Учебная работа. Проект блоку АЕС з реактором ВВЕР-1000\nHome » Физика » Учебная работа. Проект блоку АЕС з реактором ВВЕР-1000\n8.5 Розрахунок сумарних річних експлуатаційних витрат, пов’язаних з виробництвом і відпуском електричної і теплової енергії\nоснова електроенергетики країни — Обєднана Енергетична Система (ОЕС), яка здійснює централізоване електрозабезпечення споживачів. ОЕС взаємодіє з енергетичними системами суміжних країн та забезпечує експорт та імпорт електроенергії. В міру обставин, які склалися на даний момент, головне базове навантаження в енергопроблемі несуть АЕС. Це зумовлено тим, що більшість ТЕС простоюють по причині відсутності палива. Централізоване виробництво електроенергії в ОЕС виконують 14 ТЕС, 8 ГЕС та 4 АЕС, які входять до складу Національної Атомної Енергогенеруючої Компанії (НАЕК) Енергоатом. Кількість АЕС становила пять, але в результаті виведення з експлуатації 15 грудня 2000 року ЧАЕС їхня кількість скоротилася до чотирьох. зараз в Україні діють 4 АЕС: Запорізька, Рівненська, Хмельницька та Южно-Українська. Співвідношення встановленої потужності з обємом виробництва е/е на АЕС України складає 26% до 44%. На 11 енергоблоках АЕС України встановлено реактори серії ВВЕР — 1000 і на двох енергоблоках реактори серії ВВЕР — 440, які за технічними характеристиками схожі до закордонних реакторів PWR. Проектний термін їх експлуатації 30 років. Через 10 років майже всі АЕС України відпрацюють свій термін.\nЗ 1986 року на АЕС України здійснюється комплекс технічних заходів, спрямованих на підвищення безпеки та надійності ядерних енергоблоків. Досить велика кількість тепломеханічного та електротехнічного обладнання (від 2 до 5 одиниць на блок) вимагає заміни внаслідок закінчення терміну їх експлуатації. У звязку з високою вартістю заміни обладнання (близько 25 — 30 млн. доларів США для реакторного і турбінного відділень одного блока ВВЕР — 1000) і відсутністю на Україні його виробника, вживаються заходи щодо продовження терміну служби обладнання. Це зумовлює необхідність збільшення виробітку електроенергії за рахунок підвищення якості виконання робіт і ефективності управління. Окрім того, на ситуацію, що склалася, суттєво впливають фінансові труднощі. Значні складнощі в роботі АЕС за останні роки викликані залежністю від імпорту ядерного палива (імпортується на 100% з-закордону). великим недоліком залишається відсутність необхідної інфраструктури для забезпечення надійної і безпечної роботи АЕС, включаючи наукову та інженерну підтримку їх експлуатації, забезпечення запасними частинами, змінним обладнанням та матеріалами вітчизняного виробника, економічно доцільну систему паливозабезпечення, заховання відпрацьованих ядерних паливних збірок і РАВ (радіоактивних відходів), особливо тих, що містять довго живучі радіоактивні елементи.\n— підвищення безпеки функціонування енергоблоків;\n— підвищення потужності діючих АЕС за рахунок їх модернізації;\n— вирішення питання надійного та економічного забезпечення атомної енергетики ядерним паливом;\n— вирішення питання про спорудження термінових сховищ ВЯП;\n— вирішення проблеми надійного та безпечного зберігання РАВ.\nЮжно-Українська атомна електростанція призначена для постачання електроенергією південних районів України і входить в Об’єднану енергосистему Півдня. ЮУ АЕС є головною уніфікованою атомною електростанцією з моноблоковою компоновкою енергоблоків з серійною реакторною установкою ВВЕР. Розробники ЮУ АЕС прибули в Прибужжя в 1975 році, перший енергоблок поставлений під навантаження в 1982 грудні. Введення решти енергоблоків першої черги здійснювалося: в січні 1985 року введений в дію другий, у вересні 1989 року — третій. Потужність електростанції досягла 3000 МВт. При спорудженні ЮУ АЕС застосований поточний метод будівництва. Роздільне виконання будівельних робіт і такий же монтаж технологічного устаткування на кожному енергоблоці, високий відсоток блоковості будівельних конструкцій дозволили скоротити тривалість будівництва кожного енергоблоку в середньому на 25-30 %, а трудовитрати зменшити на 15-20 % проти нормативних.\nВідносна вогкість повітря в середньому за рік складає 71-75%. Найбільша середньомісячна відносна вогкість 81-87% наголошується в холодний період року (листопад-березень), 61-62% — теплий період (травень-серпень). Відносна вогкість зовнішнього повітря в 13 годин найжаркішого місяця рівна 43 %. Норма атмосферних опадів рівна 460 мм за рік, з них 300мм доводиться на теплий період (квітень-жовтень). Після введення Южно-Української АЕС над водосховищем-охолоджувачем в зимовий період частими наголошуються тумани, з видимістю в окремих випадках до 1-2 м. В безвітряну погоду туман спостерігається тільки над водосховищем, при вітрі туман може розповсюджуватися на сушу. Повторюваність туманів за рік 20-25%, за холодний період року — близько 60%.\nУ геологічному розрізі району досліджень виділяються два структурні поверхи. Нижній поверх — гетерогенний кристалічний фундамент платформи, складений архейсько-ранньопpотеpозойськими гранітно-метаморфічними комплексами. Верхній структурний поверх утворений осадовим чохлом стародавньої платформи. На крутих схилах каньйонообpазної долини p. Південний Буг, а також в нижніх частинах схилів і днищах балок кристалічний фундамент покритий малопотужним грунтово-рослинним шаром або безпосередньо виходить на денну поверхню.\nСтруси в районі АЕС, в основному, приписуються до діяльності вогнищ землетрусів — частково Кримського, а головним чином — Карпатського регіону.\nУправління АЕС поєднує в собі централізований контроль, дистанційне керування основними технологічними процесами і автоматичне регулювання. Процес управління, швидке гасіння ланцюгової реакції, а також підтримка реактору в критичному стані, здійснюються органами системи управління і захисту (СУЗ). Процес регулювання потужності реактора або припинення ланцюгової реакції здійснюється шляхом виведення або введення в активну зону поглинаючих елементів. Контроль за параметрами ядерної установки, парової турбіни і електричного статкування здійснюється з блокового щита управління (БЩУ), куди передається оброблена інформація у вигляді основних параметрів і рекомендацій по зміні режиму. Електроенергія від блоків АЕС потрапляє в об‘єднану енергосистему Півдня України. Видача електроенергії здійснюється з відкритих розподільних пристроїв (ВРП) 750, 330, 150 кВ. Южно-Українська АЕС лініями електропередач напругою 750 кВ «Вінниця», «Дніпро» пов’язана з промислово розвиненими регіонами України.\nУ якості теплоносія вибирається звичайна вода, яка знаходиться під тиском і одночасно є сповільнювачем нейтронів в активній зоні. Робочим тілом другого контура є пара. До чистоти води першого і другого контурів пред’являються особливі вимоги за вмістом солей, газів і механічних домішок. Для забезпечення підтримки необхідних норм за вмістом цих речовин у воді першого і другого контурів, передбачені спеціальні системи хімводоочистки.\nОсновними спорудженнями є: головні корпуси енергоблоків; спецкорпус із санітарно-побутовим блоком, блоком майстерень і сполучною естакадою; об‘єднаний допоміжний корпус; об’єднаний газовий корпус; спорудження технічного водопостачання; електротехнічні спорудження.\nСкладається з герметичної частини — циліндричної оболонки діаметром 47,7 м зі сферичним куполом і негерметичного оббудовування. Основне технологічне устаткування реакторної установки — реактор (РУ), парогенератори (ПГ), головні циркуляційні насоси (ГЦН), компенсатор об‘єму (КО), ємності системи аварійного охолодження активної зони (САОЗ), трубопроводи зв’язку — розміщено під захисною оболонкою в боксах з масивними стінами з важкого бетону і залізобетону. Оббудовування реакторного відділення розділені на зони суворого і вільного режиму. У зоні вільного режиму розташована: система надійного електропостачання власних потреб, блоковий і резервний щити керування, системи приточної вентиляції, аварійні живильні насоси з баками запасу знесоленої води, насоси технічного водопостачання з баками запасу води, запобіжні клапани парогенераторів.\nРозташування турбоагрегату в машинному залі — подовжнє, стороною циліндра високого тиску звернена до реакторного відділення. У машинному залі встановлені також підігрівачі високого і низького тиску, насосне устаткування, маслосистема турбіни, система охолодження генератора й інше устаткування.\nВисота машинного залу 35,5 м (низ ферм перекриття), триповерхового деаераторного відділення — 42,0 м (низ ригеля верхнього поверху). Оперативна відмітка обслуговування 15,0 м. Для обслуговування устаткування машинного залу в ньому встановлені два мостових крана вантажопідйомністю 200/32/5 і 15 т. В машинний зал передбачений звичайний залізничний в’їзд.\nПриродне освітлення машинного залу забезпечується вузькими стрічками вікон із заповненням прорізів світловими панелями. Покриття машинного залу виконано з утеплених комплексних панелей, деаераторного відділення — зі збірних залізобетонних елементів. З боку деаераторного відділення розташована прибудова електротехнічних пристроїв шириною 12,65 м, що представляє собою каркасне спорудження зі збірного залізобетону з перекриттями і покриттям з ребристих збірних плит. Така компоновка енергоблоку є найраціональнішою і відповідає вимогам безпеки, а також економічності виробництва, оскільки захисна оболонка реакторного відділення є одним з бар’єрів системи фізичного захисту.\nТехнологічна схема блоків — двоконтурна.\nПерший контур — радіоактивний — містить у собі реактор і чотири циркуляційні петлі, кожна з яких складається з головного циркуляційного насосу, парогенератора і трубопроводів з аустенітної сталі з внутрішнім діаметром Dу= 850 мм.\nАктивна зона реактора зібрана із шестигранних тепловиділяючих зборок (ТВЗ) з розміром «під ключ» 234 мм. ТВЕЛи в збірці розміщені по трикутним ґратам із кроком 12,76 мм. Діаметр ТВЕЛа 9,1 мм, діаметр паливних таблеток — 7,8 мм, маса завантаження двоокису урану (UO2) 1565 т. одна ТВЗ містить 312 Твелів і 12 направляючих стержнів регулювання. Кількість ТВЗ в активній зоні — 163 шт., з них з регулюючими стержнями — 73 шт.\nТак само до устаткування першого контуру можна віднести устаткування СВО-1 (спецводоочистка). Байпасне очищення теплоносія першого контуру. Основною частиною цього устаткування є високотемпературні титанові фільтри (ВТФ), що працюють на перепаді тиску головних циркуляційних насосів. Призначення СВО-1 — очищення теплоносія першого контуру від механічних домішок і продуктів, що утворяться при контакті теплоносія з паливом, через щільності ТВЕЛів. За рахунок застосування фільтрів СВО-1 активність першого контуру на реакторі ВВЕР-1000 нижче аналогічних реакторів приблизно на три порядки.\nПарогенератор ПГВ-1000 — однокорпусний горизонтальний апарат із зануреною поверхнею теплообміну з вбудованим сепаратором. Трубний пучок — заглибленого типу, циркуляція котлової води в міжтрубному просторі -з поперечним омиванням труб, підведення живильної води здійснюється під рівень киплячої води, вода першого контуру циркулює усередині теплообмінних труб.\n.2.5 Другий контур — нерадіоактивний — складається з паропризводящої частини парогенератора, турбіни і допоміжного устаткування машинного відділення. На діючих енергоблоках електростанцій установлені турбіни К-1000-60/3000 з генераторами ТВВ-1000-2У. Турбоагрегат потужністю 1000 Мвт працює на насиченій парі тиском 6 МПа, має один циліндр високого (ЦВТ) і три циліндри низького (ЦНТ) тиску і відрізняється підвальним розташуванням конденсаторів. Проміжна осушка і перегрів пари після ЦВТ виробляється в чотирьох сепараторах-пароперегрівачах (СПП). Конденсат піддається очищенню на блочній знесолювальній установці (БЗУ) і через підігрівачі низького тиску системи регенерації надходять у деаератор. Після деаераторів живильна вода двома живильними турбонасосами через систему підігрівачів високого тиску подається в парогенератори. У схему другого контуру включена бойлерна установка продуктивністю 840 ГДж/год, для опалення будинків промислової площадки і житлового селища АЕС.\nПри тиску входу теплоносія Рвх=16 МПа і температурі входу tвх=289ос\nзгідно  одержуємо параметри теплоносія на вході:\nпитомий обсяг — Vвх= 0,0013353 м3/кг; ентальпія — hвх=1278,67 кДж/кг.\nОрієнтовно приймаємо втрату тиску на вході і виході з активної зони по 0,1 МПа, втрати тиску на кожній ділянці активної зони 0,05 МПа. Тоді на виході з АЗ при Рвих=15,7 МПа і tвих=322оС ентальпія теплоносія складе — hвих=1464,86 кДж/кг, а питомий обсяг Vвих= 0,0014805 м3/кг.\nРозраховане значення qv знаходиться в припустимих межах від\n80 МВт/м3 < qv < 120 МВт/м3 для даного реактора.\nЕфективна добавка для даного типу реактору:\nде — теплова потужність реактора; — число касет в активній зоні реактора; — число твелів в одній касеті; =0,94 — частка теплоти, що виділяється в твелах.\n— коефіцієнт нерівномірності тепловиділень усередині касети:\nкоефіцієнт, що враховує зменшення витрати теплоносія в центральну касету у зв’язку з його великим нагрівом і, отже, великим питомим об’ємом:\n— коефіцієнт, що враховує технологічні експлуатаційні і розрахункові причини зменшення теплопровідності:\nЗ достатнім наближенням приймемо рівномірне падіння тиску по активній зоні. Приймемо також, що в бічному відбивачі і на вході в активну зону втрачається, таке ж падіння тиску має місце і на ділянці від виходу з активної зони до виходу з реактора. таким чином, на кожній ділянці активної зони втрачається . В таблиці 2.2 по кожній координаті приводяться значення тиску теплоносія, температури насичення, відповідної цьому тиску; температури теплоносія з урахуванням коефіцієнта ; температури теплоносія середньої по зоні без урахування цього коефіцієнта; поточного теплового потоку в самому навантаженому твелі; питомого об‘єму теплоносія для центрального струменя; теплопровідності теплоносія; динамічної в’язкості; числа Прандтля; швидкості потоку і числа Рейнольдса:\nТут, , і — ентальпії теплоносія на вході в А.З., поточна ентальпія теплоносія і підігрів теплоносія по активній зоні, z — поточна координата теплоносія.\nГідравлічний опір руху теплоносія складається з опору тертя, місцевих опорів, викликаних двома кінцевими і 15-у дистанціонуючими гратами, і нівелірного опору, пов’язаного з підйомом рідини в активній зоні .\n— для дистанціонуючих грат відповідно:\nУ цих виразах — відношення звуженого перетину до повного. Відношення визначається конструкцією конкретних грат. Величина для гладкої труби визначиться по формулі Філоненко:\nДля визначення поправки до цієї величини у зв’язку з обтіканням пучка\nде і — крок між стрижнями діаметром .\nВтрату тиску на місцевих опорах розрахуємо для дистанціонуючих грат по середніх параметрах потоку, для кінцевих — по параметрах в місці звуження:\n— максимальна температура оболонки твел складає , тобто робота оболонки твел у контакті з водою є достатньо надійною;\nде — середня температура теплоносія по реактору в даному перетині. Набуті значення середніх температур по перетину усереднюються по висоті для всього реактора і переводяться в градуси Кельвіна:\nДані по середніх температурах приймаються по попередніх розрахунках, результати яких приведені в таблицях 2.2 — 2.4.\n— площа пального в твелі ;\nУ цілях спрощення розрахунку приймемо, що центральна трубка в касеті також виконана з цирконію і при діаметрі 10 мм має товщину стінки 1 мм. Спрямовуючі трубки ПЕЛ і самі ПЕЛ враховуються при розрахунку регулювання. У зв’язку з малою концентрацією ванадію в конструкційному матеріалі твел, нехтуватимемо його впливом на ядерні властивості конструкційного матеріалу. При значному вмісті легуючих добавок їх облік необхідний.\nОсередок Зейца-Вігнера є круглим елементарним осередком, в центрі якого знаходиться блок ядерного пального, оточений конструкційним матеріалом і сповільнювачем (водою). Осередок двозонний. Оскільки діаметр паливної таблетки , то радіус блоку горючого (зони ‘0’ осередку) , сумарна площа всього осередку:\nРадіус зони ‘1’ осередку:\nРадіус зони ‘2’ осередку:\nСередньологарифмічна втрата енергії при зіткненні нейтрона з ядром визначається як, де — атомна маса ядра.\nЦей вираз використовується для ядер більшим за 10. Для визначення температури нейтронного газу необхідно знати уповільнюючу здатність зони »1» осередку. Ця здатність для води — основного компоненту зони »1» — приймається при енергії і складає при густині води, тобто для холодного стану реактора , .\nВідносна площа, займана зоною »0»:\nРечовинаМікроперетини Макроперетини Холодний реактор Зона «0»Уран-235680,9583,413,80,47400,34780,0096Уран-2382,71-8,90,06100,046890,2003Кисень—3,76—0,1745Для всієї зони0,53500,394690,3845Зона «1»Цирконій0,185-6,40,006840,005240,2367Вода0,661—0,022050,016892,67Гарячий реактор Зона «0»Уран-235680,9583,413,80,47400,22680,0096Уран-2382,71-8,90,06100,03190,2003Кисень—3,76—0,1745Для всієї зони0,53500,25870,3845Зона «1»Цирконій0,185-6,40,006840,003540,2367Вода0,661—0,015170,007861,805\nПри розрахунку використовуються константи для 3-й групи 4-групової системи констант. Для визначення поправки Данкова-Гінзбурга необхідно обчислити повний переріз зони »1», що складається з води і цирконію. Приймаючи з достатньо великою точністю, визначимо для 3-й групи нейтронів повний переріз для води:\nУ зв’язку з різною густиною води в гарячому і холодному стані величини для цих станів відрізнятимуться.\nгде: — фактор Бела;\n— мікроскопічний перетин потенційного розсіяння, що становить для нейтронів 3-й групи 3,8 барни для кисню і 8,7 барн для урану;\nфактор — ефективність розсіювача, що становить 0,94 для кисню і 0,2 для ядер урану і плутонію;концентрація ядер відповідного ізотопу в паливі.