СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОБЛАСТИ ПРОТЕЧКИ РАДИОАКТИВНОГО АЗОТА В ПАРОГЕНЕРАТОРАХ ЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ ТИПА КЛТ-40

Название	СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОБЛАСТИ ПРОТЕЧКИ РАДИОАКТИВНОГО АЗОТА В ПАРОГЕНЕРАТОРАХ ЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ ТИПА КЛТ-40
Разработчик (Авторы)	Елохин Александр Прокопьевич, Федорченко Станислав Николаевич
Вид объекта патентного права	Изобретение
Регистрационный номер	2754755
Дата регистрации	07.09.2021
Правообладатель	Елохин Александр Прокопьевич, Федорченко Станислав Николаевич
Область применения (класс МПК)	G01T 1/16 (2006.01) G01T 1/18 (2006.01) G01T 1/20 (2006.01)

Описание изобретения

Изобретение относится к области радиационного контроля и обеспечения радиационной безопасности объектов использования атомной энергии и может применяться для обнаружения области протечки радионуклидов и оценки ее величины при эксплуатации водо-водяных ядерных реакторов [G01T 1/16, G01T 1/18, G01T 1/20].

Из уровня техники известен СПОСОБ УПРАВЛЕНИЯ ОСТАНОВОМ ВОДО-ВОДЯНОГО ЯДЕРНОГО РЕАКТОРА [RU 2706739 C2, опубл.: 20.11.2019], характеризующийся тем, что обнаружение утечки первого/второго контура осуществляют путем обнаружения одного или нескольких из следующих признаков:

- повышенная радиоактивность второго контура из-за загрязнения теплоносителем первого контура;

- повышенный запас воды во втором контуре;

- пониженный запас воды в первом контуре.

Недостатком аналога является невозможность определения области протечки в контурах реактора, а также низкая точность определения наличия протечки.

Также известно УСТРОЙСТВО И СПОСОБ ДЛЯ ОБНАРУЖЕНИЯ УТЕЧКИ [RU 2197718 C2, опубл.: 27.01.2003], в котором место утечки определяют, например, при известной скорости течения в коллекторном трубопроводе из промежутка времени, которое прошло между пиком давления в коллекторном трубопроводе и срабатыванием детектора для регистрации радиоактивности. Пик давления может, например, быть вызван открыванием, по меньшей мере, одного обратного клапана.

Недостатком аналога является невозможность определения области протечки в коллекторном трубопроводе.

Наиболее близкой по технической сущности является МОДЕЛЬ НАКОПЛЕНИЯ РАДИОНУКЛИДОВ В КОТЛОВОЙ ВОДЕ ПАРОГЕНЕРАТОРОВ АЭС С ВВЭР-440 И ВВЭР-1000 [Иванов Е.А., Пырков И.В., Хамьянов Л.П. / Атом. энергия. - 1994. - Т. 77, N 1. - С. 58-63, 85. - ISSN 0004-7163] и МЕТОДИКА ДИАГНОСТИКИ ПРОТЕЧКИ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ ПЕРВОГО КОНТУРА В КОТЛОВУЮ ВОДУ ПАРОГЕНЕРАТОРОВ АЭС С ВВЭР-440 И ВВЭР-1000 [Иванов Е.А., Пырков И.В., Хамьянов Л.П. / Атом. энергия. - 1994. - Т. 77, N 1. - С. 51-58, 85. - ISSN 0004-7163], физический смысл которых состоит в оценке проникновения указанных радионуклидов из первого контура в котловую воду парогенератора второго и степени их накопления. Модель предусматривает естественную линейную зависимость объемной активности указанных радионуклидов от мощности реактора. Определение накопленной активности указанных радионуклидов котловой воды парогенератора осуществляется путем измерения активности фильтров, но радиоактивный газ, например, радиоактивного азота ¹⁶N₇ фильтрами не задерживается и выходит с паром, а изотопы йода остаются в воде (более чем на 99%).

