Курчатовский институт столяревский анатолий яковлевич хемотермические технологии аккумулирования энергии ядерных энергоисточников

Вид материала

Автореферат

Содержание В разделе 3.1 В разделе 3.2 Хтч-пкм / хтч-втэ,с 950 В разделе 3.3 D по методике (см. Журн. ФХММ, 1972, № 1. С. 95 - 99), заключающейся в определении D

Подобный материал:

• Мониторинг Средств массовой информации по теме: Подписание Соглашения между Международной, 411.74kb.
• М. В. Ковальчук (ниц «Курчатовский институт», ик ран), 85.56kb.
• Рнц «Курчатовский институт», 462.37kb.
• Рабочей программы дисциплины Нетрадиционные и возобновляемые источники энергии (наименование), 32.41kb.
• Конституцией Российской Федерации, Федеральным закон, 282.96kb.
• Химические преобразователи солнечной энергии, 89.06kb.
• Исследования выходов нейтральных пионов в реакции Au +Au при энергии 200 ГэВ/нуклон, 253.88kb.
• Программа формируется на основе докладов, заказанных программным комитетом. Планируется, 17.64kb.
• Фазовые равновесия и физико-химические свойства пятикомпонентной системы LiF – LiCl, 36.96kb.
• Бакалов Валерий Пантелеевич. Основы теории цепей: учебник, 143.88kb.

В разделе 3.1 дан анализ возможных потребителей высокопотенциального тепла, который показал, что в различных секторах промышленности существуют достаточно характерные и определяющие основной расход энергоресурсов потребители, на которые и должны ориентироваться стратегии применения ВТГР в поставках индустриальных энергоносителей (табл. 3).

Таблица 3. Структура энергопотребления и масштаб потребителей тепла ВТГР

N	Отраслевой потребитель энергоресурсов	Характерный масштаб производства, млн т/ год	Низкотемп. тепло•, ГВт(тепл)	Высоко- и среднетемп. тепло, ГВт(тепл)	Общее потребление тепла, ГВт(тепл)	Расход э/энергии в пересчете на тепловую мощность‡, ГВт(тепл)
1	Крупнотоннажная химия	2-10	—	1,0-5,0	1,0-5,0†	До 1,0
2	Металлургический комбинат	15-30	2,0-4,0	5,0-10,0	7,0-14,0	4,0-8,0
3	Нефтехимический завод	5-20	2,0-8,0	2,0-8,0	4,0-8,0†	1,75-7,0†
4	Производство синтетического топлива	5-10 §	—	6,0-12,0	6,0-12,0	—
5	Ядерно-водородный комплекс	3-5	—	15,0-25,0||	15,0-25,0†	15,0-25,0†
6	Промышленный комплекс	0.1-1.0	0,7-7,0	0,3-3,0	1,0-10,0	2,5-25,0
7	Промышленный регион	-	5,0-25,0	5,0-25,0 I	10,0-50,0	25,0-50,0

• Низкотемпературный пар (0.8-l.0MПa) и горячая вода.

† С учетом только технологических нагрузок

‡ Эффективность энергоисточника с учетом передачи и распределения энергии принята равной 0,4

§ Синтетический природный газ (теплота сгорания 30–40 MДж/кг).

|| Оценки сделаны для термохимического цикла разложения воды (типа IS)

I По данным статистики энергозатрат для пара и горячей воды с коэффициентом 1,3-1,5, учитывающим потребление высокотемпературного тепла

В разделе 3.2 представлены результаты выбора основных технико-экономических показателей энерготехнологического комплекса МГР-Т, рекомендуемые в качестве проектных ориентиров, которые приведены таблице 4.

Таблица 4. Основные технико-экономические показатели

Наименование Значение *

1. Тип реактора Модульный гелиевый высокотемпературный реактор с графитовым замедлителем

2. Цикл преобразования энергии Газотурбинный, прямой рекуперативный, с промежуточным охлаждением

3. Варианты технологического процесса в ХТЧ

• ПКМ (ближайшая перспектива);
  
• ВТЭ (долгосрочная перспектива)
  

4. Тепловая мощность АС, МВт 4600

5. Тепловая мощность, передаваемая

в ХТЧ-ПКМ / ХТЧ-ВТЭ, МВт 4160 / 4211

6. Температура гелия на выходе из а.з реактора в варианте

ХТЧ-ПКМ / ХТЧ-ВТЭ,С 950

7. КПД производства электроэнергии (брутто),% 47

8. Энергопотребление собственных нужд, МВт:

- АС для варианта ХТЧ-ПКМ / ХТЧ-ВТЭ; 410 / 415

- ХТЧ-ПКМ / ХТЧ-ВТЭ 42,5 / 45

9. Средняя энергонапряженность активной зоны, МВт/м³, не более 6,5

10. Топливо активной зоны:

- тип; На основе UO₂ с многослойными покрытиями

- обогащение по изотопу U-235, %, не более; 20

- выгорание среднее, МВт·сут/кг; 125

- кампания, эфф.сут, не менее; 900

- кратность перегрузок 3

11. Перегрузка активной зоны на остановленном реакторе

12. Средняя длительность перегрузки, сут, не более 35

13. Базовый режим работы МГР-Т 100 % N_ном

14. Средний за срок службы коэффициент использования тепловой мощности, не менее 0,8

15. Назначенный срок службы, год 60

16. Производительность по водороду, т/ч (м³/ч), не менее:

- ХТЧ-ПКМ; 4 12,5 (138,75·10³)

- ХТЧ-ВТЭ 4 1,83 (20,5·10³)

* Характеристики уточняются при проектировании (в том числе в зависимости от варианта исполнения, с ХТЧ-ПКМ или ХТЧ-ВТЭ) ** Здесь и далее по тексту документа объемы газов приведены для нормальных условий

Проект энерготехнологического комплекса МГР-Т разрабатывается в соответствии с требованиями ТЗ и с учетом источников разработки, а также в соответствии с федеральными нормами и правилами в области использования атомной энергии, другими нормативными документами и государственными стандартами РФ, применяемыми в атомной энергетике и химической промышленности (в дальнейшем НД).

Требуемая тепловая мощность ВТГР при реформинге метана составляет в расчете на 5 млн. т водорода в год около 9 ГВт, то есть примерно в 15 раз меньше, чем в случае электролиза воды на базе LWR или примерно в 8-9 раз меньше, чем в случае цикла I-S, что отражается, естественно, и на экономических показателях. В перспективе, когда стоимость природного газа превысит 350-500 долл./10³ нм³, доля получаемого из воды водорода, производимого с помощью термохимического цикла паровой конверсии метана, может быть доведена до 100% за счет дополнительных стадий замыкания цикла путем электрохимического восстановления метана из промежуточного продукта-метанола (так называемый метанольно-йодидный термохимический цикл) или путем перехода на описанный выше метан-сернокислотный цикл или путем получения метана (синтетического газа) из угля. Устранение подпитки сырьевого метана из процесса получения водорода, например, при использовании цикла I-S, потребует увеличения мощности ВТГР примерно на порядок для выпуска того же объема водорода.

В разделе 3.3 представлены результаты разработки эффективных систем передачи ВТТ.

В разработанной схеме производства водорода предусматривается:

утилизация тепла реактора с гелиевым теплоносителем на нагрев реакционной парогазовой смеси перед адиабатическим реактором конверсии природного газа;

утилизация тепла конвертированного газа на получение технологического пара давлением 8.0 и 0.7 МПа.

В разделе 3.4 представлено обоснование системы прямой передачи ВТТ по факторам безопасности.

Рассмотрены результаты расчетов аварии разгерметизации ТКА, размещаемого в первом контуре ЯЭУ, с разры­вом отдельной трубки 1ой секции сотового технологического теплообменника (СТТ) ТКА, размещаемого в первом контуре.

В соответствии с параметром β = Р₂ / Р₁ , где Р₂ - давление окружаю­щей среды; P₁ - начальное давление:

β = 7.3/7.8 ~0,93, l> β > β _Kp, (15)

истечение газов происходит в дозвуковой области:

β _Kp ~ (2/(К+1))^1/(К-1) ~0.546, перегретый пар.

Для дозвуковой области, пренебрегая начальной скоростью и трением газа о стенки сопла, расход из неограниченного объема можно записать как :

G_H2O =Fψ_i √(P₁/V₁) φ (φ =1); (16)

ψ_i =√(2К/(К-1){( P₂/P₁)^2/R –( P₂/P₁)^R+1/R }, (17)

где К — показатель адиабаты истекающего газа; V₁ — удельный объем (величина, обратная плотности газа в выходном сечении); F — площадь поперечного сечения сопла. Для принятых параметров G_Н2О = 3,89 кг/с.