\nУповільнююча здатність зони »1» при для води і для цирконію складе:\nПо аналогічній формулі розраховується вірогідність уникнення резонансного захоплення на ядрах і . При цьому істинний резонансний інтеграл для складає, для — і не залежить від температури.\nВідношення радіусу зони »1» до радіусу зони »0»:\nСумарний перетин поглинання зони «1»:\n— для «гарячого» реактора:\nКоефіцієнт розмноження нескінченного реактора на надтеплових нейтронах визначається по виразу:\nСумарний коефіцієнт розмноження нескінченного реактора визначається по виразу:\n.5 Визначення ефективного коефіцієнта розмноження\nКвадрат довжини дифузії в двозонних гратах визначається по виразу:\nпо зоні «0»:\nпо зоні «1»:\nВік нейтронів в уран-водних гратах визначається по наступній апроксимаційній формулі:\nПідставляючи для «холодного» реактора, для «гарячого» реактораі маючи у вигляді ,\nі квадрат довжини уповільнення в чистій воді при температурі , одержимо:\nГеометричний параметр для циліндричного реактора визначається по виразу:\nЕфективний коефіцієнт розмноження для реактора кінцевих розмірів визначається по виразу:\n.6 Визначення кампанії реактора\nДля визначення кампанії реактора необхідно побудувати залежність . У зв’язку з тим, що і в кінці кампанії реактор повинен володіти позитивною реактивністю, приймемо, що тривалість кампанії відповідає досягненню реактором величини . У зв’язку з тим, що витік нейтронів з реактора постійний, залежність замінимо залежністю . Припустимо також, що концентрація практично не змінюється. Отже, коефіцієнти і можна вважати незмінними і змінюватися будуть тільки і . Для розрахунку задамося декількома значеннями t і безрозмірного часу . Результати розрахунку зведемо в таблицю 3.3.\nПротягом кампанії реактора в активній зоні змінюватиметься нуклідний склад: зменшиться зміст ядер, з’являться ядра (появою ядер плутонію, що містять більшу кількість нейтронів, нехтуватимемо), утворюватимуться шлаки, ядра і . Приймемо, що нейтронний потік в реакторі не залежить від часу і визначається:\n— теплова потужність реактора в ;\n— об‘єм палива в реакторі в ;\nмакроскопічний перетин розподілу в початковий момент часу.\nПісля підстановки чисельних значень маємо:\nВеличина . Величина, усереднена по температурі нейтронного газу, для «гарячого» реактора визначиться як:\nПриймемо 4 значення часу роботи реактора, для яких розрахуємо нуклідний склад: , , , .\nВеличина для кампанії в :\nВеличини для решти значень приводяться в таблиці 3.3.\nЗміна кількостів часі визначається по експоненціальній залежності:\nДля першого значення часу одержимо:\nПеретин поглинання урану-235 у цей момент часу:\nДля розрахунку кількості плутонію, що утворився, визначаємо допоміжні значення:\nВідносна концентрація ядер плутонію:\nЗалежність від описується виразом:\nДля моменту часу маємо:\nПеретин поглинання плутонію:\nКількість накоплених в реакторі шлаків визначається як:\nЧисло атомів шлаків через 100 діб роботи реактора в одиниці об‘єму:\nМакроскопічний перетин поглинання шлаків при мікроскопічному перетині поглинання 50 барн:\nРівноважна концентрація ядер ксенону-135 визначається по виразу:\n— вірогідність виходу при розподілі ядра ядра йоду;\n— вірогідність виходу ядра ксенону; ;\n— середній потік нейтронів в реакторі;\n— постійна радіоактивного розпаду ксенону;\n— перетин поглинання ксенону.\nПісля підстановки чисельних значень для першого моменту часу одержимо:\nПеретин поглинання ксенону відповідно складе:\nРівноважна концентрація самарія визначається по виразу:\nВірогідність виходу при діленні ядер ядра самарія\nУсереднений по температурі нейтронного газу перетин поглинання самарія:\nОскільки перетин поглинання урану-238 не міняється (допущення), сумарний перетин поглинання всієї зони палива складе:\nДля подальших розрахунків необхідно підрахувати транспортний перетин зони палива і перетин розсіяння цієї зони. Маючи у вигляді, що перетин розсіяння кисню і урану-238 незмінні і мікроперетини розсіяння для і плутонію-239 складають 13,8 барн і 7,7 барн відповідно, одержимо перетин розсіяння всієї зони палива:\nАналогічно підраховуємо транспортні перетини для зони палива. Мікроперетини для урану-235, плутонію-239, Ксенону-135 і шлаків складають відповідно 8,3, 9,6, 4,3 і 15 барн. В результаті транспортний перетин зони палива визначається як:\nЗначення і дають можливість підрахувати коефіцієнти , , , а також внутрішній і зовнішній блок-ефекти. З достатнім ступенем точності можна вважати, що внутрішній блок-ефект рівний відношенню нейтронних потоків в конструкційному матеріалі і паливі, а сума внутрішнього і зовнішнього блок-ефектів — відношенню нейтронних потоків в сповільнювачі і паливі.\nЗначення коефіцієнтів, , , і внутрішнього і зовнішнього блок-ефектів для різних періодів роботи реактора також приводяться в таблиці 3.3. Слід зазначити, що і в різні моменти роботи реактора дуже мало відрізняються один від одного і тому для прикидочных розрахунків допустимо використовувати значення, , підраховані раніше, тобто в початковий період роботи реактора, природно для «гарячого» стану.\nтаким чином, сумарний перетин поглинання нейтронів в блоці сповільнювача (у воді) визначиться як:\nОскільки , , , і для\nСумарний перетин поглинання нейтронів в конструкційному матеріалі:\nСумарний перетин поглинання нейтронів у всьому осередку визначиться як сума всіх перетинів поглинання:\nСереднє число вторинних швидких нейтронів, що утворюються при захопленні одного теплового нейтрона ядром плутонію -239, визначиться по виразу:\nДобуток коефіцієнта використання теплових нейтронів на число вторинних нейтронів ділення на один поглинений паливом тепловий нейтрон визначиться як:\nУ зв’язку зі зміною кількості ядер змінюватиметься вірогідність резонансного захоплення нейтронів цими ядрами. Крім того, в активній зоні з’являться ядра, на яких також відбуватиметься резонансне захоплення нейтронів. Ефективний резонансний інтеграл для складає , для відповідно . Вірогідність уникнення резонансного поглинання нейтронів розраховується по виразу, що приводиться в підрозділі, причому у формулу підставляється та кількість ядер і, яке є в реакторі у момент часу .\nРозрахунок проводимо для «гарячого» реактора.\nТоді у момент часу одержимо:\nВірогідність уникнення резонансного захоплення для і буде незмінною протягом всієї кампанії. Також не мінятиметься коефіцієнт розмноження на швидких нейтронах .\nКоефіцієнт розмноження нескінченного реактора на теплових нейтронах визначиться як\nдля кожного значення t.\nКоефіцієнт розмноження на резонансних нейтронах:\nна ядрах :\nСумарний коефіцієнт розмноження нескінченного реактора визначиться як:\nОскільки витік нейтронів в процесах уповільнення і дифузії протягом всього часу роботи реактора приймається постійною, те відношення залишається однаковим. Величина для кожного значення, визначиться як:\nТаблиця 3.3. Визначення тривалості кампанії реактора\nВеличинаОдиниця вимірюванняЧасдоба100200300400500Час с0,8641,7282,5923,4564,320Z-0,162690,32530,48480,65070,81345,91685,02844,27343,63173,08640,19270,16380,13920,11830,1005-2,24543,40564,00524,31504,47510,50540,76660,90160,97131,00740,066840,10130,11920,12840,13323697381107147618450,98171,96352,94533,92714,90894,90899,817914,72619,63524,5443,12072,65212,25391,91551,62798,48857,21396,13085,21024,427910,7379,12527,75516,59065,60112,28191,93931,64811,40061,19030,30710,31600,31280,30490,29580,38330,38230,38140,38050,37980,37920,38020,38120,38220,3832-4,24304,25504,26704,27934,2922-9,59819,62299,64749,67279,6992-4,78384,79524,80644,81804,8301-1,03481,03581,03541,03451,03351,50491,50641,50591,50461,50311,48901,49051,49001,48871,48720,32370,33260,32930,32140,3123-1,43961,43201,40971,37961,3453-0,84870,86990,88830,90420,9180ВеличинаОдиниця вимірювання-0,98600,97890,97530,97340,9724-0,91950,93070,93200,92670,9165-0,20400,17420,14900,12750,1090-0,016150,025020,029990,032860,03458-1,13971,12991,11111,0871,060-1,1191,1101,0911,0681,041\nЗа наслідками розрахунку будуємо графік залежності для визначення тривалості кампанії реактора.\nПо графіку залежності тривалість кампанії реактора складе » (реактор зупиняється досягнувши величини ).\n3.7 Розрахунок органів регулювання\nУ реакторі в кожній касеті знаходиться 18 поглинаючих елементів, або кластерів. Діаметр кожного поглинаючого елементу . Поглинаючий стрижень прозорий для швидких нейтронів і є абсолютно чорним для теплових. Ефективність поглинаючих стрижнів розраховується для «холодного», не отруєного реактора.\nПерш за все, визначається — ефективний радіус поглинаючого стрижня:\n. По Таблиця 2 /5/ ;\nПотім визначаємо ефективність центрального поглинаючого стрижня по виразу:\nде- ефективний радіус активної зони\nЕфективність всіх поглинаючих стрижнів без урахування їх інтерференції:\n— число стрижнів, розміщених по колу радіусом ;\n— число кіл в перетині активної зони, на яких розміщені поглинаючі стрижні.\nПриймаємо, що всі поглинаючі елементи, розміщені в одній касеті, розміщені в її центрі. Оскільки касети розміщені в активній зоні з кроком (прийнятим по прототипу) , кількість концентричних кіл визначимо як :\nдля розрахунків приймемо\nВсі розрахунки за визначенням компенсуючої здатності поглинаючих стрижнів представимо в таблиці 3.4.\n, 001180111810,23661080,33770,97160,9441101,9720,472122160,67540,88910,7905170,7630,708183241,01320,75930,5766186,8240,944244321,35090,59310,3518152,0151,416305401,68870,40440,163688,35361,652366482,02640,20860,043528,21071,301366482,36420,02120,00040,2928 Усього2934746,424\nУ таблиці 3.4 — функція Беселя нульового порядку від дійсного аргументу; ;\nСумарна компенсуюча здатність всіх ПЕЛ:\n3.7.2 Розрахунок борного регулювання\nМета розрахунку — визначення концентрації борної кислоти у воді «холодного» реактора на початку роботи для компенсації надмірної реактивності. Приймаємо, що введення борної кислоти змінює тільки коефіцієнт теплового використовування. Вся решта співмножників і залишаються без зміни. Не міняється також витік нейтронів. В реактор додається борна кислота, в якій приймається природна концентрація ізотопів бору: ізотопу бору , що має перетин поглинання теплових нейтронів і ізотопу бору з перетином поглинання .\nтаким чином, атомна маса бору складає:\nа перетин поглинання:\nУсереднений мікроперетин поглинання природного бору по температурі нейтронного газу на холодному реакторі:\nЕфективний коефіцієнт розмноження «холодного» реактора з введеним розчином бору при запасі :\nВитік нейтронів з «холодного» реактора визначається коефіцієнтом:\nВикористовуючи результати розрахунків, маємо:\nМаючи у вигляді, що одержимо .\nПо раніше одержаним розрахункам , тоді .\nПозначивши через поглинання нейтронів у введеному бору, визначимо з рівняння:\nтут — шкідливе відносне поглинання нейтронів у воді з бором.\nВідносний нейтронний потік в сповільнювачі рівний сумі внутрішнього і зовнішнього блок-ефектів.\nКількість ядер бору у визначиться як:\nКонцентрація бору в г/л визначиться по рівнянню Авогадро:\n3.8 Результати нейтронно-фізичного розрахунку активної зони\nПротягом кампанії реактора в активній зоні змінюється нуклідний склад: зміст ядер урану-235 зменшується, з’являються ядра плутонію-239, утворюються шлаки, ядра ксенону-135 і самарія-149.\nЗа наслідками розрахунку був побудований графік залежності, по якому тривалість кампанії реактора складе » (реактор зупиняється досягнувши величини ). При меншому збагаченні палива тривалість кампанії знижується, при більшому — підвищується.\nЕфективність поглинаючих стрижнів була розрахована для «холодного» неотруєного реактора. В результаті сумарна компенсуюча здатність всіх ПЕЛ складе: .\nУ результаті визначення концентрації борної кислоти у воді «холодного» реактора на початку роботи для компенсації надмірної реактивності, було прийнято, що введення борної кислоти змінює тільки коефіцієнт теплового використання. Вся решта співмножників ві залишаються без зміни. Не змінюється також витік нейтронів. Одержана величина концентрації борної кислоти склала , що значно менше гранично допустимого значення, що становить 7,3-8,5 г борної кислоти на літр води.\n4. Розрахунок теплової схеми енергоблоку з ТУ К-1000-60/3000\n.1 Опис теплової схеми енергоблоку АЕС\nТехнологічна пара II контуру генерується в парогенераторі, де в економайзерній ділянці парогенератора живильна вода підігрівається до температури насичення, після чого у випарній частині парогенератора вода кипить, утворюючи насичену пару, яка в пароперегрівальній частині парогенератора стає перегрітою.\nПерегріта пара прямує в циліндр високого тиску турбіни через стопорно-регулюючий клапан. В ЦВТ пар розширяється, проводить механічну роботу, після чого прямує до сепаратора, де з нього віддаляється волога і він підсушується. Далі в пароперегрівачі пар перегрівається. Повторно перегріта пара прямує в циліндр низького тиску, через стопорно-регулюючий клапан, де розширяється, проводячи механічну роботу. Сумарна робота циліндрів низького і високого тиску перетвориться електрогенератором в електроенергію, яка передається споживачу.\nВідпрацьований в турбіні пар прямує в конденсатор, де конденсується і у вигляді основного конденсату (ОК) конденсатним насосом подається в підігрівачі низького тиску ПНТ-1 і ПНТ-2. Потім конденсатним насосом подається в підігрівачі низького тиску ПНД-3, ПНД-4 і ПНД-5. тут основний конденсат підігрівається і з цією температурою подається в деаератор.\nУ деаераторі за рахунок подачі туди гріючої пари з відбору III турбіни проходить подальший підігрів води, її деаерація і резервне накопичення в баках.\nДалі живильна вода подається живильними насосами і прямує в підігрівачі високого тиску, де підігрівається до температури tПВ, з якою вона потрапляє в парогенератор.\nПринципова теплова схема ІІ контуру АЕС з реактором ВВЕР-1000\nТурбіна призначена для безпосереднього приводу генератора змінного струму ТВВ-1000-2 для роботи на АЕС в блоці з водо-водяним реактором ВВЕР-1000 на насиченій парі по моноблоковій схемі (блок складається з одного реактора і однієї турбіни) при номінальній тепловій потужності ядерної паровироблюючої установки 3000 МВт.\nТурбіна має 7 нерегульованих відборів пари, призначених для підігріву живильної води. Турбогенератор призначений для вироблення електроенергії в тривалому номінальному режимі роботи при безпосередньому з’єднанні з паровими турбінами.\nТурбіна К-1000-60/3000 призначена для безпосереднього приводу генератора змінного струму ТВВ-1000-2УЗ потужністю 1000 МВт, напругою на виводах 24кВ. Турбіна К-1000-60/3000 призначена для роботи в блоці з реактором ВВЕР.\nТурбіна — парова, конденсаційна, без регульованих відборів пари, з проміжною сепарацією і однократним одноступінчатим паровим проміжним перегрівом. Паророзподілення турбіни — дросельного типу, здійснюється чотирма регулюючими клапанами в частині високого тиску і чотирма регулюючими клапанами в частині низького тиску. Турбіна має вісім нерегульованих відборів пари, призначених для регенеративного підігріву основного конденсату і живильної води, живлення привідних турбін живильних турбонасосних агрегатів, підігріву води в мережних підігрівачах і для забезпечення власних (технологічних) потреб блоку. Перший, другий, третій і четвертий відбори виконані з ЦВТ; п’ятий, шостий, сьомий і восьмий відбори — з ЦНТ.\nУ місцях виходу роторів з корпусів циліндрів виконані кінцеві ущільнення. Камери кінцевих ущільнень ЦВТ і ЦНТ з боку проточної частини сполучені з колектором, що підводить. Пара до колектора ущільнень подається із зрівняльної парової лінії деаераторів або від колектора власних потреб. Підведення пари до ЦНТ виконано двостороннім (трубопровід Dу500 — в нижню частину кола ущільнення пари роторів і трубопроводів Dу50 — у верхню частину кола ущільнення пари роторів ЦНТ).\nВитоки пари через ущільнення штоків стопорних і регулюючих клапанів ЦВТ відводяться: з першої по ходу пари камери — в трубопровід підведення пари до колектора ущільнень до регулюючого клапана; з другої камери — в колектор ущільнень; з третьої камери — в колектор відсмоктування пари з ущільнень в сальниковий підігрівач.\nУщільнення штоків стопорних і регулюючих клапанів ЦНТ виконані двокамерними. Відведення витоків з перших по ходу пари камер ущільнень стопорних і регулюючих клапанів ЦНД виконано в колектор ущільнень, а з других камер — в колектор відсмоктування пари з ущільнень до сальникового підігрівача.\nТурбіна забезпечена валоповоротним пристроєм, який призначений для обертання роторів турбоагрегату, при підготовці до пуску і при охолодженні після зупинки з метою запобігання теплового прогинання. Підведення масла до ВПП проводиться від системи мастила.\nТурбоагрегат має систему гідростатичного підйому роторів, яка призначена для подачі масла з високим тиском під шийки роторів на кожному опорному підшипнику з метою забезпечення «спливання» роторів при їх обертанні ВПУ або при малих оборотах, тобто за відсутності стійкого масляного клина. Вживання гідропід`єму роторів дозволяє зменшити потужність приводного електродвигуна ВПУ і понизити знос бабіту вкладишів підшипників і шийок роторів турбоагрегату.\nВласне турбіна призначена для перетворення теплової енергії пари в механічну енергію обертання роторів.\nТурбіна К-1000-60/3000 складається з:\nциліндра високого тиску;\nчотирьох циліндрів низького тиску;\nдев’яти опорних підшипників і одного опорно-упорного підшипника;\nспеціальної апаратури контролю механічного стану турбіни;\nсистеми автоматичного регулювання і захисту.\nЦиліндр високого тиску розташований в середній частині турбіни; циліндри низького тиску розташовані симетрично по обидві сторони ЦВТ (по два ЦНТ з кожної сторони). Hумерація ЦНТ проводиться від переднього підшипника турбіни (регулятора швидкості) у бік генератора.