NÁVRH ZAŘÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ENERGETICKÝ ÚSTAV FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING ENERGY INSTITUTE

NÁVRH ZAŘÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU THE DESIGN OF COMPONENTS FOR EMERGENCY COOLING OF REACTOR PRESSURE VESSEL

DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER'S THESIS

AUTOR PRÁCE

Bc. MILAN KATZER

AUTHOR

VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR

BRNO 2013

Ing. JIŘÍ MARTINEC, Ph.D.

KATZER MILAN

VUT V BRNċ EÚ FSI 2012/2013

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU

Abstrakt Tato diplomová práce se zabývá návrhem experimentálního zaĜízení pro havarijní chlazení tlakové nádoby reaktoru (TNR). V úvodních kapitolách jsou teoretické informace o rĤzných možnostech chlazení roztaveného kória z pohledu jednotlivých technologií a jejich srovnání. V praktické þásti je proveden návrh experimentálního zaĜízení pro havarijní chlazení TNR. Toto zaĜízení se skládá z modelu kanálu kolem TNR, kondenzátoru pro odbČr tepla vznikajícího v TNR a þerpadla sekundárního okruhu. Výpoþtová þást obsahuje tepelný a hydraulický výpoþet. ZávČr je vČnován zhodnocení technologií pro chlazení kória a porovnání z hlediska jaderné a technické bezpeþnosti. Klíþová slova: Kórium ExVC – Ex vessel cooling IVR – In vessel retention Havarijní chlazení Lapaþ aktivní zóny Kondenzátor

Abstract My thesis deals with the design of an experimental emergency cooling device of the reactor pressure vessel (RPV). It consists of two parts, the theoretical one and practical one. Different molten corium cooling methods in terms of their efficiency and comparison are introduced in the theoretical part. The design of an experimental emergency cooling device, which incorporates a model channel past the reactor pressure vessel , is presented in the practical part. The cooling device consists of a model channel past the reactor pressure vessel, condensator, which takes away the heat generated by the reactor pressure vessel and the pump of a secondary loop. Next, thermal and hydraulic calculations are given in this section. The conclusion is devoted to the evaluation of particular cooling technologies and their comparison in terms of nuclear and technical safety. Keywords: Corium ExVC – Ex vessel cooling IVR – In vessel retention Emergency cooling Core catcher Condenser

KATZER MILAN


Bibliografická citace KATZER, M. Návrh zaĜízení pro havarijní chlazení tlakové nádoby reaktoru. Brno: Vysoké uþení technické v BrnČ, Fakulta strojního inženýrství, 2013. XY s. Vedoucí diplomové práce Ing. JiĜí Martinec, Ph.D..


ýestné prohlášení Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatnČ. Vycházel jsem pĜitom ze svých znalostí, odborných konzultací a doporuþené literatury, uvedené v seznamu. V BrnČ dne 24. kvČtna 2013

KATZER MILAN


PodČkování Tímto bych chtČl podČkovat mému vedoucímu diplomové práce Ing. JiĜímu Martincovi, Ph.D. za cenné rady, pĜipomínky a þas, který mi vČnoval pĜi vedení této práce. Také dČkuji Ing. Vladimíru Krhounkovi a Ing. Davidu BáĢkovi za neocenitelné odborné rady k výpoþtu a trpČlivost pĜi kompletaci této práce. ZároveĖ bych zde chtČl podČkovat své rodinČ za podporu bČhem celé doby studia, bez jejich pomoci by tato práce nemohla vzniknout.