Выполнены расчеты изменения массы водяного пара, находящегося в активной зоне, со временем для двух моделей — линейной и дискрет­ной. В дальнейшем использовались результаты, полученные для дискрет­ной модели, как наиболее полно отражающей физику процесса.

Расчеты аварийных эффектов реактивности при попадании ПГС в активную зону реактора должны быть выполнены в предположении однород­ного гомогенного распределения водяного пара по объему активной зоны. Выполнен параметрический анализ предполагаемых диапазонов загрузки урана, обогащения и диаметров кернов. Принимая скорость срабатывания всей цепочки отсечной арматуры-сброс на факел-инертизация контура равной 60 с, за первые 60 с аварийного процесса в первый контур попадает приблизительно 233 кг водяного пара, из которых собственно в пределах активной зоны будет находиться около 4-5%, т.е. около 10 кг, что, как показали ранее выполненные анализы, пренебрежимо мало в сравнении с массами основного замедлителя – графита и, в силу этого, при различных ядерных соотношениях топлива и графита и различных диамет­рах керна не приведет к сколь-нибудь значительному выбегу положительной реактивности, который будет невелик и не приведет к заметному росту мощности. В активной зоне температура твэлов увеличится за 60 с процесса незначительно (менее чем на 5-10 градусов). Рост температуры твэлов в актив­ной зоне, благодаря наличию отрицательных обратных температурных связей, приведет к введению отрицательной реактивности, в результате чего будет наблюдаться некоторое уменьшение мощности реактора.

Таким образом, на данной стадии разработки показано, что радиационные последствия, связанные с попаданием парогазовой смеси из аварийного ТКА, размещенного в первом кон­туре, не выходят за допустимые пределы, что позволяет обеспечить ядерную безопасность данного проектного варианта.

Важный вопрос, связанный с рассмотрением возможности размеще­ния ТКА в первом контуре, — предотвращение загрязнения технологи­ческой продукции (конвертированного газа) радионуклидами, генери­руемыми в первом контуре.

Наиболее важным радионуклидом с этой точки зрения является три­тий вследствие его относительно большого периода полураспада (12.46 года), генетической значимости и высокой диффузионной проникающей способности.

Для МГР-Т приняты следующие параметры, определяющие потоки трития:

Общая масса графитовых конструкций реактора составляет ~ 860 т, из них:

~ 400 т составляют блоки графитовой кладки, срок службы которых 60 лет; ~ 460 т составляют графитовые блоки активной зоны (блоки ТВС и заменяемого отражателя), включая блоки ТВС типа 1 (без отверстия для ПС СУЗ или ПЭЛ РСО) - 88,27 т, блоки ТВС типа 2 (с отверстием для ПС СУЗ или ПЭЛ РСО) – 27,6 т (срок пребывания в реакторе – 900 сут); блоки заменяемого отражателя с различным сроком службы: 3 года – блоки ЦЗО массой 40,89 т; 6 лет – блоки НЗО и часть блоков БЗО массой 87,2 т; 15 лет – для блоки ЦЗО массой 78,4 т;

30 лет – для блоки ВЗО и часть блоков БЗО массой 136,96 т.

Ориентировочное содержание Li⁶ в реакторном графите составляет от 0,1 ppm до 1 ppm при точности измерения нейтронно-активационным методом 0,04 ppm.

Воздействию нейтронного потока в реакторе подвергается В-10, содержащийся в материале поглотителя В₄С в ТВС, ПС СУЗ, верхнем слое блоков а.з., блоках графитовой кладки, а также в виде примесей в графитовых конструкциях. Содержание В-10 в указанных элементах конструкции составляет: в ТВС а.з.  3 кг; в верхнем слое блоков а.з.  160 кг; в виде примесей в графитовых блоках  0,2 кг; во всех ПС СУЗ  300 кг; в блоках графитовой кладки  260 кг.

Масса гелия в первом контуре (реактор, ВТО, БПЭ, газоходы) ~ 5000 кг. Расход теплоносителя на систему очистки (СО) ~ 700 кг/ч (включение СО по мере необходимости).

Генерация Т в первом контуре МГР-Т проходит по следующим основным каналам : деление (тройное) ядерного топлива ^23S U (~10^-4 ат.Т/дел); реакция ³Не (п, р) Т при облучении гелия нейтронами (σ_а ~ 5,400 б); реакции ⁶Li(п, а)Т и ⁷Li(и, п,а)Т (при взаимодействии с примеся­ми лития в реакторном графите); за счет ¹⁰В, облучаемого тепловыми и быстрыми нейтронами (стержни СУЗ, пэлы, примеси в графите); за счет ⁹Ве, ¹²С и других нуклидов.