\nЦиліндр високого тиску — двохпотоковий, по п’ять ступенів тиску в кожному потоці; складається із зовнішнього і внутрішнього корпусів. Внутрішній корпус встановлений в зовнішньому за допомогою чотирьох лап і фіксується системою поперечних і вертикальних шпонок, не перешкоджаючих його тепловим розширенням. У внутрішньому корпусі встановлені діафрагми перших двох ступенів кожного потоку; діафрагми решти ступенів кріпляться в обоймах, розташованих в розточуваннях зовнішнього корпусу.\nПідведення пари в ЦВТ виконано бічним, по двох патрубках Dу800, розташованих в нижній половині корпусу (поодинці з кожної сторони турбіни). З’єднання зовнішніх патрубків підведення пари до зовнішнього корпусу турбіни здійснюється через фланцеві роз’єми. З’єднання патрубків підведення пари зовнішнього і внутрішнього корпусів ЦВТ — телескопічного типу. З’єднання внутрішніх патрубків підведення пари до внутрішнього корпусу турбіни ущільнені поршневими кільцями.\nЗовнішній корпус ЦВТ спирається чотирма лапами на корпуси підшипників. Під лапами з боку ЦНТ встановлені поперечні шпонки, які фіксують переміщення корпусу в осьовому напрямі. Переміщення корпусу ЦВТ при тепловому розширенні відбувається у бік ЦНТ; при цьому лапи корпусу ЦВТ ковзають у бік ЦНТ по спеціальних подушках. Фіксація циліндра в поперечному напрямку забезпечується вертикальними шпонками, розташованими в нижній половині корпусу ЦВТ.\nЗ ЦВТ організовані наступні відбори пари:\nперший відбір (на ПВТ-7) — з камер після других ступенів обох потоків;\nдругий відбір (на ПВТ-6) — з камер після третіх ступенів обох потоків;\nтретій відбір (на деаератор і пікові ПСВ) — з камер після четвертих ступенів обох потоків;\nчетвертий відбір — (на ПНТ-5).\nВсі циліндри низького тиску виконані конструктивно однаковими — двохпотоковими, по п’ять ступенів тиску в кожному потоці.\nЦНТ — складається із зовнішнього і внутрішнього корпусів зварної конструкції. Зовнішній корпус ЦНТ складається з трьох частин: середньої і двох вихлопних. Вихлопні частини мають осьорадіальний дифузор, що забезпечує високі аеродинамічні характеристики циліндра. Внутрішній корпус встановлений в зовнішньому на лапах і фіксується системою подовжніх і поперечних шпонок, не перешкоджаючих тепловому розширенню внутрішнього корпусу.\nПідведення пари в кожний ЦНТ виконано двома ресіверами Dу1200 (поодинці з кожної сторони турбіни), кожний з яких потім розгалужується і двома лініями Dу850 приєднується до верхньої і нижньої половинам середньої частини корпусу ЦНД.\nВихлопні патрубки ЦНТ сполучені з конденсаторами за допомогою зварки.\nЗовнішні корпуси всіх ЦНТ фіксуються щодо фундаментних рам в подовжньому і поперечному напрямах. Фікспункт ЦНТ-I розташований на фундаментних рамах ЦНТ-I з боку ЦНТ-2. Фікспункт ЦНТ-2 розташований на поперечних фундаментних рамах ЦНТ-2 з боку ЦНТ-I. Фікспункт ЦНТ-3 розташований на поперечних фундаментних рамах ЦНТ-3 з боку ЦНТ-4. Фікспункт ЦНТ-4 розташований на поперечних фундаментних рамах ЦНТ-4 з боку ЦНТ-3.\nЗ ЦНТ організовані наступні відбори пари:\nп’ятий відбір (на ПНТ-4) — з камер після перших ступенів обох потоків ЦНТ-2;\nшостий відбір (на ПНТ-3 і ПСВ I ступені) — з камер після других ступенів обох потоків ЦНТ-I;\nсьомий відбір (на ПНТ-2) — з камер після третіх ступенів обох потоків ЦНТ-3 і ЦНТ-4;\nвосьмий відбір (на ПНД-I) — з камер перед останніми ступенями кожного потоку всіх ЦНД.\nУ місцях виходу валів роторів із зовнішніх корпусів ЦНТ розташовані кінцеві ущільнення, призначені для запобігання підсосу повітря у вакуумну систему турбіни на всіх режимах роботи. Кінцеве ущільнення є сегментами ущільнень, розташованими в розточуваннях обойм. Сегменти мають вусики ущільнювачів, які утворюють лабіринт. Радіальні зазори в кінцевих ущільненнях ЦНТ складають 1.0 м. Опорні підшипники призначені для сприйняття радіальних навантажень, що виникають від власної ваги ротора, його неврівноваженості і розцентровки. Опорні підшипники розміщені в шести виносних опорах, які спираються на масивні чавунні рами, залиті в бетон фундаменту.\n.3 Вихідні дані\nТип турбіни К-1000-60/3000\nНомінальна електрична потужність, Nном 940 МВт\nТиск гострої пари перед ТГ, Р0 6,1МПа\nтемпература гострої пари перед ТГ, 276,7 °С\nСтупінь сухості пари, х 0,99\nРозділовий тиск, РСПП 0,65 МПа\nтемпература пари перед СПП, 256 °С\nТемпература живильної води, 220 °С\nТиск пари в деаераторі, Рд 0,71 МПа\nТиск пари в конденсаторі, Рк 0,0040 МПа\nТиск у відборах турбіни:\nР1,МПа 2,36 МПа\nР2,МПа 1,52 МПа\nР3,МПа 0,96 МПа\nР4,МПа 0,572 МПа\nР5,МПа 0,268 МПа\nР6,МПа 0,132 МПа\nР7,МПа 0,0672 МПа\nР8,МПа 0,01938 МПа\n4.4 Визначення параметрів пари\nПараметри пари в ЦВТ\nТиск на вході в проточну частину ЦВТ:\nде втрати на паровпускних пристроях приймаються 3%\nЕнтальпія на вході в проточну частину:\nh0= f () = 2769,7 кДж/кг\nЕнтальпія на виході з ЦВТ при ідеальному процесі розширення пари:\nРозташовуваний теплоперепад у ЦВТ:\nВикористовуваний теплоперепад у ЦВТ:\nЕнтальпія на виході з ЦВД при реальному процесі розширення пари:\nВідбори в ЦВД:\nде hi — ентальпія в i — відборі при реальному процесі розширення пари; — ентальпія в i — відборі при ідеальному процесі розширення пари; hЦВД = 0.83 — внутрішній відносний КПД циліндра.\nтемпература пари у відборах:\nСтупінь сухості у відборах:\nОдержані дані зведемо в таблицю:\nТаблиця 4.1. Параметри пари у відборах ЦВТ\nНомер відборуP , MПah , кДж/кгх , %t,°C12,362627,990,6220,921,522564,288,3198,930,962500,786,4178,140,5722432,884,6157\nПараметри пари в СПП.\nПараметри пари на виході із сепаратора:\nприймаємо, що осушка пара відбувається до ступеня сухості рівного х=0,993;\nвтрати тиску приймаємо 1,5 % , тоді тиск на виході із сепаратора складе:\nентальпія пари на виході сепаратора\nентальпія води на виході сепаратора\nтемпература води й пари на виході сепаратора\nПараметри промперегрівача по гріючому пару:\nТиск гострої пари: Р0 = 6,1МПа;\nтемпература гострої пари:\nЕнтальпія гострої пари:\nЕнтальпія води на виході:\nВтрати тиску на виході з ПП — 1% .\nТиск на виході із сепаратора :\nтемпература на виході зі СПП :\nЕнтальпія на виході з СПП:\nПараметри пари в ЦНТ:\nтемпература на вході:\nТиск перед першим щаблем з урахуванням втрати тиску в СПП і клапанах — 5,5 %: .\nЕнтальпія пари на вході в ЦНТ:\nЕнтропія ідеального процесу розширення в ЦНТ\nЕнтальпія пари на виході зі ЦНТ при ідеальному процесі розширення пари:\nРозташовуваний теплоперепад у ЦНТ:\nВикористовуваний теплоперепад у ЦНТ:\nде, = 0,82 внутрішній відносний ККД циліндра\nЕнтальпія пари на виході зі ЦНТ при реальному розширенні пари в ЦНТ\nде hi — ентальпія в i — відборі при реальному розширенні пари ;\nентальпія в i — відборі при ідеальному розширенні пари ; hЦНТ = 0.82 — внутрішній відносний ККД циліндра.\nЗведемо параметри пари у відборах ЦНТ у Таблиця 4.2\nТаблиця 4.2 Параметри пари у відборах ЦНТ\nНомер відборуР, МПаh, кДж/кгх,%t , °С50,2682821,4177,560,1322715,8121,370,06722625,298,688,980,019382475,594,459,4\nРозширення пари в турбоприводі живильного насоса.\nТиск перед першим щаблем турбоприводу з урахуванням втрати тиску в СПП і клапанах — 6 %:\nЕнтальпія пари на вході в турбопривід живильного насоса:\nЕнтропія ідеального процесу розширення в турбоприводе:\nЕнтальпія на виході з турбопривода при реальному розширенні пари:\nде — ентальпія на виході з турбоприводу при ідеальному розширенні пари.\nВикористаний теплоперепад у турбоприводе:\nВизначення тиску в підігрівниках з урахуванням втрат у трубопроводах\nПриймаємо, що втрати тиску по відборах розподіляються за таким законом:\nде Р = (11-n)/100 — частка втрати тиску в трубопроводах;\nn =1,2,3;… — номер підігрівника по ходу води.\nУ результаті розрахунку в підігрівниках:\nРп1=2,124 МПа; Рп4=0,532 МПа; Рп7=0,065 МПа;\nРп2=1,383 МПа; Рп5=0,252 МПа; Рп8=0,019 МПа.\nРп3=0,883 МПа; Рп6=0,125 МПа;\nПараметри ОК після конденсатора.\nТиск, температура й ентальпія основного конденсату перед КН 1:\nТК = 28,96 °С\nВизначення тиску за КН 1\nРозрахунок тиску за КН1 робимо виходячи з того, що тиск основного конденсату в ПНТ-1 повинен збігатися з тиском відбору регенеративного підігріву й з огляду на гідравлічний опір устаткування по ходу конденсату.\nРКН1 =РП8 +DРСП+ DРБОУ+ DРРКУ +DРТР+ DPПНД1\nРКН1 = 0,019+0,14+0,4+0,2+0,15+0,1 =1,009 МПа\nде: РП8 = 0,019 МПа — тиск у ПНТ-2;\nDРСП = 0,14 МПа — падіння тиску на СП;\nDРБОУ = 0,4 МПа — падіння тиску на БОУ;\nDРРКУ = 0,2 МПа — падіння тиску на регулювальному клапані рівня;\nDРТР = 0,15 МПа — опір трубопроводів;\nDPПНД1 = 0,1 МПа — опір ПНТ-1;\nЗбільшення энтальпии в КН 1\nде: Кр=1,35- відношення практичного напору до максимально необхідного,\n— питомий обсяг основного конденсату перед насосом; hКН1 = 0,82 адіабатичний ККД насоса;\nПараметри ОК після КН 1\nТиск, ентальпія й температура основного конденсату після КН 1:\nРКН1=1,009 МПа;КН1= hК + DhКН1=121,4 +1,641 = 123,04 кДж/кг;\nПараметри ОК після СП і БОУ (перед ПНТ-1)\nПідвищення температури в СП і БОУ — 3 °С\nтемпература перед ПНТ-1:\nТиск конденсату на вході в ПНТ-1:\nЕнтальпія конденсату на вході:\nПараметри ОК після ПНТ-1 (перед ПНТ-2)\nТак як ПНТ-1підігрівник змішуючого типу, то на виході з нього тиск буде рівним тиску відбору, і вода буде перебувати на лінії насичення (або ледве недогріта)\nПараметри ОК після ПНТ-2 (перед КН 2)\nТак як ПНТ-2 підігрівник змішуючого типу, то на виході з нього тиск буде рівним тиску відбору, і вода буде перебувати на лінії насичення (або ледве недогріта):\nВизначення тиску за КН 2\nде РД =0,71 МПа — тиск на вході в деаератор;\nDРТР = 0,2 МПа — опір трубопроводів;\nDРПНТ =0,1 МПа — опір одного ПНТ;= 3 — у ПНТ;\nгеодезичний опір підняття конденсату в деаератор;\nде: r = 1/ VД = 1/0,001109 = 901,9 кг/м3 щільність води;= 20 м — висота підйому деаератора над КН 2;\nЗбільшення ентальпії в КН 2\nде: Кр=1,35 — відношення практичного напору до максимально необхідного; — питомий обсяг основного конденсату перед насосом; hКН1 = 0,82 адіабатичний ККД насоса.\nПараметри ОК після КН 2 (перед ПНТ-3)\nТиск, ентальпія й температура основного конденсату після КН 2:\nКН2= hПНД2 + DhКН2= 367,7 +2,225 = 369,92 кДж/кг\nПараметри ОК після ПНТ-3 (перед ПНТ-4)\nтемпература ОК після підігрівника\nЯк видно із графіка\n=3 °С — температурний недогрів основного конденсату, пов’язаний із втратами.\ntS6 = f (Рп6, х = 0)=106,1 °С — температура дренажу гріючого середовища, тобто 6 відбору.= f (Рп6, х = 0) = 444,7 кДж/кг — ентальпія дренажа гріючого середовища, тобто 6 відбору.\nТиск ОК після ПНТ-3 буде дорівнює\nРПНД3 = РКН2 — DРПНД — DРТР/4= 1,387 — 0,1- 0,2/4 = 1,237 МПа\nде DРПНТ =0,1 МПа — опір одного ПНТ; DРТР = 0,2 МПа — опір трубопроводів.\nЕнтальпію ОК після ПНТ-3 знайдемо по тиску й температурі\nhПНД3 = f (РПНД3 ,tПНД3) =432,85 кДж/кг\nПараметри ОК після ПНТ-4 (перед ПНТ-5)\n=3 °С — температурний недогрев основного конденсату, пов’язаний із втратами,\ntS5 = f (Рп5, х = 0)=127,7 °С — температура дренажу гріючого середовища, тобто 5 відбору,\nh5 = f (Рп5, х = 0) = 536,42 кДж/кг — — ентальпія дренажу гріючого середовища, тобто 5 відбору.\nТиск ОК після ПНТ-4 буде дорівнювати:\nде DРПНД =0,1 МПа — опір одного ПНТ; DРТР = 0,2 МПа — опір трубопроводів;\nЕнтальпію ОК після ПНТ-4 знайдемо по тиску й температурі\nhПНД4 = f (РПНД4 ,tПНД4) =524,231 кДж/кг\nПараметри ОК після ПНТ-5 (перед крапкою змішання)\n— температурний недогрів основного конденсату, пов’язаний із втратами.\ntS4 = f (Рп4, х = 0) =154,2 °С — температура дренажу гріючого середовища, тобто 4 відбору,= f (Рп4, х = 0) = 650,35 кДж/кг — ентальпія дренажу гріючого середовища, тобто 4 відбору.\nдавление ОК після ПНТ-5 буде дорівнювати\nде DРПНТ =0,1 МПа — опір одного ПНТ; DРТР = 0,2 МПа — опір трубопроводів;\nhПНД5 = f (РПНД5 ,tПНД5) =637,644 кДж/кг\nВизначення параметрів живильної води за ЖН\nТиск після деаератора буде приблизно таким же, як і в деаераторі\nРД = 0,71 МПа;\nЗ умов деаерації вода на виході з деаератора буде на лінії насичення, тобто ентальпія й температура будуть рівні:\nД = f (РД, х=0) = 699,644 кДж/кг\ntД = f (РД, х=0) = 165,5 °С\nЕнтальпія випару деаератора:\nД = f (РД, х=1) = 2763,347 кДж/кг\nТиск за живильним насосом\nРЖН =Р0+ DРПГ+ DРПАР+ DРПИТ+ 2DРПВД+ DРРКП\nде тиск гострої пари Р0 = 6,1 МПа,\nгідравлічний опір парогенератора DРПГ = 1,076 МПа;\nгідравлічний опір паропроводу DРПАР = (0,03¸0,08) Р0 = 0,056,1=0,305 МПа\nгідравлічний опір живильного трубопроводу DРЖИТ =0,29 МПа\nгідравлічний опір ПВТ DРПВТ =0,2 МПа\nгідравлічний опір регулювального клапана живлення ПГ DРРКЖ =0,98 МПа.\nРПН = 6,1+ 1,076+0,305+0,29+2 0,2+0,98=9,151 МПа\nЗбільшення ентальпії в ЖН.\nDhжн =Кр (( РПН -РД) VД 103) / hЖН\nDhжн =1,35 ((9,151-0,71) 0,001109 103) / 0,82 = 15,407 кДж/кг\nде Кр=1,35 — відношення практичного напору до максимально необхідного,\nVД = f (PД ,X=0)= 0,001109 — питомий обсяг води в деаераторі; hЖН =0,82 — адіабатичний ККД насоса\nПараметри живильної води після ЖН:\nжн = hД +Dhжн = 699,644 + 15,407 = 715,051 кДж/кг\nРЖН = 9,151 МПа\ntЖН = f (РЖН , hЖН) = 167,9 °С;\nПараметри після крапки змішання (перед деаератором)\nПриймаємо, що температура у точці змішання збільшується на 1°С\ntПНТ5= tПНТ5+ 1=151,2+1=152,2 °С ПНТ5 = f (Р ПНТ5 , tПНТ5) = 641,927 кДж/кг\nР ПНТ5 = 0,937 МПа\nПараметри живильної води після ПВТ-6 (перед ПВТ-7)\nтемпература живильної води після підігрівника\nгде: D t =2¸5 °С °С — температурний недогрів живильної води, пов’язаний із втратами тепла, D t =4 °С\nt S2 = f (Рп2, х = 0)=194,5 °С — — температура насичення гріючого середовища, тобто 2 відбору.\nt ПВД6= t S2 — D t = 194,5 — 4 = 190,5 °С\nВ підігрівник високого тиску убудований охолоджувач дренажу, і дренаж на виході із ПВД буде мати параметри:\nтемпература t Д2 = t ЖН + D t ОХ.ДР. = 167,9 +9,5 = 177,4 °С\nде D t ОХ.ДР.= (9 ¸10) °С — недоохолодження дренажу в охолоджувачі, D t ОХ.ДР=9,5°СД2= f (Рп2 , t Д2) = 752,268 кДж/кг — ентальпія дренажу гріючого середовища, тобто 2 відбору.\nТиск живильної води після ПВТ-6 дорівнює:\nРПВД6 = РЖН — DРПВД — DРЖИВ/3 = 9,151 — 0,2- 0,29/3 = 8,854 МПа\nде: DРПВД =0,2 МПа — орір одного ПВТ\nDРЖИВ =0,29 МПа — гидравлічний опір живильного трубопроводу\nЕнтальпія живильної води після ПВТ-6 знайдемо по тиску й температурі:\nПВТ6 = f (РПВТ6 , t ПВТ6) = 813,251 кДж/кг\nt ПВТ6= 190,5 °С\nРПВТ6 = 8,854 МПа\nПараметри живильної води після ПВТ-7 (перед парогенератором)\nтемпература живильної води після підігрівника:\nде DТ=2¸5 °С — температурний недогрІв живильної води, пов’язаний із втратами тепла, D t =4 °С\nt S1 = f (Рп1, х = 0)=215,5 °С — температура насичення гріючого середовища, тобто 1 відбору.\nt ПВД7= t S1 — D t = 215,5 — 4 = 211,5 °С\nВ підігрівник високого тиску убудований охолоджувач дренажу, і дренаж на виході із ПВТ буде мати параметри:\nтемпература В підігрівник високого тиску убудований охолоджувач дренажу, і дренаж на виході із ПВТ буде мати параметри:\nтемпература ТД1 = ТПВТ6 + DТОХ.ДР. = 190 + 10 = 200 °С;\nде D t ОХ.ДР. = (9 ¸10) °С — недоохолодження дренажу в охолоджувачі,\nD t ОХ.ДР. =9,5 °С\nhД1= f (Рп1 , t Д1) = 711,1 кДж/кг — ентальпія дренажу гріючого середовища, тобто 1 відбору.\nТиск живильної води після ПВТ-7 буде дорівнює\nРПВТ7 = РЖН — 2 DРПВТ — 2 DРЖИТ/3 = 9,151 — 2 0,2- 2 0,29/3 = 8,558 МПа\nде: DРПВТ=0,2 МПа — опір одного ПВТ\nDРЖИТ =0,29 МПа — гідравлічний опір живильного трубопроводу\nЕнтальпію живильної води після ПВТ-7 знайдемо по тиску й температурі\nПВТ7 = f (РПВТ7 , t ПВТ7) = 906,617 кДж/кг\nt ПВТ7 = 211,5 °С\nРПВТ7 = 8,558 МПа\nПараметри дренажу в крапці змішання жив. води із дренажом промперегрівача:\nДренаж гріючої пари промперегрівача через насос подається в трубопровід живильної води, тобто насос повинен забезпечити тиск дренажу ледве більше ніж у живильної. води (будемо вважати, що такий же).\nРН1 = РЖН — 2 DРПВТ- 2 DРЖИТ / 3 = 9,151 — 2 0,2 — 2 0,29/3 = 8,558 МПа\nде РЖН =9,151 МПа — тиск створюваний жив. насосом;\nDРПВТ= 0,2 МПа — гідравлічний опір одного ПВТ\nDРЖИТ = 0,29 МПа гідравлічний опір жив. трубопроводу.\nПараметри дренажу перед насосом:\nВтрати тиску у промперегрівачі й воді приймаємо 3%, тоді\nРВХ = Р0 0,97 = 6,1 0,97= 5,917 МПа\nЕнтальпія дренажу перед насосом така ж, як і на виході із ПП.\nhВХ = h0 = 1219,321 кДж/кг\nЗбільшення ентальпії в насосі:\nD hН1= (Кр (РН1 — РВХ) V 103) / hН1\nDhН1 =(1,35 (8,558- 5,917) 0,001323 103) / 0,82=5,68 кДж/кг\nде Кр=1,35-відношення практичного напору до максимально необхідного.\nV = f (PВХ,hВХ)=0,001323 м3/кг — питомий обсяг дренажу перед насосом;\nТоді ентальпія дренажу на виході з насоса\nН1 = hВХ + D hН1 = 1219,32 + 5,68 = 1225 кДж/кг\n4.7 Визначення витрат робочого тіла по елементах схеми турбоустановки\nДля визначення витрат пари у відборах турбіни необхідно скласти систему рівнянь кількістю рівним числу теплоустаткування: 2 ПВТ, деаератор, сепаратор, промперегрівач і 1 ПНТ.\nПриймаємо відносну витрату пари на турбоустановку α 0=1 тоді витрата живильної води складе α ПВ= α 0+ α УТ+ α ПРОД, де втрати робочого тіла на продувку 2% і витоку 0,5% від витрати на турбоустановку:\nα УТ+ α ПРОД = 0,025 α 0\nα ПВ= α 0+ 0,025 α 0= 1,025\nПозначимо Y — витрату через (на виході) ЦВТ і складемо систему рівнянь.\nЦВТ =2449,2 кДж/кг\nhСЕП = 681,607 кДж/кг; hСЕП =2744,405 кДж/кг\nhЦВТ = α СЕП hСЕП +(Y- α СЕП) hСЕП;\nДе витрата отсепарированной води дорівнює:\nα СЕП =Y (hЦВТ — hСЕП)/ (hСЕП — hСЕП);\nα СЕП =Y (2449,2 -2744,405) / (681,607 — 2744,405) = 0,143115 Y\nα СЕП = 0,143115 Y\n0 =2769,7 кДж/кг; h0 =1219,321 кДж/кг;\nhСЕП =2744,405 кДж/кг; hПП =2969,116 кДж/кг\n(Y — α СЕП) (hПП — hСЕП)= α 01 (h0 — h0);\nДе витрата граючої пари, (свіжої пари) складе:\nα 01 =(Y — α СЕП) (hПП — hСЕП) / (h0 — h0);\nα 01 =(Y — 0,143115 Y) (2969,116 — 2744,405) / (2769,7 — 1219,321) =\nα 01 =0,12434 Y\nh1 = 2627,86 кДж/кг; hД1 = 711,099 кДж/кг;\nh ПВД7 = 906,617 кДж/кг; h ПВД6 = 813,251 кДж/кг;\nh ПВД7= 0,999 — (i — 1) 0,001 =0,999 — (7 — 1) 0,001= 0,993 — ККД\nрегенеративного підігрівача, де i — номер підігрівника по ходу води.