Obsah: Obsah: .........................................................................................................................................9 1 Úvod.................................................................................................................................11 2 Nadprojektové nehody a tČžké havárie ............................................................................13 3 ExVC (Ex-Vessel Cooling) .............................................................................................15 3.1 Core Catcher EPR 1600 .............................................................................................15 3.2 Core Catcher VVER 1200 ..........................................................................................16 4 IVR (In-Vessel Retention) ...............................................................................................18 5 IVR pro VVER 1000 .......................................................................................................20 5.1 Odtlakování primárního okruhu .................................................................................20 5.2 Když dojde k porušení TNR ......................................................................................20 6 Srovnání ...........................................................................................................................22 6.1 ExVC ..........................................................................................................................22 6.2 IVR .............................................................................................................................22 6.3 Shrnutí ........................................................................................................................23 7 Problémová místa ............................................................................................................24 7.1 Chování roztoku kyseliny borité ................................................................................24 7.2 Fyzika kória ................................................................................................................24 7.3 Kritický tepelný tok....................................................................................................24 7.4 Parní výbuch...............................................................................................................27 8 Aplikace IVR ...................................................................................................................28 9 Praktická þást ...................................................................................................................29 9.1 Teorie modelu ............................................................................................................29 9.2 Výpoþet ......................................................................................................................30 9.2.1 Model ..................................................................................................................30 9.2.2 Kondenzátor ........................................................................................................30 9.2.3 Model - iterace ....................................................................................................31 9.2.4 ýerpadlo ..............................................................................................................31 10 Základní výpoþtové rovnice (teorie výpoþtu) ..................................................................32 10.1 Vzorek ....................................................................................................................32 10.1.1 Hydraulický výpoþet ...........................................................................................32 10.2 Kondenzátor ...........................................................................................................33 10.2.1 Tepelný výpoþet ..................................................................................................33 11 Výpoþet ............................................................................................................................36 11.1 Vzorek - Úseky .......................................................................................................36 11.1.1 Úsek 1 .................................................................................................................38 11.1.2 Tlaková ztráta tĜením ..........................................................................................39 11.2 Kondenzátor-výpoþet .............................................................................................41 11.2.1 Tepelný výpoþet ..................................................................................................41 11.2.2 Hydraulický výpoþet ...........................................................................................45 11.3 Výkon þerpadla .......................................................................................................47 11.4 Tlakové ztráty primárního okruhu po iteraci prĤtoku ............................................48 12 Technické shrnutí .............................................................................................................51 13 ZávČr ................................................................................................................................52 Zdroje informací .......................................................................................................................54 Seznam obrázkĤ a tabulek ........................................................................................................55 Seznam použitých zkratek a symbolĤ .......................................................................................56 Seznam pĜíloh ...........................................................................................................................57