Основная проблема прототипа состоит в том, что в его рамках удается лишь констатировать наличие протечки по активности изотопов, осевших на фильтры, и активности радиоактивного азота в помещении машинного зала при выходе пара на турбину. В лучшем случае можно оценить плотность потока гамма-квантов, бета-излучения и объемную активность радионуклида, используя показания сцинтилляционных детекторов. В указанном методе отсутствует возможность получения информации об области (на спиральном паропроводе) возникновения протечки, динамики ее развития, которая будет, очевидно, линейно зависеть от изменения мощности реактора, ее размерах и мощности «вброса» радиоактивного азота ¹⁶N₇ из первого контура во второй. Отсутствие этой информации не дает возможности однозначно ответить на вопрос по какой причине происходит протечка, провести анализ металла водо-паропровода, его физико-механических свойств и их изменений при воздействии ионизирующего излучения и частой смене температурного режима в области протечки, изучить особенности способствующие возникновению микротрещин, через которые происходит протечка, с целью предотвращения подобных эффектов, а также прогнозировать величину внешней и ингаляционной дозы, которую может получить персонал, обслуживающий парогенератор и турбину, что приводит к нарушению условий радиационной безопасности в помещении машинного зала.

Исходя из этого в настоящем время запрещается эксплуатация парогенераторов при достижении суммарной удельной активности радионуклидов в продувочной воде 370 Бк/кг. Допустимая удельная активность ¹³¹I в продувочной воде каждого парогенератора не более 740 Бк/кг, допустимая средняя удельная активность ¹³¹I всех парогенераторов блока не должна превышать 185 Бк/кг. При этом протечка теплоносителя первого контура в котловую воду каждого парогенератора должна быть не более 5 кг/ч. В связи с этим важное значение приобретает разработка метода оценки протечек, в частности, разработка корректной модели, позволяющей найти причины протечки, ее область в парогенераторе и, таким образом, ответить на поставленные вопросы.

Задачей изобретения является устранение недостатков прототипа.

Технический результат изобретения заключается в обеспечении возможности обнаружения области протечки радиоактивного азота в парогенераторах ядерных реакторов КЛТ-40.

Указанный технический результат достигается за счет того, что способ определения области протечки радиоактивного азота в парогенераторах ядерных реакторов типа КЛТ-40, характеризующийся тем, что область протечки в трубопроводе парогенератора определяют путем определения плотности распределения воды ρ_в(Т), поступающей в водопровод парогенератора как функции температуры при её переносе вдоль оси X по водопроводу, плотности пара ρ_п(Т) как функции температуры или расстояния x при его переносе вдоль оси X по паропроводу при спрямлении его спиральной части, при этом эффективную длину водопровода, в пограничной области которой возникла протечка, определяют как расстояние x_L, при котором давление воды и пара в водо-паропроводе парогенератора уравновешено, активности радионуклида ¹⁶N₇ в области «вброса» из первого контура во второй, а также площади «вброса», отличающийся тем, что наличие радионуклида в паре определяют по измеренному значению мощности дозы ионизирующего излучения и плотности пара в точке выхода пара на турбину через приведенный размерный коэффициент α_N, характеризующий содержание радиоактивного азота в единице массы пара в точке выхода пара на турбину при его прохождении по паропроводу длиной L, расстояние x_L определяют путем решения уравнения

где R – газовая постоянная, ρ_п(L₀), ρ_в(L₀) плотности пара и воды в точке x_L ≡ L₀ соответственно, P_гр – давление воды, а площадь «вброса» в области протечки находят по разности расстояний x_L, возникающих в результате флуктуации давления воды в области протечки, при которых также имеет место соответствующее равенство давлений воды и пара.

В частности, приведенный размерный коэффициент α_N определяют по формуле , где D'_sf = 2πK_γQ_V(L) – измеряемая величина мощности дозы в выделенном сферическом объеме радиоактивного пара V_sf = πl³/6 диаметром l, K_γ – γ-постоянная азота ¹⁶N₇, Q_V(L) – виртуальная объемная активность радионуклида ¹⁶N (Ки/м³) на выходе из паропровода длиной L, возникающая за промежуток времени τ_п.

В частности, приведенный размерный коэффициент α_N определяют, измеряя мощность дозы γ-β-излучения на выходе пара из паропровода, количество воды, образующейся при конденсации этого пара на выходе паропровода, температуру этого пара на выходе и определяя объем его выброса.

