ВЛИЯНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ФАКТОРОВ НА ПОКАЗАТЕЛЬ

ВЛИЯНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ФАКТОРОВ НА ПОКАЗАТЕЛЬ ТЕПЛОВОЙ ИНЕРЦИИ
ТЕРМОПАР В КАНАЛАХ ТЕРМОКОНТРОЛЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ НА ВЫХОДЕ ИЗ КАССЕТ
ЭНЕРГОБЛОКА АЭС С ВВЭР
В.Б.Усачев, П.А.Зайцев, Г.Н.Мельников, С.В.Приймак
ФГУП «НИИ НПО «ЛУЧ»
г. Подольск, Московская обл.
Современное развитие ядерной энергетики всё в большей степени характеризуется
совершенствованием контрольных и диагностических систем обеспечения экономичной и
безопасной работы ядерных реакторов АЭС. Эти системы должны в реальном времени
фиксировать важные параметры реакторной установки [1].
Одним из основных параметров энергоблока является температура теплоносителя на выходе
из кассет. Допускаемая погрешность её измерения – 1К. Однако сегодня, при наличии
совершенных контактных термопреобразователей и вторичных приборов, нерешённой
проблемой в достижении требуемой точности измерений остаётся адекватный учёт качества
теплового контакта между чувствительным элементом термодатчика и термометрируемым
объектом [2].
Введение контроля качества теплового контакта термопар в измерительной позиции при их
периодической штатной замене рассматривается авторами как первый этап (уровень)
совершенствования метрологического обеспечения термоконтроля на АЭС. Задача второго
уровня - введение поправок на радиационный разогрев [3] и динамическую погрешность [4], что
обеспечит контроль запаса до кризиса теплообмена на основе анализа производных нарастания
температуры теплоносителя [5]. Сегодня эта задача актуальна в связи с выдвинутой в Росатоме
программой повышения мощности действующих АЭС и продления срока их эксплуатации [6].
Количественным выражением качества теплового контакта является показатель тепловой
инерции термопары в штатной позиции, который может в 4-5 раз различаться в положениях,
определенных по принятой терминологии, выражениями «досыл»-«недосыл». Для этой цели
применяют нагрев перемённым током порядка 0,2-0,6 А, широко используемый сегодня в
мировой практике реакторной термометрии [7].
В США такой метод (именуемый методом РСПТ – реакция на ступенчатое изменение
петлевого тока) бы применен в космическом корабле-челноке NACA, в твердотопливных
ракетных двигателях аэрокосмических кораблей для проверки качества крепления
термопреобразователей на ответственных узлах конструкции [8].
В настоящее время метод РСПТ применяется для проверки правильности установки
(достаточности погружения) термопреобразователей в термоканалы энергоблоков АЭС (рис.1)
[9].
Рис.1. Результаты испытаний РСПТ для проверки установки термопар в термоканалы АЭС
(США)
1
Технические условия эксплуатации термопары могут оказывать влияние на её тепловую
инерцию. В этой связи возникает вопрос о возможности экстраполяции данных измерений
показателя тепловой инерции, полученные при замене термопар, в условия работающего
реактора. В обоснование возможности такой экстраполяции выполнен комплекс исследований
влияния эксплуатационных факторов, моделируемых в лабораторных условиях, на показатель
тепловой инерции.
Очевидно, импульсный разогрев термопар током также может быть применен как один из
методов обнаружения и отбраковки дефектных экземпляров до их установки в канал
термоконтроля. Однако, при токовом тестировании термопары, установленной в канал,
необходимо обеспечить: во-первых, прецизионность измерений показателя тепловой инерции,
во-вторых, неизменность её характеристик после многократных импульсных воздействий током.
Эти требования предполагают обоснованность режима импульсного токового зондированиядлительности импульса тока и его амплитуды, а также достоверность информации о влиянии
импульсного токового разогрева термопары и её градуировочную характеристику.
