ra cacbit với nhiều 201
  55. kim loại. Trong số các khí, chỉ có hêli là hợp hoàn toàn với grafit. Trong những điều kiện nhất định, không khí, cacbonic và hydro có phản ứng với grafit. Khi 0 nhiệt độ trên 400 C, grafit bị oxy hóa trong không khí, tạo ra CO và CO2. Nhiệt dung cháy của grafit khi tạo thành CO2 bằng 94 kcal/mol. Bởi vì tổng thể tích các lỗ xốp hở trong grafit bình thường chiếm khoảng 20% tổng thể tích các lỗ xốp, nên bên trong các lỗ xốp đó, ở áp suất bình thường, chứa gần 0,15 ml/g khí. Khi nâng đến nhiệt độ cao hoặc dưới tác động của bức xạ, từ grafit sẽ thoát ra CO, CO2, H2 và N2. Các khí này nằm lại trong grafit trong quá trình chế tạo nó. Cacbon 0 tham gia phản ứng với CO2 khi nhiệt độ vượt quá 375 C, tuy nhiên, dưới nhiệt độ 4250C tốc độ phản ứng tăng theo hàm mũ khi tăng nhiệt độ, vì vậy mà việc thổi hỗn hợp khí không có oxy (N2 hoặc N2 + He) cho grafit là biện pháp cần thiết để tránh oxy hóa grafit. Sự có mặt của hêli cho phép làm giảm nhiệt độ grafit nhờ độ dẫn nhiệt cao. Khi lò phản ứng hoạt động ở công suất định mức kèm theo việc thổi lớp lát bằng 90% He + 10% N2, nhiệt độ tối đa của grafit (tại các góc của khối grafit) vào khoảng gần 6000C, trong trường hợp thổi bằng nitơ nhiệt độ tăng lên 8000C. Sự thay đổi hình dạng grafit do phóng xạ (thay đổi kích thước theo chiều dài của các chi tiết grafit khi bức xạ) là một trong những yếu tố quan trọng nhất. Kết quả các nghiên cứu cho thấy, đặc tính thay đổi của các kích thước theo chiều dài của các mẫu grafit tùy thuộc vào thông lượng nơtron, là rất phức tạp, mặc dù nhìn chung, sự thay đổi hình dạng grafit do phóng xạ như sau: lúc đầu là co phóng xạ và tiếp sau là phồng phóng xạ (hình 16.1). Thông lượng nơtron, mà ở đó thể tích vật liệu trở lại giá trị ban đầu sau khi co và phồng phóng xạ, được lấy làm thước đo mức tới hạn hư hại phóng xạ. Đại lượng này được gọi là thông lượng tới hạn (Фкр). Trong vùng thông lượng này, các tính chất cơ lý của grafit, 202
  56. Hình 16.1. Sự phụ thuộc của sự thay đổi các tính chất grafit lò phản ứng mác ГР- 20 vào thông lượng nơtron ở nhiệt độ đặc trưng cho lớp lát РБМК-1000 (Tобол = 500 – 6000C) vốn có ý nghĩa đối với các đặc tính vận hành – độ bền (modul đàn hồi) và độ dẫn nhiệt, bị xấu đi đột ngột. Những thay đổi này tiến triển rất nhanh, dẫn đến kết quả là thoái hóa và phá hủy vật liệu. Thông lượng tới hạn phụ thuộc rất nhiều vào nhiệt độ bức xạ. Tăng nhiệt độ bức xạ làm dịch chuyển thông lượng tới hạn vào vùng giá trị nhỏ hơn. Độ bền phóng xạ của grafit cần được hiểu là sự bảo toàn khả năng làm việc của nó ở các điều kiện làm việc trong một khoảng thời gian nhất định. Khi đó cần tính đến toàn bộ các tính chất cơ lý của nó và trên cơ sở đó kết luận về việc, liệu kết cấu grafit có bảo đảm được tuổi thọ của lò phản ứng hay không. Đối với các khối lát grafit của РБМК-1000, thông lượng đó (trung bình cho toàn tổ máy) vào khoảng 1,6.1022 cm-2. Phồng phóng xạ của các khối grafit cùng với phồng phóng xạ hướng tâm của các kênh công nghệ làm khít khe hở giữa chúng và tạo ra ứng suất bổ sung ở điểm tiếp 203