Краткое описание чертежей.

На фиг. 1 схематично изображена ядерно-энергетическая установка.

На фиг. 2 показана зависимость плотности воды от температуры.

На фиг. 3 показана зависимость скорости испарения водяного пара дистиллированной воды от температуры.

На фиг. 4 схематично изображен парогенератор с водо-паропроводом и протекающим теплоносителем.

На фиг. 5 показана зависимость удельной теплоты парообразования воды Λ(T) (МДж/кг) от температуры Т °C.

На фиг. 6 показана температурная зависимость скорости переноса пара в парогенераторе реактора КЛТ-40.

На фиг. 7 показана температурная зависимость отношения φ(Т) = u_п(Т)/v_п(Т): 1 – график отношения функций; 2 – аппроксимация отношения φ(Т) параболой в температурном диапазоне 170-290 °C.

На фиг. 8 показана зависимость скорости испарения водяного пара дистиллированной воды u_п(Т) от температуры: 1 – график функции u_п(Т); 2 – аппроксимация функции параболой в температурном диапазоне 170-290 °C.

На фиг. 9 показана расчетная длина водного участка L₀ в парогенераторе второго контура реактора КЛТ-40 при давлении Р_гр: 1 – 6,56; 2 – 6,4; 3 – 6,24 МПа.

На фигурах обозначено: 1 – парогенератор, 2 – турбина, 3 – генератор, 4 – водопровод, 5 – паропровод, 6 – насос, 7 – конденсатор, 8 – защитная оболочка, 9 – стержни регулирования, 10 – трубопровод первого контура, 11 – реактор.

Осуществление изобретения.

Ядерная энергетическая установка – это устройство для получения тепловой, электрической или механической энергии в ходе управляемой ядерной реакции, осуществляемой в ядерном реакторе. Ядерная энергетическая установку, наряду с одним или несколькими ядерными (атомными) реакторами, включает парогенератор 1 (см. Фиг. 1), паровую турбину 2, приводимую ей в действие электрический генератор 3, а также трубопровод 4, паропровод 5, насос 6, конденсатор 7 и другое вспомогательное оборудование. В современных стационарных ядерных энергетических установках в качестве рабочего тела применяется в основном водяной пар, поэтому все теплообменники первого контура двухконтурных схем являются парогенераторами 1. Трубопровод первого контура 10 проходит через реактор 11, в защитной зоне которого, закрытой защитной оболочкой 8 смонтированы стержни регулирования 9 и сообщен с парогенератором 1 второго контура.

Общий принцип работы парогенератора 1 ядерной энергетической установки состоит в том, что во второй контур парогенератора 1 по трубопроводу 10 с помощью насоса 6 подают воду под давлением P_в, с температурой Т_в. Тепло от воды, циркулирующей в первом контуре, передают воде второго контура, тем самым нагревают и подают ее в парогенератор 1, где с образованием пара, выход которого через N спиральных паропроводов 5 того же внутреннего диаметра осуществляется с температурой Т_п под высоким давлением P_п. В процессе прохождения воды в парогенераторе 1 воду нагревают до температуры насыщения пара при соответствующем давлении, которая затем испаряется на внутренней поверхности трубок парогенератора 1, создавая эффективную пограничную область вода-пар, и, наконец, в виде перегретого пара по паропроводу 5 подают на турбину 2. Таким образом, на вход турбины 2 подают пар высокого давления, перегретый относительно температуры насыщения. Зависимость температуры кипения воды (парообразования) от её давления приведена в табл. 1.

Автоматическое регулирование процесса подпитки водой парогенератора 1 приводит к повышению давления воды в водопроводе 4 и обратному смещению воды в первоначальное положение. В пограничной области на водопроводе 4 и паропроводе 5 температурный режим будет постоянно изменяться, что приводит к аналогичному изменению частоты механических напряжений водопровода 4 и паропровода 5 в этой области, последующей усталости металла и к вероятному появлению микротрещин, через которые из первого контура во второй 10 может проникать радионуклид ¹⁶N₇, создавая протечку. Поскольку плотность пара существенно меньше плотности воды, то радиоактивный азот будет распространяться в область паровой фазы, включая и выход пара на турбину 2.