Температура чувствительного элемента (горячего спая) термопары, установленной в объект
термоконтроля, в течение некоторого промежутка времени становится практически равной
температуре объекта. В этом случае, пренебрегая перепадом температуры по сечению рабочего
конца термопары, его температурный режим в процессе пропускания импульса электрического
тока и после его окончания описывается решением дифференциального уравнения
dT
q
 T  T0(t )  v (t )  (t  t имп   T0 (t ) ,
(1)
dt
Cv
где Т0 – начальная температура рабочего конца, равная температуре среды; qv- эффективное
значение удельного энерговыделения в материале рабочего конца термопары при пропускании
4
электрического тока через термоэлектроды;   эфф   , где αэфф – эффективное значение
dC
коэффициента теплопередачи по периметру рабочего конца термопары; d-диаметр термопары в
зоне чувствительного элемента; tимп – длительность импульса электрического тока; Θ (t) функция
Хевисайда (единичная ступенька); δ(t)-дельта-функция Дирака.
Из общего решения уравнения (1) следует, что разогрев рабочего конца термопары в
процессе пропускания тока соответствует выражению
q
T (t )  v (t )(1  e  t ) .
(2)
 Cv
Согласно выражению (2), в процессе пропускания тока температура рабочего конца
термопары возрастает по экспоненте, превышая в пределе, при t   , температуру среды на
величину
q
(3)
Tq v  v ,
 Cv
что соответствует методической погрешности за счет радиационного разогрева термопары в
стационарном режиме работы реактора [10]. Однако на практике, например, при периодической
штатной замене более двухсот термопар блока защитных труб (БЗТ) ВВЭР-440, увеличение
длительности тестирования каждой термопары приведет к задержке выхода реактора на
мощность и, следовательно, к снижению его коэффициента установленной мощности. Кроме
того, увеличение длительности импульса тока может привести к перегреву термоэлектродов и
разрушению их покрытий на участках, не контактирующих с теплоотводящими конструкциями.
В этой связи представляется целесообразным ограничить длительность импульса тока
показателем тепловой инерции (ε) термопары в измерительной позиции. Приняв в выражении (2)
t=ε, из условия λε=1 следует 1/λ=ε.
В таком случае амплитуду импульса тока (I) находим из соотношения


0,63·I2Rпог ε≤CпогΔT,
2
откуда получим
I
CпогT
0,63 Rпог
,
(4),
где Rпог–погонное омическое сопротивление термопары, Ом·м; , Cпог - погонная теплоемкость,
Дж/ (Кˑм), ΔT – допускаемая температура подогрева покрытий термоэлектродов,°С.
Экспериментальная отработка режима импульсного зондирования током проводилась с
помощью термопары типа ТХА-01.
Результаты измерений показателя тепловой инерции в серии тепловых зондирований
термопары при досыле, а также недосыле рабочего конца по посадочного гнезда имитатора
канала термоконтроля в диапазоне 5-25 мм приведены в табл. 1.
Таблица 1. Результаты измерений показателя тепловой инерции
Недосыл,
0
5
10
15
25
20
15
10
мм
ε, с
4
4
7
44
40
46
52
5
5
0
4
4
Исследования влияния импульсного токового разогрева термопары на её индивидуальную
статическую характеристику (ИСХ) проводились в режиме, по жесткости превышающем выше
обоснованный режим тестирования термопар при их перемонтаже на АЭС. Термопара типа ТХА01 подвергалась разогреву импульсами тока амплитудой 1,6 А, длительностью 20с с интервалом
времени между импульсами 25с в количестве 200 термоударов при температуре 300°С. При этом
амплитуда сигнала термопары достигала 1,2 мВ, что соответствует нагреву горячего спая на
~30°С.
В исходном состоянии, а также после серии 200 термоударов проводилось определение
индивидуальной статической характеристики термопары методом прямых измерений согласно
ГОСТ8.338-2002. Измерения термоЭДС проводились на сухоблочном калибраторе RТС-700В.
Приведенные на рис. 2 результаты показывают, что термоудары импульсами тока через
термоэлектроды в оптимальном режиме реализации метода зондирования не окажут влияния на
индивидуальную статическую характеристику термопары.
Рис. 2 Результаты градуировки термопары в исходном состоянии, а также после серии
токовых термоударов
3
Очевидно, что при неизменном положении термопары в канале термоконтроля условия
измерений показателя тепловой инерции в режимах до и после выхода реактора на мощность
отличаются в основном температурой среды в канале и интенсивностью теплоотвода с его
наружной поверхности. Остальные факторы остаются практически неизменными. Рассмотрим
последовательно влияние всей совокупности факторов на показатель тепловой инерции с
позиции возможности использования данных, полученных в процессе перемонтажа термопар,
для оценки методической погрешности в рабочем режиме реактора.
