RU2206931C2 - Способ определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе - Google Patents
Способ определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе Download PDFInfo
- Publication number
- RU2206931C2 RU2206931C2 RU2001122354/06A RU2001122354A RU2206931C2 RU 2206931 C2 RU2206931 C2 RU 2206931C2 RU 2001122354/06 A RU2001122354/06 A RU 2001122354/06A RU 2001122354 A RU2001122354 A RU 2001122354A RU 2206931 C2 RU2206931 C2 RU 2206931C2
- Authority
- RU
- Russia
- Prior art keywords
- fuel
- fuel element
- temperature
- ventilation system
- fuel material
- Prior art date
Links
Images
Classifications
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
- Y02E30/30—Nuclear fission reactors
Landscapes
- Monitoring And Testing Of Nuclear Reactors (AREA)
Abstract
Изобретение относится к атомной энергетике, к созданию и наземной отработке вентилируемых твелов (в частности термоэмиссионных твэлов) в ядерных реакторах. При определении температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе измеряют тепловыделения в твэле и оценивают температуру оболочки твэла. Первоначально измеряют зависимость от времени тепловыделения q конденсата топливного материала, вышедшего через систему вентиляции, сконденсировавшегося вне твэла. По полученной зависимости оценивают для интересующего момента времени τ скорость изменения тепловыделения в конденсате топливного материала dq/dτ. Измеряют тепловыделение в твэле Q. Измеряют давление ГИД Р в системе вентиляции твэла. Оценивают максимальную температуру Т топливного материала в твэле из выражения
T=(M•dq/dτ•P•R/(A•(q+Q)•exp(-B/T)))2,
а оценку температуры оболочки твэла Tоб определяют из выражения
где M - первоначальная масса топливного материала в твэле, кг; R - суммарное сопротивление системы вентиляции, 1/м; A и B - коэффициенты, зависящие от вида топливного материала, A[кг2/(м2•с3•град1/2], B[град]; λ - коэффициент теплопроводности топливного материала, Вт/(м•град); Lc - длина сердечника твэла, м; ε - первоначальное относительное объемное содержание топливного материала в твэле; q[Вт], Q[Вт], τ[с], P[Па], Tоб[К], T[К]. При использовании изобретения повысится точность определения температуры оболочки твэла. 5 ил.
T=(M•dq/dτ•P•R/(A•(q+Q)•exp(-B/T)))2,
а оценку температуры оболочки твэла Tоб определяют из выражения
где M - первоначальная масса топливного материала в твэле, кг; R - суммарное сопротивление системы вентиляции, 1/м; A и B - коэффициенты, зависящие от вида топливного материала, A[кг2/(м2•с3•град1/2], B[град]; λ - коэффициент теплопроводности топливного материала, Вт/(м•град); Lc - длина сердечника твэла, м; ε - первоначальное относительное объемное содержание топливного материала в твэле; q[Вт], Q[Вт], τ[с], P[Па], Tоб[К], T[К]. При использовании изобретения повысится точность определения температуры оболочки твэла. 5 ил.
Description
Изобретение относится к атомной энергетике, к созданию и наземной отработке вентилируемых твэлов (в частности, термоэмиссионных твэлов) в ядерных реакторах. Система вывода газообразных продуктов деления (ГПД) из твэла позволяет существенно повысить ресурс его работы, особенно это касается высокотемпературных термоэмиссионных твэлов. Среди образующихся в топливном материале (ТМ) осколков деления порядка 25% составляют газообразные продукты деления Хе (~21%) и Кr (~4%), значительная часть которых вследствие их малой растворимости в решетке твердого тела выходит в свободный объем (поры, центральная газовая полость топливного сердечника). Накопление продуктов деления в ТМ приводит к увеличению его объема (распуханию). Радикальным способом увеличения ресурса работы твэла является специально организованный вывод ГПД за пределы твэла, при этом возникают специфичные проблемы:
1) обеспечение надежного вывода ГПД, которое решается либо путем создания топливной композиции со стабильной во времени открытой пористостью, обеспечивающей эффективный выход ГПД из ТМ в систему вентиляции, либо (в случае летучего топлива) путем создания специальных систем вывода ГПД - газоотводных устройств;
2) снижение выхода паров летучей топливной композиции через систему вентиляции.