Новым в изобретении является определение области протечки в водопроводе 4 и паропроводе 5, секундного расхода «вброса» радионуклида ¹⁶N₇ из первого контура во второй, скорости «вброса», площади области «вброса», а также определение активности радионуклида ¹⁶N₇ в области «вброса» из первого контура во второй в заданной области паропровода 5, при этом наличие радионуклида в паре с учётом радиоактивного распада, в заданной точке (области) паропровода 5, определяют по измеренному значению плотности потока гамма, бета-излучения азота ¹⁶N₇ или мощности дозы ионизирующего излучения, создаваемой указанным радионуклидом в точке выхода пара на турбину 2, для оценки которых определяют плотность распределения воды ρ_в(Т), поступающей в водопровод 4 парогенератора 1 , как функции температуры при её переносе вдоль оси x по водопроводу 5 (см. Фиг. 2), плотности пара ρ_п(Т) как функции температуры (см. Фиг. 3) или расстояния x при его переносе вдоль оси x по паропроводу 5 (см. Фиг.4) при спрямлении его спиральной части длиной L с внутренним радиусом R₀=1,5–2,0 см (0 ≤ r ≤ R₀) при длине водопровода 4 L₀ < L (вертикальная область в левой части) и общей длине водопровода 4 и паропровода 5 L+L₀ = Ls составляющей для парогенератора 1 от 10 до 20 м. Принимая, что рост температуры по водопроводу 4 и паропроводу 5 пропорционален расстоянию x, то при некотором x_L давление пара и воды может быть уравновешено. По значению x_L = L₀ определяют эффективную длину водопровода 4, в пограничной области которой будет возникать протечка.

Рассмотрим метод оценки протечки радиоактивного азота ¹⁶N₇ на примере парогенератора 1 реактора КЛТ-40. В теплоносителе (воде) первого контура находятся радионуклиды, включая и азот ¹⁶N₇, которые возникают в теплоносителе в результате физико-химического взаимодействия последнего с тепловыделяющими элементами (твелами) реактора 11. Этот теплоноситель служит источником тепла для спирального водопровода 4 и паропровода 5 парогенератора 1, в который подают воду под давлением P_гр ≈ 6,1 ‒ 6,4 МПа и одновременно является источником радионуклидов, поступающих во второй контур. Вода, распространяющаяся по спиральному водопроводу 4 парогенератора 1, нагревается, что приводит к уменьшению её плотности, испарению и образованию насыщенного пара, давление которого увеличивается с ростом температуры, т.е. с ростом координаты x. Этот процесс происходит с определенной частотой. При этом в паропроводе 5 в силу разной плотности сред возникает область раздела пар-вода, которая в зависимости от флуктуаций давления воды или пара смещается от равновесного положения в ту или другую сторону. Изменение температурного режима металла паропровода 5 приводит к росту механических напряжений, в результате которых в этой области могут возникнуть микротрещины, через которые и могут проникать радионуклиды из теплоносителя первого контура во второй. Далее перемещаясь по паропроводу 5 пар парогенератора 1 в виде струи, поступающей на турбину 2, содержит радиоактивный азот ¹⁶N₇ с периодом полураспада Т_½ = 7,11 с, энергией гамма-излучения Emax = 6,134 MэВ и квантовым выходом ν, max = 69%; энергиями бета-излучения E₁ = 4,288 МэВ, и выходом бета-частиц n₁ = 68%; E₂ = 10,419 МэВ, n₂ = 26%, содержание которого в паре свидетельствует о признаке нарушения герметичности водопровода 4 или паропровода 5 второго контура парогенератора 1. Содержание радиоактивного азота при выходе пара на турбину 2 определяют с помощью сцинтилляционных детекторов с кристаллом NaJ(Tl).