Влияние температуры воздуха в канале
Измерения показателя тепловой инерции термопары диаметром 3,65 мм, установленной в
канал с внутренним диаметром наконечника 4,0 мм, проводились в диапазоне температур от 20
до 300°С. Термометрическая сборка размещалась в вертикальной печи (внутренний диаметр
тигля 50мм) таким образом, чтобы участок термопары со стороны чувствительного элемента
(длиной не менее 20 её диаметров) находился в изотермической зоне. Температура
изотермической зоны измерялась с помощью хромель-алюмелевой термопары, которую можно
было перемещать для определения границ изотермичности. Отклонения температуры на краях
зоны не превышали 5 К.
Измерения ε при каждом уровне температуры проводились в двух положениях рабочего
конца термопары относительно посадочного гнезда наконечника канала: «досыл» и «недосыл» на
2 мм. Амплитуда импульса тока 1,7 А, длительность - 10 с. Результаты измерений приведены в
табл. 2.
Таблица 2. Результаты исследований зависимости показателя тепловой инерции от
температуры
Положение
Значение показателя тепловой инерции, с, при температуре, °С
рабочего конца
23
135
231
333
досыл
3,1
3,2
6,8
3,7
2,8
2,9
5,3
3,2
недосыл
25,7
26,8
25,7
24,6
19,7
22,1
21,7
23,1
Примечание: Значения ε в позициях «досыл» и «недосыл» получены обработкой разных
участков термограмм Т(t).
Полученные результаты допускают использование данных ε, определенных при установке
термопар в каналы термоконтроля БЗТ, для оценок систематических погрешностей измерения
температуры теплоносителя, вызванных радиационным разогревом термопар.
Влияние силы прижатия рабочего конца термопары к посадочному гнезду
наконечника канала теромоконтроля
Радиационный разогрев термопары, при заданном радиальном зазоре, может быть снижен
улучшением качества (площади) торцевого теплового контакта рабочего конца с посадочным
гнездом путем увеличения усилия их прижатия. Однако, в случае применения термопары с
утоненным рабочим концом (на такие термопары перешли производители по инициативе РНЦ
«Курчатовский институт») чрезмерное усилие прижатия может привести к её смятию в зоне
чувствительного элемента и повреждению последнего.
Влияние силы прижатия на качество торцевого контакта исследовано путем измерения
показателя тепловой инерции термопары при заданных значениях осевой нагрузки.
Исследования проведены с помощью устройства, конструктивная схема которого показана на
рис.3.
4
Рис. 3 Схема устройства для исследования влияния силы прижатия рабочего конца
термопары к посадочному гнезду наконечника канала термоконтроля
Измерения показателя тепловой инерции проводились в вариантах:
1) Термопара помещена в канал, торец которого упирается в медный цилиндр ;
2) Рабочий конец термопары упирается непосредственно в медный цилиндр.
Результаты исследований влияния силы прижатия рабочего конца термопары к посадочному
гнезду канала и к медному цилиндру в диапазоне 0-10 Н на показатель тепловой инерции
показаны на рис.4.
Рис. 4 Влияние силы прижатия на показатель тепловой инерции.
Таким образом, значения показателя тепловой инерции практически не изменяются в
диапазоне силы прижатия рабочего конца к посадочному гнезду от 0 до 10Н (отклонения
экспериментальных точек от усредняющей кривой не превышает 6%). В случае
непосредственного прижатия рабочего конца к медному цилиндру разброс экспериментальных
точек достигал 15% от среднего значения показателя тепловой инерции. Причем значения
последнего в отсутствие контакта практически не отличаются от значений при его наличии.
5
Влияние массогабаритных параметров переходных клемм
Необходимым условием адекватности переходный характеристики термопары процессу
охлаждения её рабочего конца является достаточная теплоемкость (массивность) и
теплопроводность клемм, соединяющих термоэлектроды с удлинительными проводами. В случае
недостаточной массивности происходит, одновременно с нагревом горячего спая, нагрев
холодных концов, искажающий переходную характеристику в течение всего процесса их
расхолаживания до исходной температуры.