1) обеспечение надежного вывода ГПД, которое решается либо путем создания топливной композиции со стабильной во времени открытой пористостью, обеспечивающей эффективный выход ГПД из ТМ в систему вентиляции, либо (в случае летучего топлива) путем создания специальных систем вывода ГПД - газоотводных устройств;
2) снижение выхода паров летучей топливной композиции через систему вентиляции.
Основные проблемы при создании реакторов связаны с разработкой надежного и длительно работающего твэла. Для термоэмиссионного твэла источник тепла (собственно твэл) объединен с термоэмиссионным преобразователем. Такой твэл по аналогии с тепловыделяющими сборками (ТВС) обычных реакторов называют электрогенерирующей сборкой (ЭГС) или электрогенерирующим каналом (ЭГК). Обычно ЭГС состоит из последовательно соединенных электрогенерирующих элементов (ЭГЭ), в которых собственно и совершается полный цикл преобразования энергии.
Для оценки работоспособности и прогнозирования ресурса работы твэлов необходимо знать температуру оболочки твэла, т.к. эта характеристика определяющим образом влияет на совместимость материала оболочки твэла с ТМ, на прочностные характеристики материала оболочки твэла. Кроме того, для термоэмиссионных твэлов температура эмиттерной оболочки твэла определяющим образом влияет на энергетические характеристики (плотность электрической мощности, КПД) ЭГЭ [1]. Как правило, экспериментальная отработка твэлов проводится в петлевых каналах исследовательских ядерных реакторов [1,2].
Непосредственное измерение температуры оболочки твэла, особенно температуры эмиттерной оболочки термоэмиссионного твэла в составе многоэлементной ЭГС, связано с чрезвычайными технологическими трудностями [3].
Известны способы определения температуры оболочки твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе, например, методом реперной точки [3] или определение температуры эмиттерной оболочки твэла по его электрическому сопротивлению [4]. Эти способы имеют ряд недостатков. Метод реперной точки, хотя и является экспериментальным методом, требует предварительных достаточно трудоемких экспериментальных или расчетных исследований, оправданных при проведении испытаний серии однотипных ЭГС. Из-за технологических сложностей и тяжелых условий работы часто наблюдаются относительно нестабильная работа и быстрый выход из строя высокотемпературных термопар, устанавливаемых на эмиттерной оболочке термоэмиссионного твэла [3]. Контроль температуры эмиттерной оболочки твэла по его электрическому сопротивлению при петлевых испытаниях ограничен только одноэлементными ЭГС, работающими только в вакуумном режиме, хотя основным энергетическим режимом работы, на котором проводятся все реакторные испытания термоэмиссионных твэлов, является дуговой (разрядный) режим [5]. Кроме того, при петлевых испытаниях однотвэльных ЭГС в вакуумном режиме погрешность контроля температуры эмиттерной оболочки твэла этим методом также невысока [4].
Наиболее близким к изобретению по технической сущности является способ определения температуры оболочки твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе, включающий измерение плотности тепловыделения в ТМ, оценку температуры оболочки твэла методом теплового баланса, приведенным для случая термоэмиссионного твэла в [6]. В общем случае температура эмиттерной оболочки твэла (Тоб) может быть найдена из решения относительно Toб уравнения теплового баланса элементарного участка эмиттерной оболочка твэла
где Тоб - температура оболочки твэла;
qF - плотность теплового потока, поступающего на эмиттерную оболочку термоэмиссионного твэла из ТМ;
εпр(Tоб) - зависящий от Тоб приведенный коэффициент теплового излучения электродной пары эмиттер-коллектор;
σ - постоянная Стефана-Больцмана;
Тc - температура коллектора;
λCs - теплопроводность цезиевого пара;
L - межэлектродный зазор;
j - плотность тока;
qe - тепловой поток, уносимый с эмиттера током, равным 1 A.
где Тоб - температура оболочки твэла;
qF - плотность теплового потока, поступающего на эмиттерную оболочку термоэмиссионного твэла из ТМ;
εпр(Tоб) - зависящий от Тоб приведенный коэффициент теплового излучения электродной пары эмиттер-коллектор;
σ - постоянная Стефана-Больцмана;
Тc - температура коллектора;
λCs - теплопроводность цезиевого пара;
L - межэлектродный зазор;
j - плотность тока;
qe - тепловой поток, уносимый с эмиттера током, равным 1 A.