Перенос воды в водопроводе 4 осуществляется с заданной скоростью, определяемой начальным давлением и плотностью, уменьшением плотности воды с ростом температуры и её испарением. В водопроводе 4 и паропроводе 5 небольшим радиусом масштаб турбулентности ограничен и не может быть больше внутреннего радиуса трубки, поэтому в уравнениях, описывающем перенос воды и пара турбулентность среды не учитывается. При этом, полагая, что поперечная скорость переноса воды на стенки трубопровода 4 равна нулю, стационарное уравнение, учитывающее эти физические процессы для частицы воды массой m = ρ(T)V_в, занимающей объём V_в = πR²₀L₀, в цилиндрической геометрии будет выглядеть как:

,

где – средняя скорость переноса воды по водопроводу 4; G = const – генерация воды, нагнетаемой под давлением, [кг/с], определяемая в точке T|x₌₀ = T_x выражением:

,

u_п(Т) – скорость испарения воды или скорость генерации пара, [кг/м²с]; Sв = 2πR₀L₀ – площадь испарения воды.

Площади испарения S_в воды и занимаемый ею объём V_в являются характеристиками одного и того же объёма среды, то их отношение S_в/V_в = 2/R₀. Спираль паропровода 5 представляют в виде горизонтального участка (Фиг. 4), а изменение температуры в среде второго контура парогенератора 1 аппроксимируют линейной функцией Т(x) = T₀ + b_tx/L_s °С, в которой T₀ = 170 °C, b_t = 120 °С, а x удовлетворяет неравенству 0 ≤ x ≤ L_s.

Скорость переноса воды массой m по водопроводу 4 определяют из условия равенства кинетической и потенциальной энергий давления воды на входе второго контура парогенератора 1:

где N – число водопроводов 4 в пакете.

В этом случае учитывают свойство воды как несжимаемой жидкости и считают ее скорость v_в в каждой трубке водопровода 4 постоянной величиной.

Окончательно среднюю скорость переноса воды в водопроводе 4 определяют через среднюю плотность воды из выражения:

где зависимость плотности воды от температуры ρ_в(Т) аппроксимируется параболой
ρ_в(T) = а·T² + b·T + c, [кг/м³], где а, b, c – коэффициенты соответствующей размерности равные a = -0,002315; b = -0,39345; c = 1033,79, а изменение температуры с расстоянием x –Т(x) = T₀ + b_tx/L_s.

По графику зависимости плотности воды ρ_в от температуры (см.Фиг.2) при температуре Т₀ плотность воды ρ_в, которая изменяется как функция расстояния x в соответствии с принятой линейной зависимостью температуры Т от расстояния x, определяемой линейной функцией Т(x) = T₀ + b_tx/L_s °С в водопроводе 4 и паропроводе 5 составит 730 и 900 кг/м³ при температуре 170 и 290 °С соответственно.

Выражение для среднего значения плотности будет выглядеть как:

Зависимости скорости испарения (скорости генерации пара) как функции температуры u_п(T) получают по формуле Клапейрона-Клазиуса, согласно которой резкий спад u_п(T) в области высоких температур обусловлен уменьшением удельной теплоты парообразования Λ(T), также зависящей от температуры (см. Фиг. 5).

,

где T₀ – начальная температура.

Принимают для оценки u_п(T) в диапазоне температур 170-290°С T₀ = 72 °С и u_п(T₀) = 1,375·10³ кг·м^-2·с^-1 (см. Фиг. 6).

Из фиг.2 и 3 следует, что в температурном диапазоне от 100 до 220 °C скорость испарения воды с ростом температуры резко увеличивается, а ее плотность, напротив, быстро уменьшается. Тогда, полагая постоянной скорость переноса воды по водопроводу 4, поскольку её перенос происходит без трения, которому способствует процесс парообразования на внутренней поверхности трубок парогенератора 1, давление воды с ростом x, т.е. с ростом температуры, будет также уменьшаться пропорционально плотности воды, а пара, напротив, возрастать.

Плотность воды определяют по формуле:

где постоянная С определяется через значение плотности воды из фиг. 2 при Т = Т₀, x = 0 или через параболическую зависимость плотности воды от температуры ρ_в(T):

При описании процесса скорости переноса пара также не учитывают скорость турбулентной диффузии пара, поскольку она значительно меньше его скорости, обусловленной адвективной составляющей и, обозначив массу пара через m_п = ρ_п·V_п, где V_п – внутренний объём паропровода 5 (V_п = πR²₀·L), уравнение переноса, для плотности пара по паропроводу при его поперечной скорости равной нулю для стационарного процесса, определяют выражением:

где v_п – продольная скорость переноса пара по паропроводу 5; S_п – площадь парообразования (S_п ≈ 2πR₀L₀); τ_п = L/v_п – время «жизни» пара в паропроводе 5.