Проверка соответствия клемм УКПТП критерию массивности проводилась сравнением
переходных характеристик при подаче одинаковых импульсов (ток 1,6А, длительность импульса
10с) через контрольное коммутирующие устройство (клеммы, заведомо отвечающие критерию
массивности – медь, размеры 5х30х40 мм), через сигнальные провода от внешнего разъема
УКПТП, а также через медные провода сечением 0,25 мм2, спаянные непосредственно с
термоэлектродами (термопара, изготовленная в РНЦ «Курчатовский институт»). Переходные
характеристик приведены на рис.5.
Рис. 5. Переходные характеристики термопар, термоэлекторлды которых соединены с
медными удлинительными проводами: 1-непосредственно пайкой; 2- через УКПТП; 3- через
контрольное коммутирующее устройство
Поведение характеристик, полученных пропусканием импульса тока через контрольное
коммутирующее устройство и через УКПТП, свидетельствует о соответствии клемм УКПТП
критерию массивности и, следовательно, о возможности измерения показателя тепловой инерции
термопары подключением к ней измерителя инерционности через УКПТП.
Экспресс-диагностика качества монтажа термопар в каналы термоконтроля.
Рассмотренному способу диагностики ввода рабочего конца термопары в наконечник канала
термоконтроля до его контакта с посадочным гнездом присущ тот недостаток, что вариации
показателей тепловой инерции различных термопар, вызванные, например, вариациями
внутренних диаметров наконечников вследствие биения сверла при изготовлении, не позволят
однозначно констатировать факт ввода и досыла рабочего конца до посадочного гнезда в случаях
аномально больших отклонений показателей тепловой инерции отдельных термопар.
В этой связи достаточно доказательным представляется способ, заключающийся в
регистрации, в процессе досыла рабочего конца до посадочного гнезда, сигнала термопары,
предварительно нагретой в недосланном положении. Результат такого способа показан на рис. 6.
Видно, что момент ввода рабочего конца в наконечник надежно фиксируется разрывом
производной по времени (изломом) переходной характеристики, что гарантирует достоверность
информации о нахождении рабочего конца термопары в штатной позиции.
6
Рис. 6. Диагностика ввода рабочего конца термопары, предварительно нагретого
положении «недосыл», в наконечник канала
в
Экспериментальные исследования точности методики определения методической
погрешности
Данные показателя тепловой инерции в измерительной позиции являются ключевыми в
обеспечении адекватного учета удельных значений радиационного тепловыделения и
теплоемкости в зоне чувствительного элемента термопары при оценке методической
погрешности ΔTqv.
Действительно, точность оценки погрешности ΔTqv по формуле (3) зависит , в том числе, от
точности определения входящих в неё параметров qv и Cv. Однако, рабочий конец термопары
является композицией различных элементов. Во-первых, сами термоэлектроды являются
сплавами различного химического состава, причем зачастую отличающегося от состава
защитного чехла, что приводит к образованию ещё более сложного сплава в результате их
совместного сваривания. Во-вторых, наличие изолирующего материала элементов в зоне спая
термоэлектродов вносит дополнительную неопределенность в удельное энерговыделение. В
результате, даже при наличии точных данных по удельному радиационному энерговыделению в
каждом из элементов, оценить с достаточной точностью эффективное удельное энерговыделение
композиции рабочего конца термопары практически невозможно. Не менее сложная задача
определения истинного значения изохорной теплоемкости единицы объёма композиции рабочего
конца термопары.
Таким образом, по данным самых точных измерений qv и Cv составляющих композиции
рабочего конца весьма сложно обеспечить высокую точность определения погрешности ΔTqv.
Отмеченное указывает на необходимость экспериментального подтверждения состоятельности
самой теоретически обоснованной методики определения ΔTqv, основанной на применении
формулы (3).
Исследование методики выполнено в эксперименте с использованием четырёхпроводной
термопары, где радиационный нагрев заменен электрическим пропусканием тока по двум
нагревным термоэлектродам. Такой способ впервые был предложен Ю.Л.Шаповаловым.