Основным недостатком метода теплового баланса является невысокая точность вычисления температуры оболочки твэла в основном вследствие существенной зависимости результатов от большого числа контролируемых параметров (qF, εпр, Тc, λCs, L, j qe), которые во время экспериментов определяются или известны с большой погрешностью [6]. В результате погрешность определения Тоб по (1) достаточно велика.
Техническим результатом, достигаемым при использовании изобретения, является повышение точности определения температуры оболочки твэла.
Указанный технический результат достигается в способе определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе, включающем измерение тепловыделения в твэле и оценку температуры оболочки твэла, первоначально измеряют зависимость от времени тепловыделения q конденсата топливного материала, вышедшего через систему вентиляции и сконденсировавшегося вне твэла, по этой зависимости оценивают для интересующего момента времени τ скорость изменения тепловыделения в конденсате топливного материала dq/dτ, измеряют тепловыделение в твэле Q, измеряют давление ГПД Р в системе вентиляции твэла, оценивают максимальную температуру Т топливного материала в твэле из выражения
Т = (M•dq/qτ•P•R/(A•(q+Q)•exp(- В/Т)))2, (2)
а оценку температуры оболочки твэла Тоб определяют из выражения
где М - первоначальная масса топливного материала в твэле, кг;
R - суммарное сопротивление системы вентиляции, 1/м;
А и В - коэффициенты, зависящие от вида топливного материала А [кг2/(м2•с3•град1/2)], В[град];
λ - коэффициент теплопроводности топливного материала, Вт/(м•град);
Lc - длина сердечника твэла, м;
ε - первоначальное относительное объемное содержание топливного материала в твэле;
q[Вт]; Q[Вт]; τ[с]; Р[Па]; Тоб[К]; Т[К].
Т = (M•dq/qτ•P•R/(A•(q+Q)•exp(- В/Т)))2, (2)
а оценку температуры оболочки твэла Тоб определяют из выражения
где М - первоначальная масса топливного материала в твэле, кг;
R - суммарное сопротивление системы вентиляции, 1/м;
А и В - коэффициенты, зависящие от вида топливного материала А [кг2/(м2•с3•град1/2)], В[град];
λ - коэффициент теплопроводности топливного материала, Вт/(м•град);
Lc - длина сердечника твэла, м;
ε - первоначальное относительное объемное содержание топливного материала в твэле;
q[Вт]; Q[Вт]; τ[с]; Р[Па]; Тоб[К]; Т[К].
При изготовлении твэлов ядерное горючее образует топливный блок. В случае использования мало летучего топлива (например, UC) или эксплуатации твэла в условиях температур, когда летучесть ТМ невысока, система вентиляции для таких твэлов, как правило, выполнена в виде центрального канала, пронизывающего топливный блок на всю длину твэла. В случае высокотемпературных твэлов с использованием летучего ТМ (например, UO2) система вентиляции для таких твэлов, как правило, выполнена в виде специального газоотводного устройства, состоящего из центральной осесимметричной трубки с капиллярным наконечником, значительно снижающим выход паров ТМ из твэла. При использовании выражений (2) и (3) считаем, что ТМ контактирует с оболочкой твэла, т.е. температура внешней поверхности топливного блока и температура оболочки твэла считаются одинаковыми.
На фиг 1 и 2 схематично представлены основные конструкционные варианты общих видов вентилируемых твэлов, в которых может быть реализован данный способ. На фиг. 3 схематично изображен ядерный реактор, где отрабатывается вентилируемый твэл. На фиг.4 и 5 приведены графики, поясняющие способ.
На фиг. 1-3 обозначено: 1 - твэл, 2 - оболочка, 3 - топливный материал (ТМ), 4 - топливный блок, 5 - система вентиляции, 6 - конденсат ТМ, 7 - подложка, 8 - камера для конденсата ТМ, 9 - датчик тепловой мощности, выделяемой в конденсате ТМ, 10 - датчик тепловой мощности, выделяемой в твэле, 11 - трубка, 12 -капиллярный наконечник, 13 - активная зона, 14 - реактор, 15 - датчик давления ГПД, 16 - резервуар-отстойник ГПД, 17 - ячейка реактора. На фиг.1 система вентиляции 5 выполнена в виде специального газоотводного устройства, состоящего из центральной осесимметричной трубки 11 с капиллярным наконечником 12. На фиг.2 система вентиляции 5 выполнена в виде центрального канала, пронизывающего топливный блок 4 на всю длину твэла 1.