В последнем выражении скорости как переноса пара v_п, так и его генерации (при испарении воды) u_п зависят от его температуры и давления. В качестве оценки скорости переноса пара используют формулу Сен-Венана, определяющей истечение газа из резервуара в атмосферу как функции его температуры и давления:

,

где k – постоянная адиабаты водяного пара; R – газовая постоянная (Дж/кг °K); T_п(L) – температура пара на выходе из паропровода (°K); P_ат – атмосферное давление; P_п – давление пара на выходе из паропровода 5, МПа.

Общий график зависимости v(T) приведен на Фиг. 6.

Значение плотности пара в пограничной области ρ_п(L₀), т.е. при x = L₀, находят используя условия равенства давления воды и пара в этой области при заданной температуре, т.е.:

Рассматривая пар как идеальный газ и используя уравнение Клапейрона-Менделеева, граничное условие в области x = L₀ получают в виде:

Поскольку плотность пара является сложной функцией температуры, обусловленной температурной зависимостью скорости испарения воды u_п(Т) и скоростью переноса пара в паропроводе 5 v_п(Т), которые, в свою очередь, зависят от координаты x, то
dρ_п/dx = (dρ_п/dT)(dT/dx) = (dρ_п/dT) (b_t/L_s), и учитывая, что отношение указанных функций φ(Т) = u_п(Т)/v_п(Т) также зависит от температуры, уравнение для плотности пара при условии стационарного процесса переписывают в виде:

где функция φ(Т) также аппроксимируется параболой:

с относительной погрешностью температурной зависимости в интересующем диапазоне не хуже 1% (см. Фиг. 7), где а_f = -0,5524·10^-3; b_f = 0,2717515; c_f, = -24,13 445.

При этих условиях решение уравнения для пара, определяющее его плотность, принимает вид:

где α = L_s/[b_t·(L_s - L₀)].

Для оценки начальной плотности пара ρ_п(Т₀) T₀(°K) используют уравнение Клапейрона – Менделеева и данными рис. 4, что дает ρ_п(Т₀) = P(T₀+273)/RT₀ = 4,135 кг/м³. Таким образом, для x = L₀ в соответствии с Т(x) = T₀ + b_tx/L_s и решением уравнения для пара, получают выражение для значения плотности пара ρ_п(L₀) в пограничной области, что позволяет записать окончательное уравнение для граничного условия в области x_L ≡ L₀ и, в конечном итоге, значение параметра L₀, определяющего координату x возможной протечки в паропроводе парогенератора выражают как:

Температурная зависимость функций u_п(Т), v_п(Т) и их отношения φ(Т) = u_п(Т)/v_п(Т) в диапазоне 170 ≤ Т ≤ 290 °С приведены на Фиг. 8, 6, 7 соответственно.

Из Фиг. 8 следует, что рост температуры определяет две области, в которых скорости генерации пара существенно различаются. В диапазоне температур 30 ≤ Т ≤ 240 °С скорость генерации с ростом температуры растет, достигая своего максимума, а затем уменьшается, что обусловлено резким спадом удельной теплоты парообразования воды Λ(T) в области температур 230 ≤ Т ≤ 380 °С (см. Фиг. 5). Поэтому наиболее значимой областью генерации пара из выделенной области температур является диапазон 440-530 °K (167-257 °С).

Далее вычисляют интеграл от скорости парообразования u_п(Т), значение которого находят, используя аппроксимацию параболой указанную кривую (см. Фиг. 8) в интересующем диапазоне температур 170 ≤ Т ≤ 290 °С. Чтобы упростить вычисления находят коэффициенты a_п = -0,7921; b_п=401,0046; c_п = -37083,2407, что позволяет провести расчет с точностью не хуже 1% и получить расчетную функцию:

.