9


KATZER MILAN

10


1 Úvod Se zvyšující se životní úrovní také neustále stoupá spotĜeba elektrické energie a je nutné hledat náhrady za fosilní paliva. A to proto, že jejich zásoba není neomezená a jejich tČžba zanechává trvalé následky v krajinČ. Nabízí se nám energie jaderná, která je z ekologického hlediska mnohem šetrnČjší (žádná produkce CO2, tČžba má menší vliv na ráz krajiny). PĜi schvalování nových jaderných elektráren je na prvních místech jaderná bezpeþnost a nároky na ni neustále stoupají. Z toho plyne, že s každou generací jsou nové jaderné elektrárny bezpeþnČjší. Jaderné elektrárny se rozdČlují do þtyĜ generací, a sice v generaci I jsou první prototypy komerþních reaktorĤ, na kterých se v podstatČ ovČĜovalo zdaje lze používat k výrobČ elektrické energie. Jaderné elektrárny II. generace využívají úspČšných a odzkoušených reaktorĤ generace I. VČtšina dnes provozovaných elektráren je právČ tohoto typu. Reaktory generace III, nČkdy také oznaþovány jako pokroþilé reaktory, navazují na pĜedchozí generaci, ale mají mnohem lepší užitkové a bezpeþnostní vlastnosti. Je u nich kladen velký dĤraz na snížení možnosti nehod spojených s tavením aktivní zóny. Vývoj jaderné bezpeþnosti lze na jednotlivých generacích sledovat. U generace I byly instalovány zaĜízení typu SCRAM (Safety control rod axe man) tedy zaĜízení pro rychlé zastavení nekontrolovatelné štČpné ĜetČzové reakce. Jedná se o kontrolní tyþ s vysokou neutronovou absorpcí, jejímž spuštČním do aktivní zóny (AZ) snížíme reaktivitu a zastavíme štČpnou reakci. U tČchto elektráren byly také aplikovány náhradní zdroje chladiva pro pĜípad jeho úniku. U generace II se zaþalo používat masivní hermeticky uzavĜené ochranné obálky – kontejnment, k oddČlení primárního okruhu od sekundárního. Dále bylo aplikováno nČkolikanásobné zajištČní rychlého odstavení reaktoru (SCRAM), záložní zdroje chladiva a záložní nezávislé zdroje energie (dieselagregáty apod.) pro zajištČní obČhu chladiva. Kontejnment a zásoby chladiva jsou navrženy tak, aby vydržely i gilotinové pĜetnutí primárního chladicího potrubí a jeho následný únik do prostoru ochranné obálky. U elektráren generace III jsou instalovány nové bezpeþnostní prvky a systémy, aĢ aktivní, þi pasivní, poþítající se stále tČžšími haváriemi (zpĤsobené špatnou obsluhou þi nefunkþním zaĜízením), pĜírodními živly (zemČtĜesení, extrémní sucho nebo zima) nebo zásahy zvenþí (pád letadla, teroristický útok). Avšak i všechny tyto ochranné prvky nČkdy nemusí staþit. Jak vyplývá z vyhodnocení havárií na elektrárnách v ýernobylu þi FukušimČ, kde v dĤsledku nedostateþného chlazení došlo k tavení aktivní zóny. Na jaderné elektrárnČ Fukušima to vedlo „pouze“ k protavení zbytkĤ AZ mimo tlakovou nádobu reaktoru (dále jen TNR), ale na elektrárnČ v ýernobylu tento incident vedl k parním výbuchĤm (rozklad vody na vodík a kyslík, které spolu tvoĜí výbušnou smČs), které následnČ rozmetaly štČpné produkty do okolí elektrárny a radiací zamoĜily znaþná území i v jiných státech po celé EvropČ. V odpovČć na tento druh havárie, tedy pokud dojde k tavení aktivní zóny, byly vyvinuty dvČ technologie, a sice lapaþ aktivní zóny (ExVC - Ex Vessel Cooling) a vnČjší chlazení tlakové nádoby reaktoru s udržením taveniny uvnitĜ (IVR - In Vessel Retention). Tyto systémy jsou využívány u jaderných elektráren generace III+. Ale jak bylo správnČ Ĝeþeno, otázka nezní „jestli dojde k havárii, ale až dojde k havárii, budeme dostateþnČ pĜipraveni?“ Je tedy tĜeba nejen zvyšovat bezpeþnost nových elektráren, ale modernizovat také stávající elektrárny, aby byly schopny odolat i tČm nejtČžším haváriím. V teoretické þásti se budu vČnovat popisu tČchto dvou bezpeþnostních systémĤ, tedy lapaþi AZ (ExVC) a vnČjšího chlazení TNR (IVR). V popisu se zamČĜím na jejich konstrukþní provedení, srovnání jejich výhod a nevýhod, a zda je možné tyto systémy aplikovat na již stávající jaderné elektrárny. V praktické þásti se budu zabývat návrhem experimentálního zaĜízení pro výzkum chlazení tlakové nádoby reaktoru s eliptickým dnem. Toto zaĜízení se skládá z modelu kanálu simulujícího prĤtok vody kolem eliptického dna tlakové nádoby, kde bude docházet k ohĜevu

11

VUT V BRNċ KATZER MILAN EÚ FSI 2012/2013 a vypaĜování protékající vody. SmČs vody a páry bude vstupovat do kondenzátoru, kde bude odevzdávat teplo chladicí vodČ v sekundárním okruhu. ZaĜízení bude navrženo tak, aby primární okruh pracoval s pĜirozeným obČhem, a v sekundárním okruhu bude zaĜazeno þerpadlo, kterým se bude mČĜit výkon kondenzátoru. Úþel tohoto zaĜízení je potvrdit a demonstrovat možnost použití tohoto systému na reaktory typu VVER.

12


2 Nadprojektové nehody a tČžké havárie Jaderná bezpeþnost musí být zavedena i pro nadprojektové nehody1, aby se zavedla odpovídající preventivní a zmírĖující opatĜení a omezily radioaktivní úniky, ohrožující obyvatelstvo a životní prostĜedí i v pĜípadech událostí s velmi nízkou þetností výskytu. Tyto nehody mohou být dĤsledkem vícenásobných selhání zaĜízení nebo chyb obsluhy a mohly by potenciálnČ vést k velkým únikĤm radioaktivních látek. I pro tyto nehody musí být stanoveny specifické požadavky na projekt, metody analýzy a kritéria pĜijatelnosti. Je potĜebné uvažovat dvČ skupiny podmínek: -

Nadprojektové nehody, pĜi kterých nedochází k tavení aktivní zóny reaktoru TČžké havárie spojené s tavením aktivní zóny.