Способ реализуется следующим образом.
Вентилируемый твэл 1 с устройствами регистрации (датчиком тепловой мощности 9, выделяемой в конденсате 6 ТМ, вышедшего за пределы твэла 1, датчиком тепловой мощности 10, выделяемой ТМ 3 в твэле 1) помещают в ячейку 17 активной зоны 13 ядерного реактора 14. В процессе работы реактора 14 в твэле 1 происходит деление ядерного горючего в ТМ 3 с выделением тепловой энергии и образованием газообразных осколков деления, выходящих через систему вентиляции 5 за пределы твэла 1 и реактора 14 в резервуар-отстойник ГПД 16. Одновременно с ГПД через систему вентиляции 5, а именно или через центральный канал 5 (фиг.2), или через капиллярный наконечник 12 и осесимметричную трубку 11 (фиг.1) выходят молекулы ТМ 3, диффундирующие в парогазовой среде, состоящей из ГПД и ТМ, в камеру 8, и конденсируются на "холодную" подложку 7, образуя конденсат 6. С помощью датчика тепловой мощности 9, в качестве которого может быть использован секционированный калориметр интегрального теплового потока [7] , измеряют зависимость от времени тепловыделения q в конденсате 6. По этой зависимости, в интересующий нас момент времени τ, оценивают скорость изменения тепловыделения dq/dτ в конденсате 6. Регистрируют датчиком тепловой мощности 10 тепловыделение Q в твэле 1. С помощью датчика давления 15, установленного на выходе ГПД из системы вентиляции, фиксируют давление ГПД Р. Зная вид ТМ 3, первоначальную массу ТМ 3 в твэле 1 М и суммарное сопротивление системы вентиляции 5 R, оцениваем максимальную температуру Т ТМ 3 в топливном блоке 4 твэла 1 из выражения (2). Зная длину сердечника твэла 1 Lc, первоначальное относительное объемное содержание TМ 3 в твэле 1 ε, оцениваем температуру оболочки 2 твэла 1 Тоб из выражения (3).
Приведем вывод выражений (2) и (3), используя явление диффузии молекул ТМ в одномерном случае в двухкомпонентной системе (ГПД и пары ТМ), описываемое первым законом Фика [8]. Предполагается, что система вентиляции твэла выполнена так, что не допускает конденсации молекул ТМ внутри нее или эта конденсация пренебрежимо мала и не влияет на работоспособность системы вентиляции.
В этом случае первый закон Фика можно записать в виде
J = -D•μ•(nвых-n0)/R, (4)
где J - скорость выноса ТМ, вышедшего из вентилируемого твэла; D - коэффициент диффузии молекул ТМ в парогазовой смеси ГПД и молекул ТМ; μ - молекулярная масса ТМ; nвых - концентрация ТМ на выходе из системы вентиляции твэла; no - максимальная концентрация молекул ТМ в твэле; R - суммарное сопротивление системы вентиляции.
J = -D•μ•(nвых-n0)/R, (4)
где J - скорость выноса ТМ, вышедшего из вентилируемого твэла; D - коэффициент диффузии молекул ТМ в парогазовой смеси ГПД и молекул ТМ; μ - молекулярная масса ТМ; nвых - концентрация ТМ на выходе из системы вентиляции твэла; no - максимальная концентрация молекул ТМ в твэле; R - суммарное сопротивление системы вентиляции.
В случае выполнения системы вентиляции в виде осесимметричного канала в TМ, как показано на фиг.2 в первом приближении, можно считать
R = Lс/(2π•Rв 2). (5)
В случае выполнения системы вентиляции в виде центральной осесимметричной трубки с капиллярным наконечником (фиг.1)
R = l1/(π•r1 2) + l2/(π•r2 2). (6)
В первом приближении коэффициент диффузии D молекул ТМ для неравновесной стационарной парогазовой смеси молекул ТМ и ГПД (в основном Хе [9] вычисляется по формуле [10]
D = u•λ*/3, (7)
где u - средняя скорость теплового движения молекул TМ;
λ* - средняя длина свободного пробега молекул ТМ.