\n(α ПВ — α 01) (hПВТ7 — hПВТ6)= α 1 (h1 — hД1) h ;\nДе витрата 1 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:\nα 1 = (α ПВ — α 01) (hПВТ7 — hПВТ6) / (h1 — hД1) h;\nα 1 = (1,025 — 0,12434 Y) (906,617 — 813,251) / (2627,86 — 711,099) 0,993\nα 1 = 0,05028 — 0,006099 Y\nh2 = 2564,195 кДж/кг; hД2 = 752,268 кДж/кг;\nhД1 = 711,099 кДж/кг; h ЖН =715,051 кДж/кг; h ПВТ6 = 813,251 кДж/кг;\nh ПВТ6= 0,999 — (i — 1) 0,001 =0,999 — (6 — 1) 0,001= 0,994 — ККД\nрегенеративного підігрівника, де i — номер підігрівника по ходу води.\n(α ЖВ — α 01) (hПВТ6 — hЖН) = α 1 (hД1 — hД2) h + α 2 (h2 — hД2) h;\nДе витрата 2 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:\nα 2 = (α ЖВ — α 0) (hПВТ6 — hЖН) — α 1 (hД1 — hД2) h /((h2 — hД2) h);\nα 2 = (1,025-0,121434 Y) (813,251-711,099) — (0,05028 — 0,006099 Y) (711,099 — 752,268) /(2564,195 — 752,268) 0,994\nα 2 = 0,05703 — 0,00691 Y\nh3 =2500,7 кДж/кг; hД2 = 752,268 кДж/кг;\nhД = 699,644 кДж/кг; hПНД5= 641,927 кДж/кг; hД = 2763,347 кДж/кг\nВитрата випару дорівнює 5% витрати живильної води, тобто:\nα ВИП = (α ПВ — α 0) 0,05\nВитрата основного конденсату дорівнює:\nα ОК = α ЖВ + α ВИП — α 01 — α 1 — α 2 — α 3;\n(α ПВ- α 01) hД + α ВИП hД = (α 1 + α 2) hД2 + α 3 h3 + α ОК hПНТ5;\nСпростимо й знайдемо витрату з 3 відбору:\n(α ЖВ- α 01) (hД + 0,05 hД)= (α 1 + α 2) hД2 + α 3 h3 + (α ЖВ — α 01 + α ВИП — α 1 —\n— α 2 — α 3) hПНТ5;\n(α ЖВ- α 01) (hД+0,05 hД)= (α 1+ α 2) hД2 + α 3 h3 +(α ЖВ- α 01) (hПНТ5+0,05 hПНТ5)-\n-( α 1+ α 2) hПНТ5 — α 3 hПНТ5;\n(α ЖВ — α 01) (hД + 0,05 hД — hПНТ5 — 0,05 hПНТ5) — (α 1 + α 2) (hД2 — hПНТ5) = α 3 (h3 — hПНТ5);\nα 3 = (α ЖВ — α 0) (hД + 0,05 hД — hПНТ5 — 0,05 hПНТ5) — (α 1 + α 2) (hД2 -hПНТ5)/ h3 — hПНТ5\nα 3 = ((1,025 — 0,12434 Y) (699,644 +0,05 2763,347 — 641,927 — 0,05 641,927) —\n(0,05028 — 0,006099 Y + 0,05703 — 0,00691 Y) (752,268 -641,927)) / (2500,7 — 641,927)\nα 3 = 0,115097 — 0,0859 Y\nh4 = 2432,8 кДж/кг; h4 = 650,348 кДж/кг;\nh ПНД5 = 637,644 кДж/кг; h ПНД4 = 524,231 кДж/кг;\nh ПВД5 = 0,999 — ( i — 1) 0,001 =0,999 — (5 — 1) 0,001= 0,995\nККД регенеративного підігрівника, де i — номер підігрівника по ходу води. Витрата основного конденсату дорівнює:\n(α ОК — α 4 — α СЕП) (hПНТ5 — hПНТ4) = α 4 (h4 — h4) h;\n(α ЖВ + α ВИП — α 01 — α 1 — α 2 — α 3 — α 4 — α СЕП) (hПНТ5 — hПНТ4) = α 4 (h4 — h4) h;\n(α ЖВ+ α ВИП — α 01 — α 1 — α 2 — α 3 — α СЕП) (hПНТ5 — hПНТ4)= α 4 (h4 h- h4 h+ +hПНТ5 -hПНТ4);\n(α ЖВ + α ВИП — α 01 — α 1 — α 2 — α 3 — α СЕП) (637,644 — 524,231) = α 4 (2432,8 h — 650,348 h + 637,644 — 524,231);\n((α ЖВ — α 01 + α ВИП — α 1 — α 2 — α 3 — α СЕП) 113,413= α 4 1875,84;\n(1,025 — 0,12434Y + 0,00125 — 0,05028 — 0,006099 Y — 0,05703 — 0,00691 Y -0,115097 — 0,0859 Y — 0,143115 Y) 113,413 = α 4 1875,84;\nДе витрата 4 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:\nα 4 = 0,051622 — 0,001912 Y\nРівняння матеріального балансу: α 0 = α 01 + α 1 + α 2 + α 3 + α 4 +Y;\nде всі члени рівняння виведені вище й рівні:\nα 0=1 α 01 =0,12434 Y\nα 1 = 0,05028 — 0,006099 Y α 2 = 0,05703 — 0,00691 Y\nα 3 = 0,115097 — 0,0859 Y α 4 = 0,051622 — 0,001912 Y\nПідставивши всі значення, знайдемо Y ,а потім і всі значення відборів.\n1 = 0,12434 Y + 0,05028 — 0,006099 Y + 0,05703 — 0,00691 Y +\n+ 0,115097 — 0,0859 Y + 0,051622 — 0,001912 Y + Y;= 0,80738\nДля зручності витрати зведемо в Таблиця 4.3:\nТаблиця 4.3 Витрати робочого тіла по елементах схеми турбоустановки\nНазва елементуРівняння (позначення)Значення жив. Водаα ЖВ1,025На турбоустановкуα 01Сепаратα СЕП = 0,143115 Y0,116На промперегрівα 01 = 0,12434 Y0,10041 відбірα 1 = 0,05028 — 0,006099 Y 0,0452 відбірα 2 = 0,05703 — 0,00691 Y0,0513 відбір на деаераторα 3 = 0,115097 — 0,0859 Y0,0464 відбір на ПНТ-5α 4 = 0,051622 — 0,001912 Y0,050Вихід із ЦВТY0,80738Випар деаератораα ВИП = (α ЖВ- α 01) 0,050,046Осн. конденсатα ОК = α ЖВ + α ВИП — α 01 — α 1 — α 2 — α 30,713\nВитрата пари на турбопривід живильного насоса.\nПН =(α ЖВ — α01) DhжН /hНАС;\nде hНАС = 0,98 ККД живильного насоса.\nТП = NЖН / hТП;\nде hТП = 0,8 ККД турбопривода живильного насоса.\nТП = (α ЖВ — α01) DhПН /(hНАС hТП);ТП = αТП HТП\nде HТП — використаний теплоперепад турбопривода.\nαТП =NТП / HТП;\nαТП = (α ЖВ — α01) DhЖН /(hНАС hТП HТП);\nαТП = (1,025 — 0,1004) 15,407 / (0,98 0,8 656,9) = 0,030072\nαТП = 0,027\nh5=2821,356 кДж/кг; h5 = 536,426 кДж/кг;\nhПНД4 = 524,231 кДж/кг; hПНД3 = 432,847 кДж/кг;\nh = 0,999 — (i — 1) 0,001 =0,999 — (4 — 1) 0,001= 0,996 — ККД регенеративного підігрівача, де i — номер підігрівача по ходу води.\nВідносна витрата основного конденсату дорівнює через ПНТ:\nαОК — α4 — αСЕП = 0,713- 0,050- 0,116=0,547\n(αОК — α4 — αСЕП) (hПНТ4 — hПНТ3) = α5 (h5 — h5) h;\nДе витрата 5 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:\nα5 =0,547 (524,231 — 432,847) / ((2821,356 — 536,426) 0,996)\nh6 = 2715,848 кДж/кг; h6 = 444,688 кДж/кг;\nh5 = 536,426 кДж/кг; hПНД3 = 432,847 кДж/кг; hКН2 = 369,929 кДж/кг;\nh = 0,999 — (i — 1) 0,001 =0,999 — (3 — 1) 0,001= 0,997 — ККД регенеративного підігрівача, де i — номер підігрівача по ходу води.\nВідносна витрата основного конденсату дорівнює через ПНТ 3:\nα ОК — α 4 — α СЕП = 0,713- 0,050- 0,116=0,547\n(α ОК — α 4 — α СЕП) (hПНТ3 — hКН2) = α 6 (h6 — h6) h+ α 5 (h5 — h6) h;\nДе витрата 6 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:\nα 6 =(0,547 (432,847-369,929)- 0,02612 (536,426-444,688) 0,997)/((2715,848-444,688) 0,997)\nα 6 = 0,01728\nПНД1=245,824 кДж/кг; h6 = 444,688 кДж/кг;\nh7 = 2625,216 кДж/кг; hПНД2 = 367,704 кДж/кг;\nα ОК — α 4 — α СЕП = = 0,713- 0,050- 0,116=0,547\nВідносна витрата дренажу із ПНТ-3:\nα 5 + α 6 = 0,02612+ 0,01728=0,0434\n(α ОК — α 4 — α СЕП) hПНТ2 =(α 6+ α 5) h6 + (α ОК- α 4- α СЕП- α 7- α 6- α 5) hПНТ1 +α 7 h7;\n(α ОК — α 4 — α СЕП) (hПНТ2 — hПНТ1)=(α 6+ α 5) (h6 -hПНТ1) + α 7 (h7- hПНТ1);\nДе відносна витрата 7 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:\nα 7 =(0,547 (367,704 — 245,824) — 0,0434 (444,688 — 245,824)) / (2625,216 — 245,824)\nα 7 =0,03028\nhПНД1=245,82 кДж/кг; h8 = 2475,509 кДж/кг;БОУ = 134,77 кДж/кг;\nВитрата основного конденсату дорівнює через ПНТ:\nαОК — α4 — αСЕП — α7 — α6 — α5 =0,713- 0,050- 0,116- 0,03028- 0,01728- 0,026502\nαОК — α4 — αСЕП — α 7 — α 6 — α 5 =0,47293\n(αОК — α4 — αСЕП — α7 — α6 — α5) hПНТ1 = α8 h8 +(αОК — α4 — αСЕП — α8 — α7 — α6 — α5) hБОУ;\n(αОК — α4 — αСЕП — α7 — α6 — α5) (hПНТ1 — hБОУ )= α8 (h8 — hБОУ );\nДе витрата 8 відбору для регенеративного підігріву дорівнює:\nα8 = 0,47293 (245,82 — 134,77) / (2475,509 — 134,77)\nα8 = 0,02243\nВизначення витрати пари на турбоустановку:\nВнутрішня потужність турбіни визначається по формулі:\n= G Dh, де G — витрата пари на турбіну; Dh — спрацьовуємий у турбіні теплоперепад.\nЩоб урахувати відбори, розіб’ємо турбіну на відсіки, у яких витрата буде постійною, тобто знайдемо потужність відсіку турбіни між відборами, тоді:\nде Gi — витрата пари у відбір турбіни;\nDhi — спрацьовуємий теплоперепад у турбіні від i-го до i+1-го відбору.\nТому що a i = Gi / G0, значить Gi = ai G0\nЗвідси витрата пари на турбоустановку\nСкладемо Таблиця 4.4 для знаходження сумарної потужності всіх відсіків.\nТаблиця 4.4 Знаходження сумарної потужності всіх відсіків.\nВідносна витрата пари через відсік, aвідсікуТеплоперепад відсіку hОТС, , кДж/кгВідносна потужність відсіку NОТС, кВт/кгaОТС1 = a0 — a01 = =1 — 0,1004 = 0,8996h0 — h1 = 2769,7 -2627,86 = 141,84127,599a ОТС 2 = a ОТС 1 — a1 = = 0,8996- 0,045 = = 0,8546h1 — h2 = 2627,86 -2564,195 = 63,6754,412a ОТС 3 = a ОТС 2 — a2 = =0,8546- 0,051 = = 0,8036h2 — h3 = 2564,195 — 2500,7 = 63,551,028a ОТС 4 = a ОТС 3 — a3 = =0,8036 -0,046 = = 0,7576h 3 — h4 = 2500,7-2432,8 = 67,951,441a ОТС 5 = a ОТС 4 — a4 — aСЕП — — aТП = 0,7576 — 0,050 -0,116 — 0,027 = 0,5646h0ЦНД — h5 = 2969,1 -2821,4 = 147,783,391a ОТС 6 = a ОТС 5 — a5 = 0,5646- 0,026502= 0,53809h5 — h6 = 2821,4 — 2715,8 = 105,656,822a ОТС 7 = a ОТС 6 — a6 = = 0,53809- 0,01728= = 0,52081h6 — h7 = 2715,8 -2625,2 = 90,647,185a ОТС 8 = a ОТС 7 — a7 = = 0,52081-0,03028= = 0,49053h7 — h8 = 2625,2 — 2475,5 = 149,773,432a ОТС 9 = a ОТС 8 — a8 = = 0,49053 — 0,02243= = 0,468108h 8 — hК = 2475,5 — 2311,6= 163,976,722Сумарна потужність всіх відсіків склалаSNi = 614,547КВт/кг\nПотужність на клемах генератора:\nЄ =Wi hГ hМ= NЄ/ (hГ hМ)= 940 /(0,988 0,99) = 961,027 МВт.\nде hГ =0.988-ККД генератора; hМ =0.99-механічний ККД ТГ.\nВитрата пари на турбоустановку:\nПотужність конденсатного насоса першого підйому (КН 1):\nКН1 =(DhКН1 ДКН1) / h\nде: витрата конденсату через насос ДКН1 = G0 aКН1\naКН1 = aОК — a4 — aСЕП — a8 — a7 — a6 — a5 = 0,713- 0,050- 0,116-0,02243- 0,03028- 0,01728- 0,026502= 0,4505\nДКН1 = 1544,98 0,4505 = 696,013 кг/с\nККД насосної установки h = 0,86;\nЗбільшення ентальпії в насосі DhКН1 = 1,641 кДж/кг\nNКН1 = (1,641 696,013) / 0,86 = 1328,09 кВтКН1 = 1,328 МВт\nПотужність конденсатного насоса другого підйому (КН 2):\nКН2 =(DhКН2 ДКН2) / h\nде: витрата конденсату через насос ДКН2 = G0 aКН2;\naКН1 = aОК — a4 — aСЕП = 0,713- 0,050- 0,116= 0,547\nДКН2 = 1544,98 0,547= 845,1 кг/с\nЗбільшення ентальпії в насосі DhКН2 = 2,225 кДж/кгКН2 = (2,225 845,1) / 0,86 = 2186,46 кВтКН2 = 2,186 МВт\nПотужність насоса дренажу промперегрівача (Н1):\nН1 =(DhН1 Д01) / h\nде: витрата через насос Д01 = G0 a01 = 1544,98 0,1004 = 155,115 кг/с\nЗбільшення ентальпії в насосі DhН1 = 5,68 кДж/кгН1 = (5,68 155,115) / 0,86 = 881,058 кВтН1 = 0,881 МВт\nСумарна витрата електроенергії на приводи насосів:\nSН =NКН1+NКН2+NН1;SН =1,328 + 2,186 +0,881 = 4,396 МВт\nЕнтальпія й температура живильної води після крапки змішання із дренажом промперегрівача:\nt ПВ = 220 °С; РПВД7 = 8,558 МПаПВ = f (РПВД7 , t ПВ) = 945,4 кДж/кг\nПовна витрата теплоти на турбоустановку:\nТУ = G0 h0 + ДПР hПР — GЖВ hЖВ =G0 (h0 + aПР hПР — aЖВ hЖВ)\nДе aПР = 0,02-відносна витрата продувки парогенератора.\nhПР = f (РПГ, х = 0) = 1292 кДж/кг — ентальпія продувки ПГ.\nРПГ = Р0 + DРПГ + DРПАР= 6,1 + 1,076 + 0,305 = 7,481 МПа\nде тиск гострої пари Р0 = 6,1 МПа;\nгідравлічний опір паропроводу:\nDРПАР = (0,03 ¸ 0,08) Р0 =0,056,1= 0,305 МПаТУ = 1544,98 (2769,7 + 0,02 1292 — 1,025 945,4) = 2821913,7 кВтТУ =2821,9 МВт\nПитома витрата теплоти брутто на виробництво електроенергії:\nq = QТУ / NЭ = 2821,9 / 940 = 3,002 кВт/кВт\nЕлектричний КПД брутто:\nhБРУТТО = NЭ / QТУ = 1 / q = (1 / 3,002) 100% =33,3 %\nЕлектричний ККД нетто:\nhНЕТТО = (NЭ — NSН) / QТУ = ((940 — 4,396) / 2821,9)100% = 33,15 %\nПри розрахунку теплової схеми були визначені параметри потоків через всі елементи схеми і визначена витрата пари на турбіну по заданій електричній потужності. В розрахунку були визначені теплоперепади і витрати для кожного відбору. Витрата пари на турбоустановку склала 1544,98 кг/с.\nНа основі одержаних параметрів був розрахований ККД теплової схеми, що становить — 33,15 %.\n5. Вплив нейтронного випромінювання на матеріал оболонки ТВЕЛ\nВідомо, що на поверхні оболонки ТВЕЛів, поміщених у воду, утвориться плівка діоксиду цирконію, і порушення цієї плівки веде до виникнення мікротріщин на поверхні сплавів, що при своєму розвитку призводять до виникнення макротріщин і, в остаточному підсумку, до розгерметизації ТВЕЛів. Особливу складність при розрахунку ресурсу оболонки ТВЕЛ представляє облік спільного впливу корозії і нейтронного випромінювання на плівку, що сформувалася, на поверхні цирконію. Діоксид цирконію являє собою моноклінний матеріал, однак у процесі нейтронного опромінення в ньому може відбуватися фазове перетворення в тетрагональний тип ґрат, що супроводжується зміною питомого обсягу елементарного осередку на 10-13 %. Саме це зменшення обсягу є причиною розтріскування плівки. У той же час відомо, що додавання до ZrO2 10-15 % Y2O3 приводить до стабілізації кубічної форми ґрати, що не змінюються під дією випромінювання. Так само відомо, що швидкість наростання оксидної плівки міняється з продовженням кампанії. У даній роботі почата спроба розгляду проблем, зв’язаних зі стійкістю діоксиду цирконію до дії нейтронного випромінювання, а також розглянуті механізми утворення мікротріщин у листовому сплаві Zr -1% Nb. Основні результати роботи отримані в експериментах на нейтронних спектрометрах KSN-2 ІЯД НАН Україна на реакторі ВВР-М (потужністю 10 МВт). Рентгенівські дослідження виконані на рентгенівському дифрактометрі ДРОН-3.0 ІМФ НАН України. Іспити зразків Zr -1% Nb на розривну міцність і межу пластичної деформації проводилися в гарячих камерах реактора ВВР-М ІЯД НАН України.\nНа мал.5.1. показана залежність розривної міцності і граничної пластичної деформації цирконієвого зразка від флюенса нейтронів. Відносна гранична пластична деформація при розтяганні істотно знижується при флюенсі до 3-1021 (нейтрон/см2) і потім залишається постійною при розривній міцністі, яка зростає з 3-1021 до 115-1021 Па. Для флюенса, що перевищує 3*1021 (нейтрон/см2), розривна міцність практично не залежить від нього.\nРис. 5.1. Зміна деяких властивостей Zr у залежності від флюенса\nВплив опромінення на цирконій і його сплави виявляється на мікроскопічному рівні погіршенням їхніх механічних властивостей унаслідок дії швидких нейтронів і підвищення крихкості матеріалу через абсорбцію водню і виділенні його у виді гідриду цирконію.\nУнаслідок взаємодії швидких нейтронів Е>1МеВ з цирконієм і його сплавами утворюються скупчення дефектів і петель дислокацій, розміри яких і розподіл у масі матеріалу залежать від флюенса нейтронів, температури опромінення і складу матеріалу.\nВивчення опромінених зразків за допомогою електронної трансмісійної мікроскопії показало, що кількість агломерацій дефектів і скупчень дислокацій досягає щільності насичення приблизно в 3×1016 см3 при флюенсі менше 3×1020 (нейтрон/см2) . Ці мікроструктурні зміни приводять до зростання стійкості до розтягання, зниженню опору до вигину при ударі і зростанню плинності, індукованої випромінюванням.\nІнший ефект взаємодії швидких нейтронів з цирконієм і його сплавами складається в зміні їхніх розмірів і первісної форми . Цирконій і його сплави мають кристалічну структуру щільної гексогональної кладки, що сприяє нерівномірному нагромадженню утворююмих при взаємодії зі швидкими нейтронами порожнеч і атомів упровадження на призматичних і базисних площинах.\nЛюбий дефект, викликаний опроміненням і залишившийся ізольованим в ґратах, тобто не примикаючий до скупчень дислокацій,\nвиявляється на мікроскопічному рівні в змінах різних параметрів і відповідно в змінах обсягу і форми матеріалу.\nЦі зміни на мікроскопічному рівні пояснюються для більшості полікристалічних анізотропних матеріалів наявністю текстури (переважної орієнтації кристалів). Явище текстурування виявляється в рості анізотропії фізичних властивостей матеріалу.\n.1 Структурні дослідження\nСтруктурні дослідження були проведені на нейтронному дифрактометрі KSN-2 (λ = 0,104 мм). Спектри неупруго-розсіяних повільних нейтронів були отримані на багатодетекторній установці зі зміною енергії нейтронів за часом «часу польоту». Енергія падаючих нейтронів 26 меВ. Криві дисперсії для напрямків , ,  були обмірювані на тривісному спектрометрі KSN-2 (рис. 5.1.1.). Були використані енергетичні нейтрони (48мэВ).\nметод «часу польоту» ґрунтується на вимірі часу, за який імпульс моно- чи поліхроматичних нейтронів проходить відстань від джерела до детектора. Описуваний нейтронний спектрометр по «часі польоту» був сконструйований і виготовлений у ІАЕ ім. И.В.Курчатова. З реактора колімований білий пучок нейтронів виводиться на кристал- монохроматор під кутом φ до площини відображення (у нашому випадку це монокристал Zr, площина відображення (001)). Під цим же кутом φ до цієї ж площини одержуємо відбитий пучок монохроматичних нейтронів. Цей пучок після проходження через механічний переривач (селектор) стає імпульсним. Імпульсний монохроматичний пучок нейтронів потрапляє на досліджуваний зразок під кутом 45° і надалі розсіюється одночасно під різними кутами. Нейтрони, що перетерпіли розсіювання, реєструються одночасно під різними кутами набором детекторів і їхня енергія вимірюється по методу «часу польоту», тобто нейтрони з меншими швидкостями, а, виходить, і меншими енергіями, детектуються в більш пізні моменти часу.\nРис. 5.1.1. Схема нейтронного спектрометра по часу прольоту.\n— захист реактора; 2,3 — коліматори; 4 — кристал-монохроматор; 5 — механічний переривач (селектор), 6 — зразок, 7 — захист детекторів; 8 — детектори; 9 — монітор.\nУсі детектори установки розташовані у вертикальній площині (тобто площина розсіювання — вертикальна) і перекривають область кутів від 9° до 116°. У цьому кутовому інтервалі розташовані 8 детекторів, що представляють із себе батареї лічильників, наповнені Не, по 15 лічильників у кожній батареї. Відстань від детектора до зразка в наших експериментах складала 2,82 м. монтаж детектора виконаний так, що кожен детектор може працювати як один лічильник, чи може бути розбитий на 5 груп, що дозволяє варіювати співвідношення між світлосилою і кутовою здатністю установки. Для одночасного виміру спектрів розсіяних нейтронів під різними кутами використовувалася система багатомірного часового аналізу, у яку входять аналізатор АІ-4096, комутуюча приставка і відповідна радіотехнічна апаратура, що забезпечує одержання необхідної форми сигналів з детекторів і передачу її на часовий аналізатор. При проведенні наших експериментів робота велася з п’ятьма детекторами, кожний з який працював як окремий лічильник.