Вклад Т по третьему каналу определяется в основном содержанием Li в реакторном графите и темпом перегрузки активной зоны. Содер­жание Li в реакторном графите лежит на уровне технически достижимой чистоты 10^-6 – 10^-5 %. В результате при темпе перегрузки графитовых элементов активной зо­ны ~ 155 кг ТВС в сутки расход Li составит около 16.10^-3 г, или в пересчете на ⁶Li (σ_а ~ 930 б) примерно 1.10^-3 г. При полной конверсии этого изотопа, в пренебрежении реакцией ⁷Li (п, п’, α) Т, образуется 5.10^-4 г Т активностью 725 Ки (в пересчете на год).

Активность Т, генерируемого за счет ¹⁰В, составит 138- 127 Ки/год. Принято, что в контуре ВТГР на вклад деления приходится 51%, лития – 34% и теплоносителя – 15%.

Bсе расчеты проводились в консервативном допущении о содержании ³Не в теплоносителе (брался состав гелия, получаемого из воздуха, а не из природного газа, являющегося основным природным промышленным сырьем производства гелия, в котором изотопа ³Не на порядок меньше).

Из результатов работы опытных реакторов типа ВТГР в США и ФРГ известно, что большая часть (~ 65 %) Т, генерируемого в топливе, вы­ходит из микротвэлов и перераспределяется в графите, несмотря на ма­лую долю (менее 1 %) микрочастиц, получивших повреждение покры­тия. В то же время исследование балансов Т в контурах ВТГР (с учетом адсорбции в графите) показало, что, например, в реакторе "Форт-Сент-Врейн" в теплоносителе и в системе очистки около 85 % трития опреде­ляется реакцией ³Не (n, р) Т, остальное количество: реакцией ⁶ Li (n, α ) Т (~ 4 %); тройным делением ^23S U (~ 10%); генерацией из ¹⁰В (~ 1 %).

Соответствующий баланс для ВТГР типа МГР-Т мощностью 600 МВт (тепл.) дает выход Т в контур (R_I) на уровне 250-300 Ки/год. В дальней­шем используется верхняя оценка (300 Ки).

В величину удельной активности первого контура (C_I), как было по­казано, даже при весьма завышенной диффузионной утечке Т из первого контура основной вклад вносит баланс "источник—система очистки". В связи с этим

C_I = R_I /G ¹_CO = 12.10^-5 Ки/кг (18)

В расчете принята система очистки с расходом G ¹_CO 0.1 кг/с (r=0.072). В пере­счете на удельную активность С_I= 35.10^-5 Ки/м³, при этом парциаль­ное давление Т составит около 1.3.10^-9 МПа. Это значение примерно соответствует экспериментально полученному значению для реактора AVR, что можно считать далее консервативной оценкой в связи с существенно более низкой кратностью очист­ки на реакторе AVR (r = 0,025). В то же время расчетная объемная концентрация Т в первом контуре сопоставима с опытом работы АЭС с ВТГР «Пич-Боттом», характерные концентрации трития в теплоносителе которой составляли 10^-6 –10^-5 Ки/м³ /GEFR-00602/. Интересно отметить, что утечка Т в парогенератор и атмосферу на этой АЭС не превышала 0.4-0.67 Ки/МВт_тепл.год.

Соответствующий выброс трития с гелием, утекающим из первого контура, составит для МГР-Т (при средней скорости утечки гелия, включающей перегрузки, неорганизованные протечки, профилактику и замену оборудования, уплотнения и т.д., на уровне 0.5 кг гелия /ч ) не более 6. 10^-5 Ки/ч.

Удельный поток трития в ТКА определен как:

I_T=2.04 exp(-7450/T_эфф).1/2.56 ~7.5 мкКи.мм/(м².ч) (19)

Для условий стационарного установившегося потока трития I_Σ=3.75.10^-3 Ки/ч.

В расчете на производимый влажный конвертированный газ концентрация трития составит:

С_КГ=3.75. 10^-3 /0.15.10⁶ =2.5.10^-8 Ки/м³ ; (20)

принимая, что весь тритий связан в газе в СН₃Т, НТО, НТ и единственный канал его выхода – вместе с производимым водородом.

Полученное значение удельной активности не превышает международных и национальных норм по ПДК в воздухе для населения, поэтому с учетом неизбежного разбавления водорода при его утечке в атмосферу следует признать рассчитанный уровень активности вполне безопасным.