R = Lс/(2π•Rв 2). (5)
В случае выполнения системы вентиляции в виде центральной осесимметричной трубки с капиллярным наконечником (фиг.1)
R = l1/(π•r1 2) + l2/(π•r2 2). (6)
В первом приближении коэффициент диффузии D молекул ТМ для неравновесной стационарной парогазовой смеси молекул ТМ и ГПД (в основном Хе [9] вычисляется по формуле [10]
D = u•λ*/3, (7)
где u - средняя скорость теплового движения молекул TМ;
λ* - средняя длина свободного пробега молекул ТМ.
Скорость u определим из выражения, приведенного в [11], а λ* - из выражения, приведенного в [12] , считая, что ГПД состоят в основном из Хе, как следует из [9]
u=(8•k•Т/(π•μ))1/2, (8)
λ* = k•T/(π•((d+dXe)/2)2•(1+μ/μXe)1/2•P), (9)
где k - постоянная Больцмана;
Т - температура;
d, dXe - диаметры молекул ТМ и Хе соответственно;
μ, μXe - молекулярные массы молекул ТМ и Хе соответственно;
Р - давление ГПД.
u=(8•k•Т/(π•μ))1/2, (8)
λ* = k•T/(π•((d+dXe)/2)2•(1+μ/μXe)1/2•P), (9)
где k - постоянная Больцмана;
Т - температура;
d, dXe - диаметры молекул ТМ и Хе соответственно;
μ, μXe - молекулярные массы молекул ТМ и Хе соответственно;
Р - давление ГПД.
Зная плотность ТМ ρ, определить d можно из соотношения d=1,122•(μ/ρ)1/3 [13], а dXe - из [14].
Учитывая экспоненциальную зависимость давления пара Ртм от температуры Т для широкого класса ТМ [15,16], можно записать
Ртм =А*•ехр(-В/Т), (10)
где А* и В - коэффициенты, зависящие от вида ТМ.
Ртм =А*•ехр(-В/Т), (10)
где А* и В - коэффициенты, зависящие от вида ТМ.
Откуда выражение для максимальной концентрации ТМ в твэле с учетом соотношения P=nkT из [17] можно записать в виде
no = A*•exp(-B/T)/(k•Т).
no = A*•exp(-B/T)/(k•Т).
Учитывая, что температура подложки, на которой происходит конденсация ТМ, вышедшего из твэла, намного меньше максимальной температуры ТМ в твэле, и с учетом (11) - экспоненциальной зависимости концентрации молекул ТМ от температуры
nо >> nвых. (12)
Учитывая вышесказанное, подставляем в (4) выражения (7) и (11) с учетом (8), (9), (12), получаем зависимость
J=A•T1/2•exp(-B/T)/(P•R), (13)
где коэффициент А зависит от вида ТМ и определяется из выражения
Учитывая, что скорость выноса ТМ из вентилируемого твэла пропорциональна скорости изменения тепловыдедения в конденсате ТМ на подложке в камере для конденсата ТМ, можно записать выражение для J в виде
J = M/(q+Q)•dq/dτ, (15)
где отношение первоначальной массы ТМ в твэле к суммарному тепловыделению от этой массы является коэффициентом пропорциональности.
nо >> nвых. (12)
Учитывая вышесказанное, подставляем в (4) выражения (7) и (11) с учетом (8), (9), (12), получаем зависимость
J=A•T1/2•exp(-B/T)/(P•R), (13)
где коэффициент А зависит от вида ТМ и определяется из выражения
Учитывая, что скорость выноса ТМ из вентилируемого твэла пропорциональна скорости изменения тепловыдедения в конденсате ТМ на подложке в камере для конденсата ТМ, можно записать выражение для J в виде
J = M/(q+Q)•dq/dτ, (15)
где отношение первоначальной массы ТМ в твэле к суммарному тепловыделению от этой массы является коэффициентом пропорциональности.
Подставляя (15) в (13), можно получить выражение для скорости изменения тепловыделения в ТМ, вышедшем из твэла и сконденсировавшемся на подложке
dq/dτ = (q+Q)/M•A•T1/2•exp(- B/T)/(P•R), (16)
а также выражение (2) для определения максимальной температуры в твэле
Т = (M•dq/dτ•P•R/(A•(q + Q)•exp(- В/Т)))2.
dq/dτ = (q+Q)/M•A•T1/2•exp(- B/T)/(P•R), (16)
а также выражение (2) для определения максимальной температуры в твэле
Т = (M•dq/dτ•P•R/(A•(q + Q)•exp(- В/Т)))2.