Решение уравнения для граничного условия в области x = L₀ находят графическим методом, строя графики зависимостей функций левой: U_l(L₀) и правой U_r(L₀) его частей, определяемых соответственно выражениями:

Функция U_r(L₀) представляет собой, практически, постоянную, зависящую от параметра давления воды P_гр. Поэтому абсцисса точки пересечения графиков и определяет величину параметра L₀ – длину водного участка парогенератора 1.

Результаты расчетов для парогенераторов 1, различающихся общей длиной L_s, приведены на Фиг. 9, на которой кривые 1, 2, 3 определяют зависимость функции U_l(L₀) при P_гр= 6,4 МПа и общей длине парогенератора 1 L_s равной 20 м (кривая 1), 15 м (кривая 2) и 10 м (кривая 3), а функция U_r(L₀) (кривая 4) представляет собой величину, слабо изменяющуюся с ростом L₀ от 2,098·10⁷ (L₀ = 0,1) до 2,101·10⁷ (L₀ = 0,9063).

С ростом давления воды P_гр во втором контуре значение функции U_l(L₀) также увеличивается и, напротив, уменьшается с падением давления (см. Табл. 2), значение постоянной U_r(L₀) также изменяется соответствующим образом, но характер решения остается прежним. Изменение давления определяют его флюктуацией и составляет ±2,5% от 6,4х10⁶ Па.

Поскольку период полураспада ¹⁶N весьма мал, то при формулировке уравнения переноса радиоактивного азота ¹⁶N₇ по паропроводу 5 рассматривают его во времени, учитывая локальную генерацию в пограничной области вода-пар, уменьшение в результате радиоактивного распада и, кроме того, наличие радиоактивного азота в объёме пара, распространившегося в последнем в предыдущие моменты времени. При этом величину плотности пара определяют решением уравнения для плотности пара. Значение активности радиоактивного азота ¹⁶N, содержащегося в паровой фазе, и выходящего на турбину 2 Q_N(L), определяют путём её измерения на выходе за определённый промежуток времени τ_п, за который определяют и выход пара m_п (воды). Тогда отношение Q(L)/m_п(L) = α_N, определит размерный коэффициент α_N (Ки/кг), в области выхода пара на турбину 2, т.е. при x = L.

Генерация радиоактивного азота может быть представлена мощностью «вброса» ¹⁶N₇ в паровую фазу, которую определят следующим выражением:

P_в = Q_V G_N,

где G_N – секундный расход «вброса» [м³/с]; Q_V – объёмная активность радиоактивного азота [Ки/м³].

Если объёмную активность ¹⁶N₇ измерить на выходе из паропровода 5, то в его начальной точке (x = L₀), т.е. в области его генерации, значение начальной объёмной активности Q_А может быть найдено с поправкой на радиоактивный распад ¹⁶N₇. Секундный расход G_N «вброса» радиоактивного азота ¹⁶N в паровую фазу в пограничной области вода-пар представляет собой произведение площади пограничной области паропровода 5
S_пг = 2πR₀l_vr , где l_vr = ΔL₀ – ширина пограничной области вода-пар (см. Табл. 2), на скорость выхода радиоактивного азота из трещин U_г, являющейся искомой величиной:

G_N = 2πR₀l_vr U_г.

Если водо-паропровод изготовлен в виде спирали радиусом R_сп с шагом h_сп, то при длине пограничной области вода-пар равной ΔL₀, площадь этой области S_пг определится выражением: S_пг = (ΔL₀/h_сп)·4π²·R_сп(R_in+R_ex)/2, где R_in,R_ex – внутренний и внешний радиусы трубки водо-паропровода соответственно.

Величину l_vr оценивают по показанию расходомера, т.е. по величине продвижения «хода» воды в трубе водопровода 4 на его начальном участке при флуктуации в нём давления воды, которое также может быть найдено путем измерения давления воды по показанию манометра и использованием пр

Изобретение "СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОБЛАСТИ ПРОТЕЧКИ РАДИОАКТИВНОГО АЗОТА В ПАРОГЕНЕРАТОРАХ ЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ ТИПА КЛТ-40" (Елохин Александр Прокопьевич, Федорченко Станислав Николаевич) отмечено юбилейной наградой (25 лет Российской Академии Естествознания)
Медаль Альфреда Нобеля

Оформление наградных документов и заказ каталога