Оксидные пленки, образующиеся на теплообменных поверхностях, диффузионный поток трития, как показал автор, снижают, что подтвердили эксперименты на стенде МИКСЕР в РНЦ «Курчатовский институт», в которых присутствие оксидной пленки на металле снизило при температурах выше 600 ^оС диффузионный поток изотопов водорода примерно на 3-4 порядка.

Допустимой концентрации содержания трития в атмосферном воздухе C_А=7 Бк/л соответствует массовая концентрация 1.9·10^-8 мг/м³. Содержанию трития в воде C_В=6.3·10⁴ Бк/л соответствует массовая концентрация 1.7·10^-10 г/л.

В соответствии с НРБ-99 ДОА_нас по тритию для воздуха составляет 1.9 Бк/л или 5.1.10^-11Ки/л или 5.1.10^-8 Ки/м³. Коэффициент пересчета принят равным 2.7х10^-10 Зв/Бк.

Поскольку даже консервативная концентрация трития в газовом продукте составляет 2.5.10^-8 Ки/м³ следует считать, что при производстве водорода на ЯТК с МГР-Т в варианте ПКМ с прямой передачей тепла без использования промежуточного контура критерии, предъявляемые НРБ-99, выполнены.

Возможность утечки конвертированного газа потребует создания в закрытых помещениях усиленной вентиляции, мер по пожаровзрывобезопасности (например, использования каталитических окислителей) и т.д., что дополнительно обеспечит защиту от тритиевого загрязнения.

Аналогичные оценки, сделанные для утечки НТО, образующейся в метанаторах ХТС, подтвердили, что в этом случае ПДК соблюдаются с достаточным запасом даже при консервативных оценках.

Анализ показывает, что все другие варианты энерготехнологического использования ЯТК (дальнее теплоснабжение, получение метанола, металлургия и т. д.) также удовлетворяют требованиям чистоты техно­логического продукта по тритию. Это позволяет сделать вывод о том, что при принятии конструктивно-технологических мер по предотвраще­нию прямого (не диффузионного) попадания радионуклидов первого контура в технологический продукт возможно включение СТТ (ТКА) в первый контур без использования промежуточного контура со своей системой очистки. Аналогичный вывод можно сделать и по результатам исследований возможного диффузионного загрязнения теплоносителя первого контура водородом, поступающим через теплообменные повер­хности ВТТ.

В составе среды ХТБ водород занимает домини­рующее положение лишь на выходе из ТКА, именно он будет определять химический состав газа, диффузионно проникающего через металли­ческие поверхности ТКА в первый контур ЯЭУ, что обусловлено низкими коэффициентами диффузии всех остальных газовых компонен­тов среды ХТБ. Наиболее близкую к водороду проницаемость в металле имеет азот, однако его содержание в среде ХТБ невелико, что с учетом соотношения коэффициентов диффузии (D_i) азота и водорода (для железа, например, при T= 1173 К D_h2/D_n2 = 2,74.10²) позволяет ог­раничиться в дальнейшем рассмотрении одним водородом.

Экспериментально автором были определены значения коэффициента диффу­зии водорода D по методике (см. Журн. ФХММ, 1972, № 1. С. 95 - 99), заключающейся в определении D из зависимости I(τ), где τ -время, на основании уравнения Беррера:

D = δ ²/6 τ ₃. (21)

Здесь δ - толщина образца; τ ₃ - время "запаздывания" при выходе потока на установившееся значение. Приведем полученные значения параметра D (средние): 3.61.10^-10 м²/с при Т =823 К; 3.80. 10^-10 м²/с при Т = 873К.

Сопоставляя эти значения с результатами экспериментального изуче­ния диффузии водорода через керамические материалы, можно прийти к выводу об относительно слабом влиянии окисной пленки на резуль­тирующее значение коэффициента диффузии, приведенное выше. Так, для А1₂О₃ при Т = 873 К ,D= 10^-14 - 10^-16 м² .с^-1 , что обусловлено молекулярным характером диффузии водорода через керамические материалы, в которых он не растворяется.

Таким образом, толщина окисной пленки, образовавшейся за счет окисления образца примесями гелия, не превысила нескольких микро­метров.

Образование в среде влажного конвертированного газа окисных пленок приводит к снижению водородопроницаемости на 3-4 порядка. Новое значение водородопроницаемости устанавливается за период 0.5 - 30 сут в зависимости от материала, среды и температуры. Аналогичные значения (снижение на 2-3 порядка диффузии для окисленных поверхностей) приняты и в разработках, проводимых Центром в Юлихе, в частности, применительно к условиям стыковки аппарата ПКМ на реакторе НТТR.