Doporuþený výbČr typĤ událostí, které je minimálnČ tĜeba analyzovat pro ovČĜení bezpeþnosti projektu, nejsou-li souþástí souboru událostí abnormálního provozu a projektových nehod, by mČl zahrnout pĜinejmenším: I. Rozvoje jednoduchých postulovaných iniciaþních událostí abnormálního provozu pĜi postulovaném selhání bezpeþnostního systému rychlého odstavení reaktoru: 1. Nekontrolované vytažení skupiny regulaþních orgánĤ 2. Úplná ztráta vnitĜních a vnČjších zdrojĤ elektrického napájení 3. Ztráta elektrického zatížení turbogenerátoru 4. Úplná ztráta napájení parogenerátorĤ vodou 5. Ztráta vakua v kondenzátoru 6. NeĜízené otevĜení pĜepouštČcí stanice do kondenzátoru 7. UzavĜení armatur hlavních parovodĤ II. Další postulované nadprojektové události, které mohou vést v pĜípadČ vícenásobných selhání zaĜízení nebo provozních pracovníkĤ k tČžké havárii: 1. Úplná dlouhodobá ztráta vnitĜních a vnČjších zdrojĤ elektrického napájení 2. Úplná dlouhodobá ztráta dodávky napájecí vody 3. Havárie se ztrátou primárního chladiva pĜi souþasné ztrátČ havarijního chlazení aktivní zóny reaktoru 4. NeĜízený pokles hladiny nebo ztráta cirkulace v reaktoru pĜi chlazení otevĜeného reaktoru nebo pĜi výmČnČ paliva 5. Úplná ztráta systému chlazení komponent (vložených uzavĜených chladících okruhĤ) 6. Ztráta systému odvodu zbytkového tepla reaktoru 7. Ztráta chlazení bazénu skladování 8. Ztráta koncového systému odvodu tepla (ze sekundárního okruhu) 9. NeĜízené ĜedČní koncentrace kyseliny borité v reaktoru (tlakovodní reaktory) 10. Vícenásobné porušení trubek parogenerátoru (tlakovodní reaktory) 11. Prasknutí parovodu spojené s prasknutím trubek parogenerátoru 12. Ztráta potĜebných bezpeþnostních systémĤ pĜi jejich dlouhodobém využití po iniciaþní události.[1] 1

2

Nadprojektová nehoda: havarijní podmínky, pĜi kterých dojde k porušení nebo pĜekroþení projektových kritérií projektových nehod2. Nadprojektové nehody mohou, ale nemusí být spojeny s významným poškozením aktivní zóny. Projektová kritéria projektových nehod: hodnoty parametrĤ, pĜi jejichž dosažení je prokázáno splnČní základních bezpeþnostních funkcí projektu a zachování fyzických bariér.