\nДля контролю за монохроматичним пучком нейтронів використовувався\nмонітор, виконаний з одинарного гелієвого лічильника, розташованого на прямому пучку на такій же відстані від зразка, що і детектори. Цей же монітор використовувався для визначення розподільної і відображаючої здатності кристалів-монохроматорів, пропущення досліджуваних зразків, розподілу інтенсивності на площі монохроматичного пучка нейтронів, юстіровки системи колиматорів. Механічний переривач, необхіден для перетворення стаціонарного моноенергетичного пучка в пульсуючий, одночасно використовувався і для відсічення нейтронів, отриманих від відображень вищих порядків, що завжди присутні в пучку, що надходить із кристала монохроматора. В експериментах використовувався ротор з параболічною щілиною, що підвищує монохроматичність пучка, тому що виходу з щілини досягають тільки ті нейтрони, траєкторії яких в обертовій системі координат не перетинаються зі стінками.\nВідомо, що довжина хвилі (а, отже, і енергія) відбитих від монокристала нейтронів визначаються умовою Брегга:\nn×λ = 2×d ×sinθ (5.1),\nде λ -довжина хвилі відбитих нейтронів; d — міжплощинна відстань кристала-монохроматора; θ -кут падіння нейтронів.\nЗвідси випливає, що енергію відбитих нейтронів можна змінювати, змінюючи θ чи d (тип кристала-монохроматора). Тому в установці передбачена як можливість швидкої заміни кристала-монохроматора, так і обертання всієї детектуючої системи і досліджуваної системи навколо осі, на якій поміщений кристал-монохроматор.\nОсновними параметрами спектрометра є: розподільна здатність по енергії і світлосила. При використанні кристалічних монохроматорів ступінь монохроматичності пучка визначається так:\nде θ -брегговський кут відображення;\nЕ — енергія відбитих нейтронів;\nλ — довжина хвилі відбитих нейтронів;\nα — кутова розходимість падаючого пучка;\nη — мозаїчність кристала-монохроматора.\nЗ аналізу виразу (5.2) видно, що в залежності від значень θ, α, η можна одержувати різний розподіл по енергії в залежності від вимог експерименту. Величина мозаїчності η визначається якістю кристала, а значення θ і α можна змінювати довільно (у нашій установці θ варіюється в межах від 0 до 40°). Значення задається двома соллеровськими колиматорами, один із яких знаходиться в шибері реактора, а іншиї між переривачем і досліджуваним зразком. В усіх змінах і підборах відповідних експериментальних умов необхідно дотримувати баланс між розподільною здатністю і світлосилою установки. Світлосила залежить від величини падаючого на монокристал потоку нейтронів, відбиваючої здатності монокристала, типу застосовуваного ротора переривача й ефективності системи детекторів. Для оцінки світлосили були проведені виміри величини потоку нейтронів протягом усього ходу пучка. За даними цих вимірів, потік нейтронів у берилієвому відбивачі реактора в районі виходу першого горизонтального каналу складає 2×1013 (нейтрон/см2×сек). (Це значення може змінюватися в залежності від конфігурації тепловиділяючих елементів в активній зоні). Після щілинного колиматора, розташованого в шибері і формуючого пучок з максимальною розходимістю 45 кутових секунд, на кристал-монохроматор падає пучок теплових нейтронів рівний 4×108 (нейтрон/см2·сек). Після відображення пучка від кристала-монохроматора, потік нейтронів виходить рівний 2×106 (нейтрон/см2×сек). (У залежності від типу монокристала і величини виділюваної довжини хвилі, це значення теж змінюється). Механічний переривач при 15000 об/хв послабляє пучок приблизно в 600 разів. Результуючий пучок нейтронів, що падає на зразок, складає приблизно 3,7×103 (нейтрон/см2-сек). З огляду на площу пучка нейтронів, ущільнення його за рахунок зрізу по Ван-Кухену, можна оцінити повне число нейтронів, що падають на зразок 6×104 (нейтрон/сек), при енергії 25 меВ. великий вплив на результати експерименту робить фон швидких нейтронів, тому на установці був посилений захист.\nПри вивченні дінаміки кристалічних ґрат знання функції розподілу щільності частот нормальних коливань, одержуваної з експерименту на нейтронних спектрометрах по «часі польоту», часто виявляється\nнедостатнім. Багато тонких ефектів, такі як аномалії Кона, виявляються затушованими в інтегральному спектрі. Для дослідження таких ефектів був сконструйований тривісний нейтронний спектрометр, що представляє собою комбінацію двох однокристальних спектрометрів та аналізатора нейтронів. Принципова схема тривісного кристалічного спектрометра KSM-2, що використовується в наших експериментах, приводиться на мал. 5.2, встановленого на 4-му горизонтальному каналі реактора ВВР-М ІЯД НАН України.\nРис. 5.2. «Схема кристалічного спектрометра нейтронів».\nК1,К2,КЗ — колиматори, КМ — кристал-монохроматор, О — зразок,\nКА — кристал-аналізатор, Д — детектор.\nПучок нейтронів з реактора проходить через систему колиматорів у горизонтальних нішах і попадає на кристал-монохроматор (КМ). Щілинний колиматор (К) служить для формування нейтронного пучка з необхідною розходимістю, що при необхідності може змінюватися шляхом зміни ширини щілин колиматора. Кристал-монохроматор міститься на дистанційно керованому столику з двома ступенями волі (обертання навколо вертикальної осі і нахил вертикальної осі) у місці виходу нейтронного пучка з каналу реактора. Відбитий від кристала-монохроматора під кутом 2 v монохроматичний пучок нейтронів проходить через щілинний колиматор (К) і потрапляє на дослідний зразок (О). Енергія монохроматичного пучка нейтронів може змінюватися шляхом зміни кута відображення 2 v, а також шляхом використання різних змінних кристалів-монохроматорів, з різними міжплощинними відстанями. Межі зміни кутів віддзеркалення 2 v обмежуються як конструкцією установки, так\nі геометрією розташування її в залі реактора. В нашому випадку 2 v може змінюватися в межах 16° — 32°. В якості кристалів — монохроматорів можуть використовуватися монокристали Рв, Zn, Сі. В результаті ми мали нагоду варіювати енергію падаючих нейтронів в діапазоні 30 — 300 меВ. Розсіяні під кутом 2 θ нейтрони аналізуються по енергії за допомогою кристала аналізатора (КА) і реєструється детектором (Д ). В спектрометрі КSN — 2 кут розсіяння θ може змінюватися в межах 0° — 170° (по відношенню до падаючого пучка). Кут кристал — аналізатора 2 Ψ може змінюватися в межах 105° без перестановки спрямовуючої плеча аналізатора, а після перестановки спрямовуючої межі зміни кута 2 Ψ можна збільшити до 170°.\nСистема колімації дозволяє одержати монохроматичний пучок перетином 0,05 х 0,05 м2 і кутовою розходимістю 15 кутових хвилин. При необхідності кутова розходимість пучка може бути збільшена. В своєму стандартному промисловому виконанні спектрометр KSN-2 володіє рядом недоліків, головний з яких: неможливість дистанційного керування плечем зразка, унаслідок того, що спрямовуюча плеча аналізатора з одного боку закріплена на плечі зразка, а з іншого спирається на підлогу залу за допомогою домкратів. В ході експлуатації спектрометр був підданий модернізації. Було вирішено питання про переміщення спрямовуючої плеча аналізатора разом з плечем зразка, що дозволило дистанційно управляти всіма переміщеннями спектрометра.\nТочність відліку кутових положень пліч спектрометра була поліпшена в 2,5 рази і досягла двох кутових хвилин. Ця точність була отримана за допомогою введення в зубчасту передачу пари коліс з передаточним числом 1:2,5. У процесі експлуатації була також проведена заміна торцового лічильника, наповненого BF3 на батарею з 9 гелієвих лічильників малого розміру типу СНМ-31. Кутовий дозвіл при цьому погіршено не було. Ця заміна лічильника і повна зміна конструкції захисту дозволили поліпшити співвідношення ефект-фон в 10-12 разів.\nОсновні характеристики установки, такі як розподільна здатність і світлосила, розраховувалися виходячи з розумінь, викладених вище. Як видно з формули (5.2), можна одержати різний дозвіл по енергії в залежності від 2 θ, α, η.\nУ нашому експерименті кристалом-монохроматором був Рb із площиною відображення (111) (розміри 0,20 х 0,08 х 0,01 м). Брегговський кут відображення 2 θ складав 26°24′ (використовувалася основна лінія) і виділялися монохроматичні нейтрони з Е=48,1042 меВ; λ = 0,1304 нм.\nЩілинні колиматори, кристал-аналізатор і кінцеві розміри детектора призводять до зміни напівширини лінії і, у кінцевому рахунку, позначаються на розподільній здатності всієї установки. В якості кристала-аналізатора у цьому випадку використовувався монокристал міді розмірами 0,160х 0,060х 0,009 м і мозаїчністю η≈20 кутових хв. Світлосила установки залежить від величини падаючого потоку нейтронів на кристал-монохроматор, відбиваючої здатності кристала-монохроматора і кристала-аналізатора, а також ефективності детектора. Монокристал свинцю товщиною в 0,01 м відбиває 20-25% нейтронів монохроматичної лінії, 40% нейтронів проходить через монокристал, і 40% розсіюється когерентно за рахунок непружного розсіювання. Вивчалися порошкоподібні зразки, отримані по методу соосадження гідроксидів. Усі зразки піддавалися стандартному гомогенизуючому отжигу на протязі 7,2-105 сек при 720 К.\n.2 Вивчення структури і динаміки кристалічних ґрат твердих розчинів на основі ZrO2.\nПроводилися експерименти з метою вивчення твердих розчинів на основі ZrO2. Найбільша увага була приділена системі ZrO2-Y2O3 . Структурні дослідження систем ZrO2-Y2O3 становлять особливу цікавість, тому що ZrO2 є хімічним і структурним гомологом основного уранового палива UO2. Однак радіаційні і токсичні властивості UO2 затрудняють його дослідження. Дані, отримані на системі ZrO2-Y2O3 можуть бути корисні при розробці заходів щодо поліпшення якостей палива на основі діоксиду урану UO2. Дані нейтронографічних вимірів приводяться на мал. 5.3, де чітко видно, що починаючи з концентрації ≈6% у твердому розчині стабілізується кубічна фаза. Рентгеноструктурний аналіз цих твердих розчинів підтвердив результати нейтроннографічних вимірів. Оскільки елементарний осередок твердих розчинів на основі діоксида цирконію містить більш одного атома, без залучення спеціальних модельних розрахунків одержати в чистому виді функцію щільності станів тіл g(ε) — не вдається. З експерименту\nбезпосередньо можна одержати деяку функцію Gs(ε), що являє собою добуток функції g(ε) і Ks(q, ε), що залежить від амплітуд когерентного розсіювання, маси, векторів поляризації різних атомів, що входять в елементарний осередок:\nРис.5.3. Вид функції Gs(e) для твердих розчинів у системі Zr2-Y2O3 зі вмістом компонента Y2O3 : а)- 0%, б) — 6%; в) — 10%\nде: h — число атомів в елементарному осередку;\naj — амплітуда когерентного розсіювання J атома;\nMj- маса J атома;\nе-wj — фактор Дебоя-Валлера J атома;\nξis — вектор поляризації;\nН — імпульс, переданий нейтроном при розсіюванні.\nНа рис.5.4. приведені спектри коливань, отриманих для ряду твердих розчинів. Вивчення спектрів дало можливість виявити помітне розходження між даними для чистого діоксида цирконію і твердих розчинів, де концентрація домішки Y2O3 перевищувала 6%. Цей результат не є несподіваним, тому що ґрати чистого ZrO2 мають моноклінну симетрію, а система ZrO2-Y2O3 кристалізується в кубічній структурі. Не дивлячись на близькість параметрів ґрати в обох структурах, варто очікувати зміни силових постійних між атомами. Основне розходження спостерігається в районі енергій ≈55 меВ.\nЗвертає на себе увагу факт збільшення щільності частот нормальних коливань, з ростом концентрації іонів- стабілізаторів. В області складів, де концентрація Y2O3 змінювалася від 12-26%, спостерігалося деяке розширенняспектра коливань до 110 меВ, без істотних змін у формі розподілу. Подальше зростання концентрації Y2O3 до 33%, приводив до появи деяких особливостей в спектрі. На нашу думку, такі зміни в спектрах із зростанням концентрації іонів стабілізаторів можуть бути пояснені таким чином. В системі ZrO2-Ме2O3 ( де Me — Y, Nd, Gd ) можуть існувати в області концентрацій Ме2O3 перевищуючої Х =0,33, тільки дві повністю впорядковані фази: моноклінна (в чистому ZrO2) і кубічна, типу пірохлора (при 33% Y2O3) В структурі типу пірохлора впорядкованим чином розташовані як іони стабілізатори, так і супутні їм вакансії. В той же час в області складів X =0,06-0,3, де грати твердих розчинів мають структуру типа CaF2, мабуть, має місце статистичний розподіл іонів стабілізаторів і вакансій. Такий розподіл приводить до розупорядкування трансляції в гратах твердого розчину, що приводить до порушення правил відбору і розширення оптичних гілок коливань. У зв’язку з вищевикладеним, особливу увагу надане вивченню системи ZrО2-33%Y2O3, оскільки раніше висловлювалися припущення про утворення в даній системі з’єднання типу пірохлору.\nРис. 5.4. «Нейтрограми твердих розчинів системи ZrО2-Y2O3 зі змістом компонента Y2O3 : а) — 6%, б) — 5%, в) — 0%».\nДійсно, якщо для кубічних твердих розчинів на основі ZrО2, стабілізованого оксидами лантаноїдного ряду, існування таких з’єднань визнається доведеним, то в системі ZrО2-Y2O3 питання, до певної міри, залишається дискусійним. Наші експерименти грунтувалися на припущенні, що з’єднання, що мають однакові грати-матрицю і відмінні лише атомною вагою домішкових компонентів, повинні мати подібні один одному спектри коливань.\nЗ огляду на це припущення, було проведено порівняльне вивчення твердих розчинів ZrО2-33%Y2O3 і ZrО2-33%Nd2O3. (останній за даними рентгеноструктурного аналізу мав структуру типу пірохлору). Нами були вивчені нейтронограмми цих з’єднань, що у цілому збіглися один з одним (рис.5.5). Більш того, вони збіглися з нейтронограмою, приведеною в дослідженні, на підставі якої заперечується наявність з’єднання типу пірохлору в системі ZrО2-Y2O3. очевидно, з огляду на результати наших експериментів, висновки роботи  не можна вважати остаточно вирішальними. На рис. 5.6. представлені спектри обох з’єднань. Їхнє\nзіставлення приводить до висновку про наявність деяких загальних особливостей. Зокрема, маються максимуми в областях 45 і 70 меВ. Однак у випадку ZrО2- 33% Nd2O3 центр ваги спектра лежить в області ≈ 40 меВ, а у випадку ZrО2 — 33% Y2O3 в області ≈ 60 меВ. Це, на нашу думку, може бути викликане як значною різницею в атомних вагах іонів стабілізаторів, так і різним ступенем упорядкування структурних елементів. таким чином, наші дані в цілому погоджуютьсяся з результатами роботи , де зроблений висновок про наявність плавного переходу між структурою типу флюориту і пірохлору в системі ZrO2-Y2O3.\nУніверсальний характер змін у спектрі коливань атомів чистого Zr2, що відбуваються з внесенням у ґрати матриці іонів-стабілізаторів, підтверджується результатами дослідження систем Zr2 — 15% 5С2О3 і Zr2 — 20% СаО. Цікавим при дослідженні системи ZrO2 — Sc2О3 є обставина, що іон скандію (Sc3+) — єдиний іон, що має менший розмір, чим іон цирконію (Zr4+), і, проте, стабілізує кубічну фазу . Це дозволяє припустити, що упорядковане розташування катіонів домішок у ґратах ZrO2 відіграє важливу роль стабілізації кубічної фази.\nРис. 5.5. Нейтрограмма твердих розчинів на основі діоксида цирконію а) ZrО2- 33% Nd2O3 , б ) ZrO2- 33% Y2O3» .\nРис. 5.6. Вид функції Gs(ε) для твердих розчинів на основі діоксида цирконію: а) ZrО2- 33% Y2O3, б ) ZrО2- 33% Nd2O3.\nОписані вище експерименти були проведені при 3000К. З метою вивчення впливу температури на динаміку ґрат твердих розчинів на основі ZrO2, у серії експериментів була вивчена структура і динаміка кристалічних ґрат систем ZrO2-16%Y2O3 і ZrO2-33%Y2O3 при температурах 77°К и 700°К. Ніяких відмінностей у структурі і спектрах даних систем при зазначених температурах, у порівнянні з вимірами при 300°К не виявлено (мало місце лише розходження у величині «эффект фон»). Як відомо , тверді розчини на основі ZrO2 мають ГЦК структуру і тому в їхніх спектрах повинно спостерігатися 9 галузей: 3 акустичних і 6 оптичних. Нами були отримані дисперсійні криві, що відносяться тільки до акустичної частини спектра, що добре погоджується з даними роботи  і, можливо, пов’язано з великим ступенем структурного розупорядочення в досліджуваних кристалах.\n.3 Текстурні зміни у вершині тріщини, що рухається.\nПри вивченні руйнування листового сплаву Zr-1%Nb було експериментально показано, що пластична деформація у вершині тріщини, що рухається, сполучена з закономірною зміною вихідної кристалографічної текстури матеріалу. Цей результат дозволяє зв’язати тріщиностійкість виробів зі сплаву Zr-1%Nb з вихідною текстурою й орієнтацією тріщини, що\nпредставляється важливим як з наукової, так і з практичної точки зору.\nБудь-яка пластична деформація, що здійснюється за допомогою дії кристалографічних механізмів (двійникування, ковзання), сполучена з кристалографічною переорієнтацією зерен, принципи й особливості якої розглядаються в рамках теорії текстуроутворення . Те ж саме відноситься і до локальної пластичної деформації у вершині тріщини, що рухається. Переорієнтація зерен може протікати легше чи сутужніше в залежності від сдвигової напруги в активізуємих системах ковзання і двійникування числа діючих механізмів деформації. Відповідно рух тріщини і попереднього їй фронту пластичної деформації буде контролюватися тими ж факторами.\nУ зв’язку з цим дані про особливості текстури шару, що прилягає до поверхні руйнування, є реальною основою для непроведеного раніше кристалографічного аналізу ситуації у вершині тріщини.