Основным источником водорода в первом контуре ЯЭУ МГР-Т является СТТ (при отсутствии промежуточного контура передачи тепла от актив­ной зоны к СТТ). В связи с этим, а также с учетом того, что водород — одна из основных примесей теплоносителя первого контура, ответствен­ных за массоперенос и коррозионное повреждение материалов активной зоны, оценка возможных значений диффузионных потоков водорода из СТТ в первый контур приобретает важное значение для выбора пер­спективных схем и параметров ЯТК.

Для п труб СТТ с длиной "активной части" L радиусом R_тр и толщи­ной δ_тр интегральный диффузионный поток водорода I_Σ можно запи­сать в виде

I_Σ = 2 π R_тр n K₀ / δ_{тр 0}∫^L ехр [- Q _a/RT(x)] √ P_H2(x)/dx, (22)

Переходя к новой переменной х = х/L и учитывая, что зависимости Т(х) иР_H2 (х) для CТТ удовлетворительно аппроксимируются формулами

T(x)= Т_о + (T₁ - Т_о) √x, (23)

P_H2(x) = P_вых √x, (24)

где Т_о - минимальная температура стенки CТТ; Т₁ - максимальная температура стенки CТТ; P_вых - давление водорода на выходе из ВТТ, получаем

I_Σ = 2 π R_тр n K₀ √P_вых / δ_{тр 0}∫¹ ехр {- Q _a/R[T₀ +(T₁ – T₀) √x]}x ^0.25dx, (25)

Для ориентировочных конструктивных параметров СТТ (n, δ_тр , R_тр ), приведенных в предыдущих разделах для диаметра трубки 30 мм, толщины трубки 2 мм и выходном парциальном давлении водорода во влажном конвертированном газе около 3.0 МПа при общей поверхности СТТ 10³ м², задавая среднюю длину трубки в спиральном змеевике 30м, суммарное количество трубок равно около 360. Поток I_Σ составит для условий окисленного металла типа ХН55МВЦ около 0.025. 10^-3 м³/с или около 8 г/ч.

Уравнение баланса водорода в 1ом контуре может быть записано как:

I_Σ= R^He/R^H2 . C_H2 . G_Σ^CO, (26)

Для C_H2 , заданной в ТЗ на разработку на уровне 35 vpm:

G_Σ^CO =0.12 кг/с, т.е. 432 кг/ч, что означает, что принятая в МГР-Т система очистки с расходом 700 кг/ч обеспечит непревышение заданной концентрации водорода в первом контуре.

В схеме ЯТК МГР-Т нет парогенератора и кроме диффузии водорода в первый контур из реакцион­ных объемов CТТ другими источниками поступления водорода в первый контур могут стать только, в частности, окисление графита активной зоны приме­сями водяного пара, за счет протечек воды из системы водяного охлаждения (СОВ) гелиевых потоков в БПЭ. Более жесткие требования может накладывать на систему очистки необходимость снижения концентрации трития в первом контуре. В этой связи следует, по-видимому, признать, что наличие системы очистки суммарной производительностью около 1 кг гелия в секунду (типа ОГ-1-50) будет достаточно для поддержания концентрации водо­рода и трития в реакторном контуре на требуемом уровне (~ 0,005 %), даже при размещении ТКА в первом контуре АС.

Для ХТБ в составе АЭТС с МГР-Т применительно к производству водорода методом ПКМ возможность образования взрывоопасных концентраций возникает только в отделении выделения водорода методом КБА, которое располагается обычно на расстояниях 25-35 м от ТКА. В этой связи должен учитываться возможный процесс выхода метана или водорода из аппарата и образование ГВС с последующим ее взрывным сгоранием.

Согласно диаграмме горючести смесей «водород-водяной пар-воздух» при наличии водяного пара в концентрации более 60% пределы начала возгорания не достигаются в рассматриваемых условиях возможного образования смесей.

Таким образом, не возникает дополнительных требований к включению в состав системы передачи тепла к ХТБ промежуточного контура по соображениям удаления ТКА, поскольку формирование ГВС, опасных с точки зрения детонации, возникает только в отделениях ХТЧ, не связанных по передаче тепла с РУ, что позволяет отнести их на необходимое расстояние (100-200 м) от Главного здания АЭТС.

В