Предполагаем, что ТМ имеет вид полого цилиндрического топливного блока, как показано на фиг.1 и 2. Используем соотношение для расчета температурного поля полого цилиндрического топливного блока с источниками тепла, охлаждаемого с наружной поверхности, приведенное в [18]
t(r)=qv•Rн 2•((Rн 2-r2)/Rн 2+(Rв/Rн)2•ln(r/Rн)2)/(4•λ)+Toб,
(l7)
где qv - плотность объемного тепловыделения в ТМ твэла;
r - текущий радиус, Rн и Rв - соответственно радиусы наружной и внутренней поверхностей полого цилиндрического топливного блока; λ - теплопроводность ТМ; Тоб - температура на наружной поверхности цилиндрического топливного блока, равная температуре оболочки твэла.
t(r)=qv•Rн 2•((Rн 2-r2)/Rн 2+(Rв/Rн)2•ln(r/Rн)2)/(4•λ)+Toб,
(l7)
где qv - плотность объемного тепловыделения в ТМ твэла;
r - текущий радиус, Rн и Rв - соответственно радиусы наружной и внутренней поверхностей полого цилиндрического топливного блока; λ - теплопроводность ТМ; Тоб - температура на наружной поверхности цилиндрического топливного блока, равная температуре оболочки твэла.
Из выражения (17) определим максимальную температуру в топливном блоке, соответствующую температуре на ее внутренней поверхности при r = Rв.
T=qv•Rн 2•((Rн 2-Rв 2)/Rн 2+(Rв/Rн) 2• ln(Rв/Rн)2)/(4•λ)+Тоб. (18)
Введем замену
qv=ρ•(q+Q)/M, (19)
где ρ - плотность TМ; М-первоначальная масса ТМ в твэле; Q и q - тепловыделения в твэле и в конденсате ТМ соответственно.
Введем замену
qv=ρ•(q+Q)/M, (19)
где ρ - плотность TМ; М-первоначальная масса ТМ в твэле; Q и q - тепловыделения в твэле и в конденсате ТМ соответственно.
Очевидно масса TМ в твэле M-m=π•(Rн 2-Rв 2)•Lc•ρ, (20)
где масса вышедшего из твэла ТМ m=М/(q+Q)•q. (21)
Из (20) получаем (Rн 2-Rв 2)/Rн 2=(М-m)/(π•Rн 2•Lc•ρ, (22)
и (Rв/Rн)2=1-(М-m)/(π•Rн 2•Lc•ρ. (23)
Выражение (22) представляет текущее значение относительной объемной доли ТМ в твэле. Подставляя (19), (22) и (23), с учетом (21) и ранее найденного значения максимальной температуры ТМ Т из (2), в (18) получаем выражение (3) для определения температуры оболочки вентилируемого твэла
В качестве примера рассмотрим использование способа определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе, где в качестве ТМ возьмем диоксид урана, а система вентиляции выполнена в виде центральной осесимметричной трубки с капиллярным наконечником, как показано на фиг.1.
где масса вышедшего из твэла ТМ m=М/(q+Q)•q. (21)
Из (20) получаем (Rн 2-Rв 2)/Rн 2=(М-m)/(π•Rн 2•Lc•ρ, (22)
и (Rв/Rн)2=1-(М-m)/(π•Rн 2•Lc•ρ. (23)
Выражение (22) представляет текущее значение относительной объемной доли ТМ в твэле. Подставляя (19), (22) и (23), с учетом (21) и ранее найденного значения максимальной температуры ТМ Т из (2), в (18) получаем выражение (3) для определения температуры оболочки вентилируемого твэла
В качестве примера рассмотрим использование способа определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе, где в качестве ТМ возьмем диоксид урана, а система вентиляции выполнена в виде центральной осесимметричной трубки с капиллярным наконечником, как показано на фиг.1.
Примем: ε=0,7; λ=2,5 Вт/(м•град); Lc=4•10-2м; М=3•10-2кг.
Принимая l1=4•10-3м; r1=5•10-5м; l2=1,6•10-2м; r2=10-зм, из (6) определим R≈5,14•105 1/м.