\nДля виявлення переорієнтації зерен у зоні пластичної деформації у вершині тріщини, що рухається, проводили рентгенівське вивчення кристалографічної текстури шару, що прилягає до поверхні руйнування. Застосування методу ділильних сіток  дозволило установити, що поле пластичної деформації, що формується до моменту старту тріщини поблизу вершини надрізу, є неоднорідним і нерівноважним. Текстурні особливості шару, що прилягає до поверхні руйнування, визначаються сумарним ефектом проходження зони неоднорідної пластичної деформації і тому повинні розглядатися як результат послідовного впливу локальних деформацій, розподіл яких реєструє метод ділильних сіток. Текстурна дифрактометрична зйомка поверхні руйнування є принципово новою методикою. Передумовою до її застосування послужило наступне. При розтяганні зразка з надрізом напружений стан у вершині надрізу такий, що деформація, що розвивається поблизу її локальна, визначається переважно дією розтягуючих напруг, перпендикулярних утворюємої поверхні руйнування . За даними, що отримані методом ділильних сіток, товщина прилягаючого до цієї поверхні шару претерпіваючого більш-менш помітну деформацію розтяганням, для сплаву Zr-1%Nb при кімнатній температурі не перевищує 2 мм. У межах цього шару ступінь деформації різко убуває в міру видалення від поверхні руйнування. Так як при дифрактометричної зйомці текстури площа опроміненої плоскої поверхні повинна складати щонайменше кілька квадратних міліметрів. Найбільш прийнятний спосіб одержання достовірної інформації про переорієнтацію зерен у вершині тріщини зйомка поверхні руйнування і зіставлення її текстури з текстурою внутрішнього недеформованого перетину, рівнобіжного цій поверхні.\nПри рентгенівській дифрактометричній зйомці поверхні руйнування істотні методичні труднощі можуть виникати в зв’язку з їхньою неплощинністю і шорсткістю. Обмежити негативний вплив неплощинності поверхні на вірогідність одержуваних результатів можна шляхом зменшення площі, що опромінюється.\nЗразки виготовляли з листа сплаву Zr-1%Nb товщиною 1 мм. Рентгенівське дослідження проводили на зразках, що перетерпіли іспит на розтягання уздовж напрямку прокатки (НП) і поперечного напрямку (ПН). Для іспиту на розтягання з листа вирізували зразки двох типів: розміром 185×20 мм при довжині робочої частини 130 мм і 110×8 мм при довжині неробочої частини 43 мм. На зразках більшого розміру електроерозійним способом робили центральний надріз довжиною 6,5 мм. На зразках з надрізом при температурі 293°К за стандартною методикою визначали критичне розкриття тріщини δс, напруга старту тріщини σсо і критичне значення інтеграла gс . Після розтягання зразків з надрізом до руйнування проводили рентгенівське вивчення поверхонь руйнування, що утворилися, за описаною методикою. При цьому, з огляду на малість товщини вихідного листа для дифрактометричної зйомки виготовляли складені зразки, застосовуючи полірування і травлення досліджуваної поверхні в мінімальних межах.\nДані іспити на розтягання зразків обох типів — гладких і з надрізом приведені в Таблиця8.1. Для кожної з зазначених у таблиці величин обчислений показник анізотропії А (наприклад, А(δЗ= δСНП/δСПН)). Зіставлення кривих напруга-деформація для гладких НП- і ПН- зразків свідчить про їхнє різке розходження. Думаючи, що аналогічні особливості зміцнення виявляються й\nу зоні пластичної деформації поблизу вершини тріщини, що рухається, для його характеристики вводять коефіцієнт зміцнення К:\nВихідні текстури НП- і ПН- перетинів листа досліджуваного сплаву\n(Zr-1%Nb) різко різні, що характерно для прокатаних металевих матеріалів з г.п.у.- ґратами.\nНапрямок розтяганняσ0,2 МПаσВ МПаКУδ, %δС, ммδспро, МПаJс,МПа ммНП2113620,72250,8238324,7ПН2733350,23210,8739030,1Коефіцієнт анізотропії0,771,083,131,20,980,940,82\nЗ робіт, присвячених вивченню механізмів пластичної деформації і текстуростворення в d — цирконії [10-11], випливає, що зміна текстури при розтяганні НП-зразка визначається дією призматичного ковзання, тоді як при розтяганні ПН-зразка активізації призматичного ковзання передує інтенсивне двойнікування, що викликає стрибкоподібне переміщення текстурного максимуму з його первісного положення.\nУстановлено, що в НП- зразках поблизу поверхні руйнування матеріал перетерплює деформацію розтяганням на 15-19%, ПН- зразках — на 3-5%. очевидно, що в силу пошарової неоднорідності розподілу деформації поблизу поверхні руйнування, реальна локальна деформація шару товщиною кілька мікронів, що безпосередньо прилягає до поверхні руйнування, істотно перевищує зазначену. Так як руйнування відбувається при вичерпанні ресурсу пластичності шару локалізованої деформації, то й у НП-, і ПН- зразках у безпосередній близькості від вершини надрізу досягається максимально можливий ступінь деформації, що реалізується за рахунок призматичного ковзання. Але це означає, що отримані по текстурним данним усереднені оцінки ступеня пластичної деформації — цирконію поблизу поверхні руйнування характеризують, по суті справи,\nтовщину шарів, у яких ця деформація локалізована, а не максимальну ступінь деформації, що досягається при руйнуванні НП-, і ПН- зразків. Чим менший ступінь пластичної деформації шару, що прилягає до поверхні руйнування, дає проведена оцінка, тим менше товщина шару локалізованої деформації у вершині тріщини. Звідси випливає, що товщина цього шару в НП- зразку істотно більше, ніж у ПН- зразку.\nтаким чином, у зразках з надрізом розвиваються такі ж процеси переорієнтації зерен і зміни кристалографічної текстури, які і при розтяганні гладких зразків з тією лише різницею, що в перших ці процеси локалізовані поблизу поверхні руйнування.\nТекстурні зміни, що спостерігаються в α- цирконії поблизу поверхні руйнування, можуть служити відправним пунктом для аналізу причин анізотропії тріщиностійкості досліджуваного листа сплаву Zr-1%Nb. Зміна текстури матеріалу у вершині тріщини, що рухається, є природним наслідком прагнення його зерен придбати орієнтацію, стійку стосовно впливу переважної там деформації розтяганням. Активізуємі в зерні механізми пластичної деформації (двойникування, ковзання) викликають характерні для них повороти кристалічних ґрат цього зерна. Зокрема, у результаті ковзання, викликаного деформацією зразка розтяганням, ґрати зерна повертаються таким чином, що напрямок ковзання в активізованій системі прагне наблизитися до напрямку розтягання . В міру цього повороту змінюються здвигові напруги в діючій і потенційних системах ковзання і двойникування, так що рано чи пізно активізуються додаткові системи, кожна з яких впливає на результуючий поворот ґрат. При великій деформації зерно досягає кінцевої стійкої орієнтації, при якій повороти ґрат, обумовлені дією кожної з активізованих систем ковзання, взаємно компенсуються. У α- цирконії підтримка стійкості кінцевої орієнтації осі розтягання (1010) забезпечується взаємно збалансованою дією двох систем призматичного ковзання.\nТраєкторії переорієнтації зерен під дією розтягання строго закономірні і визначаються послідовністю активізації систем ковзання і двойникувания, що для α- цирконію добре вивчені . У відношенні тріщиностійкості матеріалу особливе значення має вплив переорієнтації кристалічних ґрат у вершині тріщини на деформаційне зміцнення в зв’язку з його переорієнтаційною залежністю.\nПри розтяганні НП- зразка в умовах дії призматичного ковзання орієнтація зерен, що деформуються, міняється поступово і деформаційне зміцнення переборюється за рахунок збільшення навантаження. У ПН- зразку спочатку відносно мала частина зерен орієнтована сприятливо для\nпереважної активації призматичного ковзання, але зате в значній частині зерен завдяки їхній орієнтації в першу чергу активізується двойникування.\nВзаємне перетинання кривих напруга-деформація для НП- і ПН- зразків свідчить про те, що наступна деформація ПН- зразка після активізації в ньому призматичного ковзання сполучена з меншим зміцненням у порівнянні з регістрируємим для НП- зразка.\nПриймаючи до уваги, що вершина надрізу є концентратором напруг, розглянемо процес навантаження зразка в часі. При збільшенні навантаження деформація спочатку активізується в шарі, що безпосередньо прилягає до надрізу, де досягається максимальна напруга, і лише в міру його зміцнення поступово поширюється на більш вилучені шари. очевидно, чим менше критичне напруження зрушення для діючого механізму деформації, тим далі від вершини надрізу пошириться зона локалізованої пластичної деформації. У НП- зразку послойний розподіл ступеня деформації поблизу вершини надрізу залежить від зміцнення, що перетерплюється зернами цирконію в процесі призматичного ковзання.\nПри іспиті ПН- зразка, судячи з представлених данних, навантаження збільшується до тих пір, поки в якомусь тонкому шарі поблизу вершини надрізу не пройде двійникування. У результаті відбуваючоїсь при цьому стрибкоподібної переорієнтації зерен, у них відразу ж розвивається призматичне ковзання, що вимагає для своєї активізації і підтримки менш високого навантаження, у порівнянні, з досягнутим раніше і тому перешкоджаючому поширенню двійникувания на інші шари. Тільки у випадку, коли зміцнення, викликане дією призматичного ковзання в найближчому до надрізу шарі, перевищить різницю між критичними напруженнями зрушення для двійникувания і призматичного ковзання, виявиться можливим подальше підвищення навантаження до рівня, що забезпечує активізацію двійникувания в наступному шарі.\nтаким чином, поширення зони пластичної деформації від вершини надрізу в глиб у НП- і ПН- зразках відбувається по-різному: у міру збільшення ступеня пластичної деформації матеріалу в безпосередній близькості від вершини надрізу, зона пластичної деформації в НП- зразку розширюється безупинно, у ПН- зразку — дискретно, залишаючись незмінною протягом окремих етапів навантаження. Тому товщина шару локалізованої деформації в ПН- зразку менше, ніж НП- зразку.\nПри розтяганні гладкого ПН- зразка деформація також розвивається менш однорідно, чим при розтяганні гладкого НП- зразка. Навіть при відсутності концентраторів напруги двійникувания на якихось ділянках ПН- зразка в силу випадкових причин відбувається раніш, ніж на інших, а це виявляється вже достатньою передумовою для деякої локалізації деформації при розвитку на цих ділянках призматичного ковзання. Неоднорідність деформації і породжувана нею текстурна неоднорідність, збільшуючи щільність висококутових границь, сприяють додатковій локалізації деформації і підвищують імовірність руйнування. Природно, що в умовах локалізованої деформації ресурс пластичності матеріалу вичерпується при меншій усередненій напрузі і меншому ступені деформації всього зразка, чим в умовах однорідної деформації. Саме тому межа міцності σВ і відносне подовження δ для ПН- зразка виявляються меншими, чим для НП- зразка (див. Таблиця 5.1.).\nСудячи з результатів механічних іспитів, анізотропія тріщиностійкості досліджуваного листа не відповідає анізотропії властивостей, обмірюваних на гладких зразках: хоча межа міцності σВ для НП- зразка вище в порівнянні з ПН- зразком. Поширення в ньому тріщини сполучено з меншими енергетичними витратами, про що свідчить зіставлення Jс- інтеграла для обох зразків.\nочевидно також, що до моменту старту тріщини розміри зони ненульової пластичної деформації в ПН- зразку, незважаючи на сильну локалізацію деформації, порівняні з розмірами аналогічної зони в НП- зразку. Це не суперечить викладеному і виявляється можливим, завдяки значному розсіюванню вихідної текстури ПН- зразка, у зв’язку з чим у відносно малій частині зерен призматичне ковзання активізується вже на початковому етапі розтягання.\nВисновки. На прикладі листового сплаву Zr — 1% Nb експериментально виявлена кристалографічна переорієнтація зерен у вершині тріщини, що рухається.\nЕфекти, що спостерігаються рентгенографічно поблизу поверхні руйнування зразків з надрізом зіставлені з спостереженими в обсязі аналогічних зразків, підданих розтяганню. Відповідно до отриманих оцінок, у шарі товщиною до 20 мкм, що прилягає до поверхні руйнування, усереднена деформація матеріалу розтяганням складає 15-20% для НП- і 3-5% ПН- зразка.\nАнізотропія тріщиностійкості і розвиток зони пластичної деформації у вершині тріщини визначаються активізуємими механізмами пластичної деформації α- цирконію, характерною рисою яких є сильна залежність від кристалографічної орієнтації зерен.\nВикористання захисної плівки цирконію може привести до збільшення строку служби ТВЕЛів, та може запобігти утворенню тріщин.\n.1 характеристика об єкта.\nПри розробці індивідуальної частини диплома було проведено ряд експериментів. Виходячи з цього при розгляданні розділу „Охорона праці необхідно звернути увагу на приміщення, де проводились іспити та обладнання, яке розташоване в ньому.\nПриміщення розташоване в двоповерховому будинку і являє собою кімнату без вікон.\nОбладнання в приміщенні можна поділити на дві групи:\nобладнання, яке працює від електромережі;\nобладнання, яке призначене для перекачки рідини.\nНа даному об‘єкті небезпечними факторами є:\n— підвищена температура повітря робочої зони;\n.2.1 Підвищена напруга.\nДжерелом підвищеної напруги на розглянутому об‘єкті є електроустаткування — електродвигуни, а так само металеві предмети, що можуть виявитися під напругою у випадку замикання однієї з фаз на корпус.\nЕлектродвигуни запитані від мережі перемінного струму, із заземленої нейтралью, напругою U=380/220 В. Наявність струмопровідних підлог відносить дані приміщення до приміщень з підвищеною небезпекою поразки напругою. В умовах підвищеної небезпеки замикання однієї з фаз на корпус при дотику людини через тіло пройде струм:\nпр = Uф/Rчел,\nде Iпр [А] — струм дотику;ф, [В] — фазна напруга;\nRчел 1000 Ом — електричний опір тіла людини, тоді:пр = 220/1000 = 0,22 А = 220 мА.\nВеличина струму, при якому фібрилляція серця відбувається через 2-3 сек., дорівнює 100 мА. очевидно, що струм у 220 мА є смертельним для людини.\nПідвищення температури на робочому місці виникає в результаті дії слідуючих факторів: теплота, виділювана в навколишнє середовище від електроустаткування і освітлення, теплота, виділювана людським тілом.\nЗгідно з нормами, працю людини в лабораторії можно віднести до 1 групи (праця легка фізична). При цьому людина випромінює 173 Дж/с теплоти.\nУстаткування, яке розміщенне в приміщенні, при роботі випромінює телоту, з поверхні ізоляції, еквівалентну температурі 45 0С.\nПо нормам в холодну пору року повітря в приміщенні повинно бути в диапазоні 20-23 0С при вологості 60-40 %, а в теплу пору року — 22-25 0С при вологості 60-40 %. У нашому випадку в холодну пору року температура повітря дорівнює 21 0С , а в теплу пору року 25 0С, а також, враховуючи випромінення устаткування розташованого в приміщенні температура буде підвищена.\nНаслідком цього може бути погіршення самопочуття людей через порушення теплового балансу людини: тепловий удар, млявість, неуважність.\nПри роботі в приміщеннях правильне виробниче освітлення має велике значення, особливо коли приміщення немає природнього освітлення. В таких приміщеннях використовують штучне освітлення.\nШтучне освітлення у приміщеннях необхідно здійснювати у вигляді загальної системи рівномірного освітлення. У приміщеннях, де переважають роботи з документами, допускається застосування комбінованого освітлення, коли на робочих місцях встановлюють світильники місцевого освітлення, які доповнюють загальне освітлення. У нашому випадку фактичне значення освітлення дорівнює 400 лк.\nНеправильне освітлення приводить до передчасного стомлення, притупляється увага, що може служити причиною нещасливого випадку. Крім того, недостатність освітлення може викликати погіршення зору працюючого персоналу.\n.3.1 Підвищена напруга\nДля запобігання электротравм людини застосовують занулення чи захисне заземлення установок.\nЗахисне заземлення — це навмисне електричне з’єднання з землею металевих неструмоведучих частин електричного і технологічного устаткування, що може виявитися під напругою.\nЗахисне заземлення є простим, ефективним і широко розповсюдженим способом захисту людини від поразки електричним струмом. Забезпечується це зниженням напруги між устаткуванням, опинившимся під напругою, і землею до безпечної величини. Застосовується в трифазній мережі з напругою до 1000 В з ізольованою нейтраллю і понад 1000 В з будь-яким режимом нейтралі.\nДля запобігання підвищення температури повітря в приміщенні, а також підвищення теплоти повітря в приміщенні, застосовують вентиляцію і кондиціонування. Це приводить до покращення мікроклімату на робочому місці і, як підсумок, до покращення почуття людини, а звідси і до зниження можливості травматизму через порушення теплового балансу людини.\nДля поліпшення умов праці використовують штучне комбіноване освітлення за допомогою газорозрядних ламп та ламп накалу. В приміщеннях, де відбувалась робота, по нормам комбіноване освітлення складає — 400 лк, та загальне — 200 лк. Розташовувати лампи в приміщенні необхідно по слідуючій схемі: газорозрядні лампи — розташувати на стелі, лампи накалу — розташувати на робочому місці. Таке розташування краще тим, що газорозрядні лампи мають меншу потужність, спектр випромінювання ближче до денного, вони більш пожежно безпечні.\nВраховуючи , що газорозрядна лампа дає — 200 лк, лампа накалу — 100лк, можна зробити висновок, що для забезпечення нормальних умов праці необхідно встановити 2 газорозрядні лампи та дві лампи накалу, що забезпечує в загальному обсязі приблизно 600 лк.\nПожежна безпека — це стан обєкта, при якому з регламентованою імовірністю виключається можливість виникнення і розвитку пожежі, а також забезпечується захист матеріальних цінностей.\nБудинки і спорудження по вогнестійкості підрозділяються на 5 ступенів, що визначаються межами вогнестійкості основних будівельних конструкцій і межами поширення вогню по цих конструкціях.\nНа підставі пожежних властивостей матеріалів і речовин, що застосовуються на виробництві, з урахуванням їх кількості, розмірів приміщень і особливостей технічного процесу експериментів, визначають категорію приміщень по вибухо — пожежній небезпеці, а також клас зон приміщень і зовнішніх установок.\nПо класифікації приміщення лабораторії можна віднести: по ступеню вогненебезпечності до третього класу і категорії виробництва до\nкласу Д, згідно з НАПБ Б.03.002-2007\nТехнічні рішення цієї системи спрямовані на обмеження розповсюдження пожежі, захист людей і матеріальних цінностей від впливу шкідливих і небезпечних факторів пожежі, на створення умов для ліквідації пожежі.