Технический подход проверки методики следует из анализа выражения (2). Его производная,
экстраполированная к моменту времени t=0, дает
dT qv
lim 

dt Cc
Учитывая, согласно вышеизложенному, что 1/λ=ε, преобразуем выражение (3) к виду
Tqvрасч 
dT
dt

(5)
t 0
Термограмма электрического разогрева и охлаждения четырехпроводной термопары
показана на рис.7. Экспериментальные значения ΔTqvэксп, соответствующие выражению (2) при
t   , и расчетные ΔTqvрасч., полученные по формуле (5), приведены в табл. 3.
7
ΔTqvэксп
dT
 tg
dt
α
ε
Рис.7. Термограмма электрического разогрева и охлаждения термопары
Таблица 3 Результаты отработки методики определения ΔTqv
Режим
dT/dt, К/мин ε, мин
ΔTqvрасч, К
ΔTqvэксп, К
измерений
Разогрев
2,1
5,7
12,0
13,0
Остывание
2,4
5,8
12,2
13,0
Разогрев
2,8
4,6
12,7
12,9
Остывание
2,5
5,5
13,7
12,9
δ (ΔTqv),%
7,7
6,1
2,1
6,2
Полученные результаты исследований методики определения ΔTqv свидетельствуют о её
эффективности в повышении точности измерения температуры теплоностителя энергоблока
АЭС с ВВЭР.
Заключение
В результате проведенных исследований установлено, что показатели тепловой инерции
термопар системы внутриреакторного контроля, полученные при их монтаже (замене),
допустимо использовать в прогнозных оценках температурных погрешностей, вызванных
радиационным разогревом (ΔTqv).
Пробные эксперименты по исследованию точности методики определения ΔTqv на основе
данных показателя тепловой инерции термопары в измерительной позиции подтвердили её
перспективность в повышении точности внутриреакторных измерений температуры.
8
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1 Горбунов Ю.С., Агеев А.Г., Корольков Б.М. Совершенствование систем контроля и управления
безопасной работы реакторной установки ВВЭР-1000 за счет использования дополнительного
способа определения тепловой мощности реактора по параметрам пара от парагенераторов. –
Тезисы докладов шестой международной научно-технической конференции. М., 2008, с.70-71.
2. Тимонин А.С., Цимбалов С.А. Качество установки внутриреакторных термопар в каналы
ВВЭР. – Атомная энергия, 1994, т.76, вып.3, с.227-229.
3 Тимонин А.С. Систематические погрешности при измерении температуры теплоносителя в
ВВЭР (радиационный разогрев).Измерительная техника, 1993, №5, с.51-53.
4.Приймак С.В., Алексеев С.В., Олейников П.П. и др. Динамические погрешности измерений
температуры теплоносителя ВВЭР. Атомная энергия, 2003, т.94, вып.3, с.191-195.
5. Рогов М.Ф., Мозуль И.А., Приймак С.В. и др. Проблемы реакторной термометрии.
Обеспечение внутризонных измерений температуры ВВЭР. Сборник докладов 3-его семинарасовещания по вопросам надежности контроля температуры на АЭС и промышленных
предприятиях отрасли, Труды семинара, НПО «ЛУЧ», г.Подольск, 2000г., с.53-55.
6. Шипка Юрай, Сланина Мартин, Ванго Петер. Оценка возможности “in-sity” диагностики
качества термического контакта термопар в сухих каналах на выходе из кассет. Международный
симпозиум «Измерения, важные для безопасности реакторов», Словакия, Смоленице, 2005.
7. Сорокин Н.М. Опыт эксплуатации АЭС концерна «РОСЭНЕРГОАТОМ». Обеспечение
безопасности и повышение эффективности атомной энергетики России.- Тезисы докладов
Шестой международной конференции. М., 2008, с. 5-7.
8.Hashemian, H.M., Shell, C.S., and C.N. Jones, New Instrumentation Technologies for Testing the
Bonding of Sensor to Solid Materials, National Aeronautics and Space Administration, Marshall Space
Flight Center NASA/CR-4744 (May 1996).
9.Хашемиан Х.М. Датчики технологических процессов: характеристики и методы повышения
надежности. М.:БИНОМ, 2008.
10. Приймак С.В., Федик И.И., Ляхов Д.М., Олейников П.П., Методические погрешности
внутриреакторных измерений температуры. – Атомная энергия, 1989, т.66, вып. 5, с. 308-311.
9