Найдем коэффициенты A и B для диоксида урана. Преобразуем уравнение равновесия между паровой и адсорбированной фазой стехиометричного диоксида урана, приведенного в [16],
lgP[мм рт.ст.] = -32258/Т +12,183
к виду (10) с учетом Международной системы единиц,
Р[Па]=2,027•1014• ехр (-74277/Т).
lgP[мм рт.ст.] = -32258/Т +12,183
к виду (10) с учетом Международной системы единиц,
Р[Па]=2,027•1014• ехр (-74277/Т).
Откуда А*= 2,027•1014 Па; В=74277 град. Из выражения (14) находим значение коэффициента А= 2,9•108 кг2/(м2•с3•град1/2), где d=3,84•10-10м, dXe= 4,36•10-10 м.
По показаниям датчика тепловой мощности, выделяемой в конденсате ТМ, строим зависимость тепловой мощности q от времени, как показано на фиг.4. Для интересующего нас момента времени τ определяем скорость изменения тепловыделения dq/dτ в конденсате топлива; положим, что dq/dτ = 10-7Вт/с, q=10 Вт. Измеряем тепловыделение в твэле (положим, что Q=990 Вт) с помощью датчика тепловой мощности. Измеряем давление ГПД в системе вентиляции твэла, регистрируемое с помощью датчика давления; положим Р=103 Па. Оцениваем максимальную температуру T из (2), используя обратную функцию (16). Построив зависимость dq/dτ от Т из фиг.5, оцениваем Т=2500 К. Откуда из (3) оцениваем температуру оболочки твэла Toб= 2124 K.
ЛИТЕРАТУРА
1. В. В. Синявский. Методы определения характеристик термоэмиссионных твэлов. М.: Энергоатомиздат, 1990, с. 73.
1. В. В. Синявский. Методы определения характеристик термоэмиссионных твэлов. М.: Энергоатомиздат, 1990, с. 73.
2. А. Г. Самойлов. Тепловыделяющие элементы ядерных реакторов. М.: Энергоатомиздат, 1985, с.150.
3. [1], с.77, 78, 79.
4. [1], с.80, 81.
5. Синявский В. В. и др. Проектирование и испытания термоэмиссионных твэлов. М.: Атомиздат, 1981, с.7.
6. [1], с.81, 86.
7. [1], с.48.
8. Яворский Б.М., Детлаф A.Н. Справочник по физике. М.: Из-во "Наука", 1971, с.211.
9. Дегальцев Ю.Г., Пономарев-Степной Н.Н., Кузнецов В.Ф. Поведение высокотемпературного ядерного топлива при облучении. М.: Энергоатомиздат, 1987, с. 15.
10. [8], с.213.
11. [8], с.207.
12. С. Дэшман. Научные основы вакуумной техники. М.: Мир, 1964, с.68.
13. [12], с.42.
14. Физические величины, справочник под ред. И.С. Григорьева, Е.З. Мейлихова. М., Энергоатомиздат, 1991 (табл. Менделеева.).
15. Котельников Р. Б. и др. Высокотемпературное ядерное топливо. Изд. 2-е. М., Атомиздат, 1978, с.40.
16. Горбань Ю.А. и др. Исследование испарения двуокиси и карбидов урана. Атомная энергия, 1967, т.22, вып.6, с.465-467.
17. [12], с. 12.
18. Займовский А. С. и др. Тепловыделяющие элементы атомных реакторов, М., Госатомиздат, 1962 г., с.355.
Claims (1)
- Способ определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе, включающий измерение тепловыделения в твэле и оценку температуры оболочки твэла, отличающийся тем, что первоначально измеряют зависимость от времени тепловыделения q конденсата топливного материала, вышедшего через систему вентиляции и сконденсировавшегося вне твэла, по этой зависимости оценивают для интересующего момента времени τ скорость изменения тепловыделения в конденсате топливного материала dq/dτ, измеряют тепловыделение в твэле Q, измеряют давление ГПД Р в системе вентиляции твэла, оценивают максимальную температуру Т топливного материала в твэле из выражения
Т = (M•dq/dτ•P•R/(A•(q + Q)•exp(- В/Т)))2,
а оценку температуры оболочки твэла Тоб определяют из выражения:
где М - первоначальная масса топливного материала в твэле, кг;
R - суммарное сопротивление системы вентиляции, 1/м;
А и В - коэффициенты, зависящие от вида топливного материала А[кг2/(м2•с3•град1/2)], В [град];
λ - коэффициент теплопроводности топливного материала, Вт/(м град);
Lc - длина сердечника твэла, м;
ε - первоначальное относительное объемное содержание топливного материала в твэле; q[Bт], Q[Вт], τ[с], Р[Па], Тоб, T[K].