\nВ лабораторії на шляху евакуації застосовані тільки негорючі і важкозаймисті матеріали. Для попередження працівників передбачені світлові і звукові пожежні сигналізації.\nДля вcix споруд i приміщень в будівлі, повинна бути визначена категорія з вибухопожежної i пожежної небезпеки відповідно до НАПБ Б.03.002-2007.\n«определения категорий помещений и зданий по взрывопожарной и пожарной опасности«, та клас зони згідно з «Правилами влаштування електроустановок». Відповідні позначення повинні бути нанесені на вхідні двері приміщення.\nНа кожен поверх встановлено по два ручних вогнегасника типу ОУ — 2, ОУ — 5. Також розміщенні схеми евакуації та аварійні виходи.\n6.5 Розрахунок захисного заземлення\nRЕ, Ом RД, Ом , Ом∙ м\nIT , мD, мh, мlг, м1042030,05212\nрис.6.1. Схема розміщення заземлення в ґрунті.\nВизначимо опір вертикального заземлення:\nRтр = ;\nде: = 20 Ом∙ м, питомий опір ґрунту ;= 3 м, довжина труби;= 0,05 м, діаметр труби;\nh = 2 м, глибина закладки труби від поверхні до середини.тр = =5,5 Ом.\nОпір природного заземлення: RЕ = 10 Ом.\nОпір штучного заземлення:\nRИ = RД∙ RЕ/(RЕ+RД) = 40/14 = 2,86 Ом.\nПопереднє число вертикальних електродів:\n= RТР/RИ = 5,5/2,86 = 1,92 шт.\nНайближче зі стандартних чисел 4.\nПрийнявши схему розміщення електродів, визначимо загальну довжину горизонтального електрода lГ =12 м, визначимо його опір.\nГ = = 1 Ом.\nВизначимо опір групового заземлення:\nГР = = 1,050 Ом.\nде г = 0,45\nв = 0,69ГР RИ.\nОпір групового заземлення менш ніж опір штучного. Звідси слідує, що персонал буде захищений від уражень струмом.\nВисновок. У розділі Охорона праці проаналізовані небезпечні і шкідливі фактори, що мають місце в лабораторії і впливають на людину при її роботі. По шкідливих факторах представлені заходи для зниження їхнього впливу і їхньому усуненню. У звязку з введенням цих заходів збільшилась продуктивність праці, зменшився травматизм, була істотно поліпшена праця людей в лабораторії та інших приміщеннях.\n.1 Зональність АЕС\nРадіаційна безпека передбачає дотримання допустимих меж радіаційної дії на персонал, населення і оточуюче середовище, встановлених нормами, правилами і стандартами по безпеці.\nКласифікація приміщень виконується на етапі проектування станції і відкоректовується вже після пуску реактора, коли були враховані фактичні заміряні значення радіаційних параметрів.\nЗ погляду захисту персоналу від іонізуючого випромінювання — будівлі і споруди АЕС розділені на:\nзону суворого режиму — контрольовану зону, де можлива дія на персонал радіаційних чинників;\nзону вільного режиму — зона нагляду, де при нормальній експлуатації дія на персонал радіаційних чинників практично виключена.\nУ контрольованій зоні всі приміщення, залежно від ступеня радіаційної небезпеки, умовно діляться по зонах. Розподіл по зонах проводиться відповідно до 3-х радіаційних параметрів:\n. Потужність дози іонізуючого випромінювання.\n. Забрудненість приміщення або устаткування.\n. Забрудненість повітря.\nПриміщення діляться на:\nОбслуговувані або приміщення постійного перебування персоналу — ті приміщення термін перебування в яких не обмежений радіаційними умовами\nНапівобслуговувані — ті приміщення термін перебування в яких обмежений радіаційними умовами і вимагає вживання додаткових засобів захисту.\nНеобслуговувані — ті приміщення перебування в яких під час роботи розміщеного в них устаткування категорично заборонено відповідно до радіаційних умов.\nКласифікація приміщень може бути змінена, якщо змінюється радіаційна обстановка. Класифікація може змінюватися залежно від експлуатаційного стану реактора. Приміщення необслуговувані можуть бути перикласифіковані в приміщення напівобслуговувані при зупинці блоку на ППР і зміні радіаційної обстановки. Кожне приміщення класифікується по кожному з трьох параметрів і умовно розбиті на I, II, і III зони.\nДвері приміщень маркуються спеціальним знаком радіаційної небезпеки і відповідними написами.\nПриміщення, що відносяться по будь-якому з параметрів до НОП або ПІП, знаходяться під особливим контролем служби радіаційної безпеки. Інструкцією по радіаційній безпеці на ЮУ АЕС встановлені правила безпеки при відвідуваннях і виконанні робіт в цих приміщеннях, оскільки це найвірогідніші місця, де персонал може бути схильний до опромінювання або забруднення.\nУ приміщеннях III зони ОП радіаційні параметри можуть трохи перевищувати радіаційний фон. Там заборонено зберігання і розміщення радіоактивних матеріалів і забрудненість поверхні і повітря не повинна перевищувати встановлені інструкціями норми.\nЗ початку експлуатації атомної станції на вхід в різні приміщення пред’являються деякі обмеження залежно від шкідливих чинників, які можуть завдати шкоди організму людини. Це — випромінювання, небезпечні хімічні речовини, електричний струм, і т.д. — все повинне братися до уваги. З погляду радіаційної безпеки, загальні правила для знаходження в різних приміщеннях ідентичні для всіх працівників.\nЗагальні для КЗ:\nОбов’язкове знання основ радіаційної безпеки в об‘ємі діючих загальностанційних інструкцій.\nВхід і вихід з КЗ здійснюється тільки через будівлю санпропускника.\nМати медичний дозвіл на роботу в зоні іонізуючого випромінювання.\nНаявність основних засобів індивідуального захисту (ЗІЗ);\nНаявність індивідуального дозиметра ТЛД.\nII, I Зона:\nЗнати радіаційну обстановку;\nМати додаткові ЗІЗ;\nМати спеціальний дозвіл (наряд, розпорядження);\nПройти необхідне навчання.\nОбслуговувані приміщення — відповідають III зоні — це приміщення постійного перебування персоналу. Обмежень по доступу і за часом немає.\nНапівобслуговувані — відповідають II зоні — двері повинні бути замкнуті. Вхід по спеціальному дозволу, потрібен допуск від служби радіаційної безпеки (РБ) і допускаючого від цеху в чиєму веденні знаходиться приміщення.Повинні використовуватися призначені службою РБ додаткові ЗІЗ і виконуватися заходи щодо захисту персоналу від іонізуючого випромінювання.\nНеобслуговувані — I зона — двері повинні бути блоковані і опечатані. Розкриття дверей і вхід по спеціальному дозволу, потрібен допуск від служби радіаційної безпеки, (РБ) і допускаючого від цеху, в чиєму веденні знаходиться приміщення. Повинні використовуватися призначені службою РБ додаткові ЗІЗ і виконуватися заходи щодо захисту персоналу від іонізуючого випромінювання. Обов’язкова наявність електронного дозиметра. Забороняються відвідування приміщень зони при роботі блоку на потужності.\n7.3 Основні джерела випромінювання на АЕС\nВ умовах роботи на АЕС, джерелами зовнішнього опромінювання можуть бути: реактор, технологічне устаткування, проби теплоносія, радіоактивні\nвідходи і т.д. До джерел зовнішнього опромінювання відносяться радіоактивні благородні гази, такі як ксенон (Хе), криптон (Кг), аргон (Аг) — це радіонукліди, одержані в результаті ділення важких ядер палива, і активації газів, які містяться в повітрі. На АЕС зовнішнє опромінювання відбувається головним чином гамма — випромінюванням і нейтронами.\nЗовнішні джерела випромінювання можуть знаходитися в трубопроводах і клапанах, на різних поверхнях і в повітрі. Зовнішнє випромінювання проникає крізь одяг, епітелій шкіри і піддає опромінюванню внутрішні органи тіла. один із способів захисту — виключення необгрунтованого опромінювання — знаходитися в полі опромінювання на стільки мало, на скільки це можливо.\nВнутрішнє опромінювання персоналу може відбуватися в результаті попадання радіонуклідів в організм з вдихаючим повітрям (радіоактивні гази і аерозолі), з водою або їжею, окремі радіонукліди можуть потрапляти через шкірний покрив. Радіоактивні аерозолі — це зважені в повітрі найдрібніші тверді або рідкі частинки, володіючі альфа-, бета- або гамма — радіоактивністю. До них відносяться тверді і летючі продукти розподілу урану в реакторі, що потрапили в повітря, і радіонукліди, одержані в результаті активації нейтронами домішок теплоносія. До летючих продуктів розподілу відносяться, наприклад, йод (I), цезій (Cs), рубідій (Rb), до твердих — стронцій (Sr), лантан (La). З домішок, в першу чергу, необхідно виділити продукти корозії внутрішніх поверхонь трубопроводів і устаткування першого контура — хром (Сг), марганець (Мn), залізо (Fе), кобальт (Со) і продукти активації домішок самого теплоносія — азот (N), натрій (Na) і т.д.\nОсновними джерелами радіаційної небезпеки на АЕС є:\nбасейн витримки і перевантаження;\nтрубопроводи і устаткування I контура (циркуляційні насоси, парогенератори, компенсатори об‘єму, засувки і т. д.);\nапарати системи спецводоочистки і її устаткування;\nтрубопроводи і устаткування вентиляційних систем і спецгазоочистки;\nдеталі і механізми СУЗ, датчики КВП і РК, пов’язані з вимірюваннями параметрів I контура;\nрадіоактивні джерела, що поставляються для технічних потреб.\nМожливі наступні види радіаційної дії на персонал:\nзовнішнє опромінювання від устаткування, що містить радіоактивні речовини;\nвнутрішнє опромінювання за рахунок вдихання радіоактивних речовин;\nконтактне опромінювання за рахунок радіоактивного забруднення шкірних покривів і спецодягу;\nзовнішнє опромінювання, обумовлене радіоактивним забрудненням поверхонь устаткування і приміщень, а також наявністю в повітрі радіоактивних газів і аерозолів.\n7.4 Дозове навантаження на людину, обумовлене газоаерозольним викидом АЕС.\nДозове навантаження на людину складається з дози зовнішнього опромінення випромінюванням хмари викиду DО.В., дози зовнішнього опромінення випромінюванням радіоактивних речовин викиду, що осіли на місцевості навколо АЕС DЗ.П., дози внутрішнього опромінення випромінюванням радіонуклідів, що надійшли в організм людини при подиху DИ і дози внутрішнього опромінення випромінюванням радіонуклідів, інкорпорованих по харчових ланцюжках. очевидно, що опромінення DО.В. можна розрахувати як дозу випромінювання об‘ємного джерела γ- і β- випромінювання — хмара викиду, що досягає людину під час перебування її під хмарою усередині об‘ємного джерела (на відстані від АЕС більш того, на якому хмара приземляється). методика такого розрахунку принципово ясна, але досить складна і повинна враховувати особливості регіону АЕС . Значення DЗ.П. розраховується як доза нескінченно протяжного плоского джерела (територія регіону АЕС представляється плоским джерелом γ- і β- випромінювання) з поверхневою активністю, що залежить від відстані до АЕС і напрямку від неї . DИ. і DП. — величини, значення яких знаходяться з рівнянь камерних моделей, що описують перенос і накопичення радіонуклідів організмом (органами, тканинами) людини при подиху і споживанні продуктів харчування, забруднених радіоактивними речовинами, доповнені розрахунком дози на орган, чи тканину організм у цілому. В умовах рівноваги такий розрахунок можна зробити за допомогою коефіцієнтів накопичення КН. Щоб не робити ці досить складні розрахунки щораз, коли треба визначити\n∑ = DО.В.+DЗ.П.+DИ.+DП\nможна заздалегідь розрахувати кожну зі складових D∑ , думаючи, що джерело випромінювання, що визначає її, має одиничну активність і вона обумовлена яким-небудь одним радіонуклідом. Тоді, оскільки доза пропорційна активності джерела випромінювання, легко визначити дозу при будь-якім значенні активності цього радіонукліда в джерелі, у силу адитивності дози, визначити дозу, обумовлену всіма радіонуклідами. Саме так зважується задача про визначення дозового навантаження на індивідуума, що проживає поблизу АЕС, у методиці, що тут викладається .\nКожна зі складових дозового навантаження в цій методиці визначається по своїх формулах, у яких використовується дозовий коефіцієнт, що зв’язує одиничну активність радіонукліда j у тій чи іншій субстанції, що є джерелом випромінювання на організм, окремі органи і тканини організму людини, причому на людину визначеної вікової групи. Введено і заздалегідь розраховані наступні дозові коефіцієнти:о.в. — дозовий коефіцієнт опромінення випромінюванням радіонукліда і органів і тканин i від хмари викиду;з.п. — дозовий коефіцієнт опромінення випромінюванням радіонукліда j органів і тканин i від забрудненої поверхні землі (забруднення в результаті сухого і мокрого осадження аэрозолей з хмари викиду на місцевість);и — дозовий коефіцієнт опромінення випромінюванням радіонукліда j органів і тканин i при інгаляції з приземного шару повітря для особ вікової групи r;п — дозовий коефіцієнт опромінення випромінюванням радіонукліда j органів і тканин i при споживанні забруднених продуктів харчування для облич вікової групи r.\nРозмірність дозових коефіцієнтів підібрана так, щоб у її значенні\nмістився максимум інформації і тим самим виключалися додаткові обчислення. Rо.в. — має розмірність [Зв/с]/[Бк/м3], тобто для визначення Dо.в. необхідно знати тільки питому активність радіонукліда j в області викиду [Бк/м3]. Відповідно розмірність інших дозових коефіцієнтів: Rо.в. — [Зв/с] /[Бк/м3] (потрібно знати тільки щільність випадання радіонуклідів), Rи — Зв/Бк (необхідно знати інгальовану активність радіонукліда j у Беккерелях), Rп — Зв/Бк (необхідно знати активність радіонукліда j у продуктах харчування, Бк). Тоді по :\nде ао.в.j, ап.з.j, аи.j і ап.j, — активність радіонукліда j (у відповідних одиницях) у хмарі викиду, у поверхневому забрудненні місцевості, у вдихуваному повітрі і продуктах харчування. Кожна з цих величин визначається по своєму співвідношенню з урахуванням особливостей регіону АЕС за даними про річний викид радіонукліда і в атмосферу Qj. Іншими словами: доза зовнішнього опромінення від хмари викиду на органи тканини i Diо.в. на відстані х від АЕС у напрямку v.\nо.в.,хvj = Qi∙ Go,bj (x)v∙ Rrio,bj, (7.2)\nде Go,bj (x)v — середньорічний метеорологічний фактор розведення радіонукліда j на відстані х від АЕС у напрямку v, див/м3 (індекс r визначає вікову групу особ, що опромінюються,). Значення Go,bj (x)v можна розрахувати з використанням таблиць, приведених у . Дані про значення Ro,bj для деяких радіонуклідів при опроміненні всього тіла людини приведені в Таблиця 7.1.\nТаблиця 7.1. «Дозові коефіцієнти деяких радіонуклідів при опроміненні людини (усе тіло) γ- випромінюванням хмари викиду АЕС (зовнішнє опромінення)» \nНуклідRо.у, Rо.у, НуклідRо.у, Rо.у, 41Ar 8,67∙10-14 3,21∙10-1135mXe2,86∙10-14 1,06∙10-185mKr 1,06∙10-14 3,93∙10-2135Xe 1,65∙10-14 6∙10∙10-287Kr5,24∙10-14 1,94∙10-1131I2,57∙10-14 9,51∙10-288Kr1,87∙10-13 5,08∙10-1132I 1,54∙10-13 5,71∙10-189Kr1,39∙10-13 5,16∙10-1133I 4,00∙10-14 1,48∙10-1133mXe2,78∙10-15 1,03∙10-2134I 1,74∙10-13 6,43∙10-1133Xe3,24∙10-15 1,20∙10-2135I 1,30∙10-13 4,82∙10-1\nДоза зовнішнього опромінення від поверхневого забруднення місцевості радіонуклідом j на органи тканини i на відстані х від АЕС у напрямку v \nп.зхvj = qj [Fcvj(x)+Fмvj(x)]∙ kj∙ Rriп.зj, (7.3),\nде Fcvj(x) і Fмvj(x) — середньорічні фактори сухого і мокрого (відповідно) осадження радіонукліда j із хмари викиду на відстані х у напрямку v від АЕС, м-2; kj — поправочний коефіцієнт, що враховує нагромадження і розпад радіонукліда j: Kj= -1j [1-exp(- -1j t)]; t — час нагромадження радіонукліда.\nЗначення Rп.зj для деяких радіонуклідів дані в Таблиця 7.2. . Дозові коефіцієнти в Таблиця 7.2.  дані для відкритої місцевості, тобто без обліку захисної дії будинків і споруджень, з їхньою допомогою визначається потужність дози Y- випромінювання на висоті 1м над поверхнею землі. Захист для будинків можна врахувати введенням поправочного множника, значення якого залежить від виду будівлі (дерев’яне, цегельне, бетонне) і поверховості. Поправочний множник приймає значення від 1 до 0,01.\nТаблиця 7.2.«Дозові коефіцієнти деяких радіонуклідів при опроміненні людини (усе тіло) γ- випромінюванням осілих на місцевості радіонуклідів викиду АЕС (зовнішнє опромінення)» \nНуклідRп.з, Rо.у, НуклідRп.з, Rо.у, 31Cr 1,58∙10-17 8,50∙10-4106Ru 1,03∙10-16 3,8∙10-451Mn 4,14∙10-16 1,53∙10-3131I 1,99∙10-16 7,10∙10-459Fe 5,54∙10-16 2,05∙10-3134Cs 7,83∙10-16 2,90∙10-358Co 6,03∙10-16 2,23∙10-3137Cs 2,91∙10-16 1,07∙10-360Co 1,15∙10-15 4,25∙10-3140Ba 1,03∙10-16 3,80∙10-465Zn 2,74∙10-16 1,00∙10-3140La 1,03∙10-15 3,81∙10-3141Ce 3,70∙10-17 1,37∙10-3141Ce 3,88∙10-16 1,43∙10-395Nb 3,83∙10-16 1,42∙10-3144Ce 1,16∙10-17 5,90∙10-5103Ru 2,68∙10-16 9,90∙10-4239Np 7,12∙10-17 3,61∙10-4\nДоза внутрішнього опромінення при інгаляції радіонукліда j на відстані х від АЕС у напрямку v на органи і тканини i для вікової групи r:\nихvj = Qi∙ Go,вj (x)v∙ kr∙ Riиj ∙urи , (7.4.),\nде kr — поправочний коефіцієнт для вікової групи r,и — швидкість подиху для людей вікової групи r, м3/сек.\nНайбільшу небезпеку при вдиханні представляють радіоактивні ізотопи йоду, критичним органом для якого є щитовидна залоза. Дозові коефіцієнти Rи для ізотопів йоду рівні: (кЗв/Бк) 131I — 2,9∙ 105; 131I — 4,9∙ 104; 131I — 8,5∙ 103. Інша, крім ізотопів йоду, група найбільш радіаційно небезпечних радіонуклідів виявляється не в режимі нормальної роботи АЕС, а при аваріях — це ізотопи плутонію, наприклад, для 239Pu Rи=5,3∙ 106 пЗв/Бк. Доза внутрішнього опромінення випромінюванням радіонукліда j у кількості аj, Бк/кг:\nDrnj =∙ ArjRinj∙ kr, (7.5)\nде Arj — річне надходження радіонукліда j із продуктами харчування в організм людини, Бк (kr = 1 для дорослих людей і зростає до 11,6 зі зменшенням віку до декількох місяців, для 14С, 90Sr, U і Pu збільшується в цьому ж інтервалі до 3,4). Оскільки різні продукти харчування, зроблені на територіях прилягаючих до АЕС, забруднені радіонуклідом j по різному і радіонуклід не однаково засвоюється організмом людини при надходженні з різними продуктами харчування, то в  прийнято, що Аrj = Arj1+Arj2+Arj3, причому індекси 1,2 і 3 відповідають споживанню рослинних, м’ясних і молочних продуктів відповідно. Arjv (v=1,3) = ajv uv (uv — річне споживання рослинних м’ясних і молочних продуктів), тому при визначенні Аrjv враховується яку частку цих продуктів з повного і річного споживання людиною складають продукти місцевого виробництва. В таблиці 7.3 наведені дані про наявність активності в молоці при нормальній роботі станції в залежності від зони проживання.