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
RU2001122354/06A RU2206931C2 (ru) | 2001-08-08 | 2001-08-08 | Способ определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
RU2001122354/06A RU2206931C2 (ru) | 2001-08-08 | 2001-08-08 | Способ определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
RU2001122354A RU2001122354A (ru) | 2003-04-20 |
RU2206931C2 true RU2206931C2 (ru) | 2003-06-20 |
Family
ID=29210206
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
RU2001122354/06A RU2206931C2 (ru) | 2001-08-08 | 2001-08-08 | Способ определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
RU (1) | RU2206931C2 (ru) |
-
2001
- 2001-08-08 RU RU2001122354/06A patent/RU2206931C2/ru not_active IP Right Cessation
Non-Patent Citations (1)
Title |
---|
СИНЯВСКИЙ В.В. Методы определения характеристик термоэммиссионных твэлов. - М.: Энергоатомиздат, 1990, с.81, 86. * |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
Deissler et al. | An investigation of effective thermal conductivities of powders in various gases | |
Sepold et al. | Reflooding experiments with LWR-type fuel rod simulators in the QUENCH facility | |
Shrivastava et al. | Determination of diffusion coefficients of hydrogen and deuterium in Zr–2.5% Nb pressure tube material using hot vacuum extraction-quadrupole mass spectrometry | |
Elford et al. | The drift velocity of electrons in carbon dioxide at temperatures between 193 and 573 K | |
Trabold et al. | Use of neutron imaging for proton exchange membrane fuel cell (PEMFC) performance analysis and design | |
RU2206931C2 (ru) | Способ определения температуры оболочки вентилируемого твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе | |
RU2228549C1 (ru) | Способ определения тепловыделения в твэле при отработке в петлевом канале ядерного реактора | |
Kano et al. | Spectroscopic Measurement of Electron Temperature and Density in an Argon Plasma Jet Based on Collisional‐Radiative Model | |
RU2070754C1 (ru) | Способ определения максимальной температуры окисного топлива в сердечнике вентилируемого твэла термоэмиссионного элемента | |
RU2198437C2 (ru) | Способ определения температуры оболочки твэла при экспериментальной отработке в ядерном реакторе и устройство для его реализации | |
RU2069918C1 (ru) | Способ определения коэффициента теплопроводности оксидного топливного материала для вентилируемого твэла | |
Takao et al. | A system for measurement of sub‐parts‐per‐trillion helium in solids | |
RU2177182C1 (ru) | Способ определения максимальной температуры топливного материала в твэле атомного реактора | |
RU2198438C2 (ru) | Способ определения скорости выноса топливного материала из вентилируемого твэла | |
JP4585333B2 (ja) | 水素濃度計 | |
Grujicic et al. | Experimental investigation and modeling of effective thermal conductivity and its temperature dependence in a carbon-based foam | |
Pelc et al. | In vacuo reduction of silver orthophosphate with graphite for high‐precision oxygen isotope analysis | |
Hunter | Effect of fission recoil fragments on the thermal conductivity of graphite | |
Yasuno et al. | Doppler coefficient measurements in FCA | |
RU2223559C2 (ru) | Способ ресурсных испытаний термоэмиссионного электрогенерирующего элемента с вентилируемым топливно-эмиттерным узлом | |
RU1803939C (ru) | Способ определени межэлектродного зазора элементов при петлевых ресурсных испытани х электрогенерирующего канала | |
RU2086033C1 (ru) | Способ определения скорости выноса оксидного топлива через систему вентиляции топливно-эмиттерного узла термоэмиссионного электрогенерирующего канала | |
RU2673061C1 (ru) | Способ прогнозирования работоспособности термоэмиссионного электрогенерирующего элемента с вентилируемым твэлом | |
Springer et al. | A Measurement of the Doppler Effect in Thorium in a Fast Neutron Energy Spectrum with a Median Fission Energy of 190 kev | |
Rutherford et al. | Production of uranium and thorium ions by charge transfer from 0+, N+, N+ 2, and CO+ 2 |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
MM4A | The patent is invalid due to non-payment of fees |
Effective date: 20040809 |