\nТаблиця 7.3. «Середня еквівалентна доза в щитовидній залозі населення»\nЗонаСередня початкова питома активність молока q0,Бк/лЕфективний полуперіод зменшення активності молокаТе, дібСередня еквівалентна доза Dekv, мЗв ДітиДорослі1410955,209 102 1,20,2212002405,20,8 294 3,60,4337006604,20,6 7310 9,10,9\nВисновок. В розділі була розглянута проблема дозового навантаження на людину, обумовлена газоаерозольними викидом АЕС.\nПри аналізі данних було виявлено, що доза опромінення залежить:\nпо-перше, від сили викиду;\nпо-друге, від відстані до станції;\nпо-третє, від концентрації речовин після викиду в місці „приземлення;\nпо-четверте, від природних умов.\nПриймаючи це до уваги можна зоробити висновок, що для забезпечення безпеки життєдіяльності людини необхідно проводити контроль продуктів харчування, так як саме через продукти в організм можуть потрапити найбільш небезпечні речовини. Доза зовнішнього опромінення майже завжди (крім випадків аварій) знаходиться в безпечному діапазоні, навіть якщо людина проживає в зоні 1.\n8. Розрахунок техніко-економічних показників блоку\nУ даному пункті коротко приводяться виробничі характеристики АЕС: потужність, річний виробіток і відпустка электро і теплової енергії, чисельність працюючих і ін.\nТаблиця 8.1. «Вихідні дані»\nПоказникВеличинаВстановлена електрична потужність енергоблоку, Ру, МВт1000Кількість годин використання встановленої електричної потужності блоку за рік, hy, год6500Річна відпустка теплової енергії, Qотп, млн. ГДж1,9Витрата електричної енергії на технологічні нестатки, Кс. н., %6,35Питомі капіталовкладення, , грн/кВт2000Штатний коефіцієнт для експлуатаційного персоналу, nэшт, чол/МВт0,48Середньорічна зарплата з нарахуваннями на одного працюючого, , грн/чол. рік12800Ціна палива, Цт, грн/кг5600Глибина вигоряння палива, b, МВт-сут/т32000ККД блоку брутто, n бр0,333Тариф на електричну енергію, Те, коп/кВт-год12,0Тариф на теплову енергію, Tq, грн/ГДж15,0\n8.2 Розрахунок капітальних вкладень і оцінка вартості основних фондів АЕС\nВитрати, зв’язані з будівництвом і пуском в експлуатацію АЕС називаються капітальними. У Таблиця 8.1. приводяться значення питомих капітальних вкладень по залишковій вартості з урахуванням зносу. Аналогічно визначаються й основні фонди (їхня вартість на даний момент часу).\nде коефіцієнт вкладень до основних фондів;\nвстановлена електрична потужність.\nКапітальні витрати (вкладення) обчислимо за формулою:\nОсновні виробничі фонди АЕС:\n.3 Оцінка вартості оборотних коштів АЕС\nДля здійснення безупинної роботи АЕС, придбання палива і запасних частин для проведення ремонтів необхідні кошти, що визначаються:\nде частка оборотних коштів у вартості палива;\nзавантаження одного реактора паливом, т, приймаємо для ВВЕР\nціна палива, за 1 кг, грн.\n.4 Розрахунок обсягу вироблення і відпустки електричної енергії\nУ даних розрахунках річна виробнича програма АЕС виражається в натуральних величинах через вироблення енергії. Річний виробіток електроенергії:\nде встановлена електрична потужність, МВт;\nкількість годин використання встановленої елетричної потужності, год.\nРічна відпустка електроенергії із шин АЕС:\nде Кс.н. — витрата електроенергії на технологічні нестатки, %.\nРічна відпустка теплової енергії від АЕС:\n8.5 Розрахунок сумарних річних експлуатаційних витрат, зв’язаних з виробництвом і відпусткою електричної і теплової енергії\nВиробничі витрати АЕС складають суму грошових витрат на придбання палива, реагентів, інших матеріалів, витрати на воду, зарплату персоналу АЕС, амортизація основних фондів, управлінські витрати та інше.\nРічні витрати на ядерне паливо:\nде Ру — встановлена електрична потужність, МВт,\nφ — коефіцієнт навантаження реактора,\nφ = hy / TK =6500 / 8760 = 0,742\nЦт — ціна 1 кг палива, грн/кг,\nη6p — ККД брутто енергоблоку,\nb — глибина вигоряння палива, МВт-сут/т.\nhу- кількість годин використання встановленоїелектричної потужності,\nТк — календарний час року (Тк =8760 год)\nРічні амортизаційні витрати:\nде Ф0 — вартість основних виробничих фондів АЕС, грн.,\n— усереднена норма амортизаційних відрахувань (=15%),\nРічні витрати на ремонт устаткування (основних фондів) АЕС:\nРічні витрати на зарплату експлуатаційного персоналу:\nn3шт — штатний коефіцієнт для експлуатаційного персоналу, чол./МВт,\nФзп- середньорічна зарплата з нарахуваннями для експлуатаційного персоналу, грн/чол. рік.\nРу — встановлена електрична потужність, МВт.\nде Иа — витрати на амортизацію, грн., Изп — витрати на зарплату, грн., Ирем- витрати на ремонт, грн.\nСума значень усіх витрат дає значення сумарних річних експлуатаційних витрат, зв’язаних з виробництвом енергії.\nструктура виробничих витрат приводиться в Таблиця 8.2., де частка складової собівартості визначається по формулі:\nγі = Иі / И∑\nде, γі — частка складової собівартості по i-ому напряму витрат;\nИі — витрати по напряму;\nИ∑ — сумарні витрати.\nРезультати розрахунку зведемо в таблицю 8.2:\nТаблиця 8.2. Дані розрахунку експлуатаційних витрат по АЕС\nСтаття витратВеличина, млн. грн.в % до підсумку, γі 1. Паливо , Ит142,3227,812. Амортизація, Иа27052,773. Ремонт, Ирем458,794. зарплата, Изп6,1441,25. Інше, Ипр48,179,41Разом511,63100\nУ ряді техніко-економічних показників роботи АЕС, дані показники є інтегруючими і мають велике значення для аналізу виробничої діяльності будь-якого підприємства. проблема калькуляції собівартості одиниць продукції на АЕС полягає в тому, що необхідно сумарні витрати розділити між двома видами енергій. Це здійснюється по спеціальній методиці.\nГрупуємо сумарні витрати таким чином:\n-а група Ик (капітальна складова)\nде Иа — амортизація, Ир- ремонт,\n2-а група Ит (паливна складова) =\n-а група Ичф (людський чинник)\nРозподіляємо групи витрат між двома видами енергії (електричної і теплової) таким чином:\nПаливна складова собівартості між двома видами енергії розподіляється:\nа) на вироблення електроенергії:\nде Кэ- коефіцієнт відношення витрат на електроенергію (приймаємо Кэ= 0, 97).\nб) на вироблення теплової енергії:\nКапітальна складова Ик розподіляється між двома видами енергій електричної і теплової (собівартість 1 1 кВт ×год і собівартість 1 ГДж тепла).\nИгк — витрати на виробництво електроенергії пов’язані з витратами на гідроспоруди;\nИэо — витрати на електроенергію, пов’язані з експлуатацією електроустаткування;\nИобщк — загальні витрати на всі види продукції, пов’язані з виробництвом електроенергії;\nИк(э) — величина загальних витрат, що відносяться до виробництва електроенергії;\nИэк — сумарна капітальна складова собівартості продукції, що відноситься до виробництва електроенергії;\nИб — витрати на бойлерні і мережні насоси;\nИк(q) — величина витрат, що відносяться до теплової енергії;\nИqк — сумарна капітальна складова, що відноситься, до виробництва теплової енергії;\nКэ = 0,97 — коефіцієнт відношення витрат на електроенергію.\nРозрахунок позначених величин представлений в Таблиця 8.3\nТаблиця 8.3. «Розподіл капітальної складової собівартості продукції АЕС між двома видами енергії».\nВитрати На електроенергіюНа теплову енергію1. Витрати, що відносяться до даного виду енергіїГідроспоруди: Игк =0,08 ×Ик = = 0,08×315×106= = 25,2×106 грн Електроустаткування: Иэо = 0,09 ×Ик = 0,09×315×106 = =28,35×106грн =22,79×106грнБойлера, мережні насоси: Иб = 0,01× Ик = = 0,01×315×106 = 3,15×106 грн.2. Загальні витрати на всі види продукціїИобщк = Ик-( Игк +Иэо+Иб) = = 315×106 -(25,2×106 +28,35×106 + 3,15×10б) =258,3×106 грн 3. Величина загальних витрат, що відносяться до даного виду енергії Ик(э) = Иобщк ×Кэ = =258,3×106×0,97 =250,55×106 грн Ик(q) =Иобщк ×(1- Кэ) = 258,3×106 ×(1-0,97) = 7,749×106 грн4. Сумарна капітальна складова собівартості продукції Иэк = Ик(э) + Игк + Иэо = =250,55×106+25,2×106 + +28,35×106 = = 304,1×106грн Иqк = Ик(q) +Иб = =7,749×106 +3,15× 106 =10,9×106 грн\nИк = Игк +Иqк =315×106 грн = 304,1×106 грн +10,9×106 грн\nСкладова собівартості, пов’язана з «людським фактором» розподіляється :\nа) на вироблення електроенергії:.\nИэчф=Ичф ×Кэ= 54,31×106×0,97 = 52,68×10бгрн;\nИqчф =Ичф -Иэчф =54,31× 106 — 52,68×106 =1,63×106 грн\nСумарні річні експлуатаційні витрати, пов’язані з виробленням і відпусткою електроенергії із шин АЕС.\nИэ = Иэт + Иэк + Иэчф = 138,05×106 + 304,1×106+52,68×106 =494,83×106грн.\nСумарні річні експлуатаційні витрати, зв’язані з відпусткою теплової енергії:\nИq = Иqт + Иqк + Иqчф =4,27 ×106+10,9×106+1,63×106 =16,8×10б грн.\nСобівартість 1 кВтгод. виробленої електроенергії:\nCв = Иэ ×102 / Wв =494,83 ×108 / 6,5×109 =7,61 коп/кВтгод\nСобівартість 1 кВтгод відпущеної споживачам електроенергії:\nCотп =Иэ×102 / Wотп=494,83 ×108 /6,087 ×109 =8,13 коп/кВтгод\nСобівартість одного ГДж відпущеної споживачам теплової енергії:\n= Иq /Qотп = 16,8×106 / 1,9 ×106 =8,84 грн/ГДж\n8.7 Визначення загального прибутку, рентабельності і беззбиткового обсягу виробництва електроенергії на АЕС\nП = (Tэ-Comn)×Womn ×10-2 + (Tq -Cq)×Qomn = (12,0-8,13)× 6,087 ×109×10-2 +(15,0-8,84)×1,9×106=236,92×106 грн.\nде Тэ і Tq- тарифи на ел. и теплову енергії\nR = (П / Ф0+Oc )×100% =(236,92×106 / 1,8×109+851,2×106 )×100% = 8,93%\nВеличина беззбиткового обсягу виробництва.\nЗ погляду маркетингу в енергетиці для АЕС має велике значення величина річного обсягу відпустки споживачам електроенергії. Якщо Wотn\nWкр = (Иэ — Иэт) / (Tэ-Cm )×10-2 = 494,83 ×106-138,05×106/ (12,0-2,26)×10-2 =3,66×109 кВтгод\nде Cm — паливна складової собівартості одного кВтгод відпущеної споживачам електроенергії, коп:\nCm = Иэт×102/ Womn = 138, 05 10б/6, 087109 = 2,26 коп/(кВт год)\nТак як Womn > Wкр , то робимо висновок, що підприємство працює прибутково.\n.8 Зведені техніко-економічні показники роботи АЕС за рік\nДля техніко-економічного аналізу показників роботи АЕС за один рік, в таблиці 8.4 приведені їх значення.\nТаблиця 8.4. «Зведена таблиця техніко-економічних показників»\nПоказникиВеличина1Річна відпустка електроенергії з шин АЕС, млрд.кВт·год, Wотп. 6,0872Річна відпустка тепла споживачам, млн.ГДж1,93Основні фонди АЕС, млн. грн.18004Оборотні кошти, млн. грн.851,25Сума щорічних експлуатаційних витрат АЕС, млн. грн.511,66Собівартість 1 кВтгод відпущеної електроенергії, коп.8,137Собівартість 1 ГДж теплової енергії відпущеної з АЕС, грн.8,848об‘єм беззбиткового виробництва і відпустки електроенергії, млрд. кВтгод3,369Очікуваний прибуток, млн. грн. 236,9210Очікувана рентабельність % 8,93\nВраховуючи те, що внаслідок данного заходу зростає:\nнадійність роботи енергоблоку;\nзростає кількість годин роботи енергоблоку за рік, а це в свою чергу приводить до додаткового вироблення електричної енергії.\nДодаткове виробництво електричної енергії приводить до знижки собівартості виробленої електричної енергії і підвищенню прибутку.\nУ нашому випадку додаткове виробництво електричної енергії в наслідок запровадження данного заходу визначається за формулою:\nΔW= Py ∙ K3 ∙ Δt = 1000000 ∙ 72 ∙ 0,87= 0,0626 ∙ 109 кВт ∙ год\nPy — встановлена електрична потужність блоку\nK3 — коефіцієнт завантаження, приблизно 0,87\nΔt — час додаткової роботи енергоблоку, в нашому випадку 72 год.\nСобівартість одного виробленого кВт∙год внаслідок запровадження данного заходу визначається за формулою:\nC2= C1│1+ αn(W1 ⁄ W1 + ΔW -1)│\nαn — частка умовно постійних витрат собівартості продукції;\nαn= 1- Um ⁄ Uсум = 1- 142,32 ⁄ 511,6= 0,28\nC2=7,61│1+ 0,28(6.5∙109 ⁄ 6,5 ∙109 + 0,0626∙109 -1)│= 7,58 коп/кВт∙год\nЕ2=(C1- C2) ∙ (W1 + ΔW) ∙10-2\nЕ2=(7,61- 7,58) ∙ (6,5∙ 109 + 0,0626∙ 109 ) ∙10-2 = 0,19∙ 107 грн.\nВисновок. У даному розділі були розраховані техніко-економічні показники енергоблоку з реактором ВВЕР-1000.\nТехніко-економічні показники роботи АЕС є основою визначення ефективності виробництва електричної і теплової енергії, дозволяють встановити ступінь технологічності і продуктивності устаткування, ефективність використовування ресурсів.\nВиконуючи розрахунок, одержали собівартість 1 кВт·час відпущеної електроенергії 8,13 коп. і собівартість 1 ГДж теплової енергії відпущеної з АЕС складає 8,84 грн. Запланована річна відпустка електроенергії з шин АЕС 6,087 млрд.кВт·год і річна відпустка теплової енергії споживачам складає 1,9 млн.ГДж. З погляду маркетингу в енергетиці АЕС має значення величина річного об‘єму відпустки електроенергії споживачам. Порівнюючи величину беззбиткового обсягу виробництва електроенергії Wкр=3,66109кВт·год і відпущену електроенергію із шин АЕС, Wотп=6,087109 кВт·год, одержуємо Wотп > Wкр. Можна зробити висновок, що дана АЕС рентабельна, тобто працює беззбитково, тому виторг від реалізації відпущеної електроенергії перекриває її накладні витрати і очікуваний прибуток складе 236,92 млн.грн.\nРівень рентабельності для розрахованої АЕС склав 8,93 %, що менше, ніж на діючих АЕС. Низький рівень рентабельності поясняється тим, що висока собівартість основних фондів і невеликий прибуток через високу собівартість електроенергії. Висока собівартість визначається великими питними капітальними вкладеннями, а також великою собівартістю палива.\nВеликі капітальні вкладення дають велику суму амортизаційних витрат.\nУ данному дипломному проекті був виконаний розрахунок реактора ВВЕР-1000. В результаті проведеного теплогідравлічного і нейтронно-фізичного розрахунків активної зони були отримані величини, аналізуючи які, можна зробити висновки, що вибраний варіант задовольняє вимогам по теплотехнічній надійності. За температурними показниками всі розраховані температури не перевищують припустимих величин, що не призводить до скипання теплоносія на поверхні ТВЕЛа і розплавленню пального.\nЗа результатами розрахунку побудований графік залежності Кеф= f(t) і визначено тривалість кампанії реактора. Для компенсації надмірної реактивності для «холодного» неотруєного реактора розрахована ефективність поглинаючих стрижнів, визначена їх сумарна компенсуюча здатність, а також визначена концентрація борної кислоти у воді.\nПри розрахунку теплової схеми з турбоустановкою К-1000-60/3000 визначені параметри основного конденсату і живильної води, а також відносні витрати робочого тіла по елементах схеми турбоустановки.\nВ індивідуальному завданні розглянутий вплив нейтронного потоку на матеріал оболонки ТВЕЛу. В роботі детально досліджена структура і динаміка кристалічних грат твердих розчинів на основі діоксиду цирконію. На прикладі листового сплаву Zr — 1% Nb експериментально виявлена кристалографічна переорієнтація зерен у вершині тріщини, що рухається, що становить інтерес як з наукової, так і з практичної точок зору.\nВизначені основні техніко-економічні показники енергоблоку з реактором типу ВВЕР-1000. За даними техніко-економічних показників можна сказати, що дана АЕС рентабельна, тобто працює беззбитково, тому виторг від реалізації відпущеної електроенергії перекриває її накладні витрати.\nВикладені основні питання радіаційної безпеки на АЕС, такі як: джерела радіаційної небезпеки, захист від випромінювань, утримання виробничих приміщень і т.д. Опрацьовані питання охорони праці, яким надається особлива увага на АЕС, а саме: техніка безпеки, електро- і пожежна безпека, виробнича санітарія.\n1. Рівкін С.Л., Александров А.А. «Теплофізичні властивості води і водяної пари». М.: «Енергія», 1980\n2. Верхівкер Г. П. Тепло-гідравлічний і нейтронно-фізичний розрахунки ядерного реактора типу ВВЕР. Одеса, ОГПУ, 1995.\n3. Вишняков Я.Д., Бабареко А.А., Владимиров С.А. «Теорія утворення текстур у металах і сплавах». М.: Наука, 1979.\n4. Галузевий каталог. «Паротурбінні енергетичні установки». М.: 1984.\n5. Урсу І. «Фізика і технологія ядерних матеріалів». М.: Енергоатоміздат. 1988.\n6. Бартоломій Г.Г., Бать ГА., Байбаков В.Д., Алхутов М.С. «Основи теорії і методи розрахунку ядерних енергетичних реакторів». М.: Енергоатоміздат, 1989.\n7. Гольцев В.Ю., Зеленський А.В. «Зони локалізації пластичної деформації в попередньо деформованих тонколистих пластичних матеріалах». М.: Енергоатоміздат. 1984.\n8. Херцберг Р.В. «Деформація і механіка руйнування конструкційних матеріалів». М.: Металургія. 1989.\n. Iсаенкова М.Г., Перлович Ю.А. «Кінетика і механізми текстуроутворення в альфа-цирконії при прокаті».- «Фізика металів і металознавство».: 1987, т.64, вип.1.\n10. Iсаенкова М.Г., Перлович Ю.А. « Роль двійникування у розвитку текстури деформації», 1991, №5.\n11. Вассерман Г., Гревен І. «Текстури металевих матеріалів». М.: Металургія, 1969.\n12. Iсаенкова М.Г., Перлович Ю.А. «Пепреоріентація кристалів альфа-цирконію при прокаті».- Метали. 1987, №3.\n13 СНіП || -2-80 Протипожежні норми проектування будинків і споруджень. Норми проектування. М.: Стройіздат, 1962.\n14. Долін П.А. Довідник . по техніці безпеки. М.: Енергоатоміздат. 1984.\n15. Бабаев В.В., Єгоров Ю.А. Охорона навколишнього середовища при експлуатації АЕС. М.: Енергоатоміздат. 1984.\n16. Гусєв Н.Г., Бєляєв В.А. Радіоактивні викиди в біосфері. М.: Енергоатоміздат. 1991.\n17. Александров В.І., Воронько Ю.К. «Дослідження структурних перетворень у твердих розчинах на основі діоксиду цирконію і гафнію методом комбінаційного розсіювання світла». ФТТ. 1978.\n18. Бібілашвілі Ю.К. «Приймальні критерії, що використовуються при ліцензуванні твелів для ВВЕР». Доклад.\n19. Бібілашвілі Ю.К. «Розробка, виробництво і експлуатація тепловиділяючих елементів енергетичних реакторів», Москва: «Енергоатоміздат», 1995.\n. Бек Е.Г., Єнін А.А., Іванов А.В. «Стан оболонок відпрацьованих твелів ВВЕР». Атлас.