13

VUT V BRNċ KATZER MILAN EÚ FSI 2012/2013 TČžké havárie mohou být vyvolány libovolnou iniciaþní událostí, uvedenou výše, v kombinaci s vícenásobným selháním zaĜízení nebo chybami obsluhy, nad rámec specifikace projektových nehod JE. TČžké havárie a jejich scénáĜe jsou zpravidla identifikovány ve studiích pravdČpodobnostního hodnocení bezpeþnosti druhé úrovnČ a pokrývají všechny provozní režimy dané JE (výkonové, nevýkonové provozní režimy i otevĜený reaktor). Konkrétní výbČr scénáĜĤ tČžkých havárií by mČl být proveden na základČ pravdČpodobnostního hodnocení bezpeþnosti a s respektováním existující mezinárodní praxe. I v pĜípadČ, že bude pravdČpodobnost poškození aktivní zóny velmi nízká, musí být uvažovaná minimálnČ jedna tČžká havárie spojená s roztavením aktivní zóny pĜi nízkém tlaku. MČla by být zvolena taková havárie s nezanedbatelnou pravdČpodobností, která vede k nejvČtšímu zatížení ochranné obálky jak z hlediska jeho mechanického namáhání, tak i z hlediska zdrojového þlenu radioaktivity. Pro tuto reprezentativní (referenþní) havárii musí být v projektu nové JE navržena opatĜení, která zabezpeþí s vysokou pravdČpodobností dodržení bezpeþnostních cílĤ. U stávajících JE by mČl být tento požadavek uplatnČn tak, aby bylo riziko poškození ochranné obálky a úniku radionuklidĤ v rozumnČ dosažitelné míĜe sníženo.[1] VnitĜní a vnČjší rizika Projekt musí kromČ poruch technologického zaĜízení nebo chyb obsluhy taktéž uvážit specifická zatížení a parametry prostĜedí, které souvisí s poruchami ostatních zaĜízení uvnitĜ elektrárny, nebo s lokalitou umístČní elektrárny a pĤsobí na systémy, konstrukce a komponenty jako vnitĜní a vnČjších vlivy nebo rizika. Mezi vnitĜní vlivy patĜí dynamické úþinky úniku chladiva z vysokoenergetických potrubí, švihy potrubí, vnitĜní projektily, vznikající napĜ. z roztržení rotujících strojních þástí, jakým je utržení lopatky turbíny, vnitĜní záplavy, vnitĜní požáry a výbuchy, pády a nárazy tČžkých bĜemen, selhání tlakových þastí, opor a jiných konstrukþních þástí, elektromagnetické interference mezi zaĜízeními elektrárny, úniky vody, plynu, páry nebo škodlivých látek. Ve skupinČ vnČjších vlivĤ musí být uvažovány dvČ podskupiny událostí s vyhodnocením reálné možnosti výskytu specificky pro danou lokalitu: - pĜírodní události, jako zemČtĜesení, vichĜice, blesky, vnČjší záplavy, extrémní vnČjší teploty, extrémní dešĢové a snČhové srážky, tvorba ledu, zvýšení hladiny spodní vody, extrémní sucho, extrémní teploty chladicí vody a zamrzání, jiná rizika v dodávce chladící vody a vzduchu, apod., - události zpĤsobené lidskou þinností jako vnČjší požáry a výbuchy (vþetnČ velkého požáru plynového potrubí), náhodné pády letadel, elektromagnetické interference se zaĜízením mimo elektrárnu, ohrožení z dopravy a prĤmyslových þinností v okolí elektrárny i na území elektrárny (letící pĜedmČty, plynový oblak, výbuchy), rizika ze sousedních objektĤ a zaĜízení vþetnČ sousedních jaderných zaĜízení, šíĜení toxických, korozívních nebo hoĜlavých plynĤ, apod. [1]

14


3 ExVC (Ex-Vessel Cooling) Tato technologie poþítá s protavením kória tlakovou nádobou a jeho následným zachycením a chlazením v „lapaþi aktivní zóny“, tedy mimo tlakovou nádobu. Funkce lapaþe AZ - Shromáždit do nádoby lapaþe tuhé a tekuté složky kória a konstrukþních materiálĤ reaktoru - OdvádČt teplo z kória do chladicí vody a zajistit chlazení kóriové taveniny - Zajistit podkritický stav kória - Minimalizovat únik štČpných produktĤ do kontejnmentu - Minimalizovat tvorbu vodíku

3.1 Core Catcher EPR 1600 Reaktorová šachta je navržena tak, aby v pĜípadČ porušení TNR shromáždila vytvoĜené korium a zajistila jeho pĜesun do chladicího prostoru (lapaþe). Povrch šachty reaktoru je chránČn „obČtním“ betonem. Tento beton je žáruvzdorný s pĜímČsí zirkonu. Prostory pro záchyt a chlazení kória jsou vybaveny pevnou kovovou konstrukcí, která je pokryta betonem. Toto je zamČĜeno na ochranu základĤ kontejnmentu proti jakémukoliv poškození, proto jsou v jeho dolní þásti realizovány chladící kanály s cirkulující vodou. DĤvod jeho velké plochy (170 m2) je zvýšení efektivnosti chlazení. PĜesun kória z reaktorové šachty do lapaþe je zajištČn pasivním zaĜízením: ocelová „ucpávka“ („plug“), která se pod vlivem tepla kória roztaví. Po rozprostĜení kória v lapaþi je jeho následné zaplavení zajištČno také pasivním tavným „ucpávkovým“ zaĜízením. Kórium je pak chlazeno, stále pasivnČ, vstĜikováním vody (samospádem) z nádrže umístČné uvnitĜ kontejnmentu a jejím odpaĜováním. Díky chlazení je kórium stabilizováno bČhem nČkolika hodin a jeho úplné ztuhnutí se pĜedpokládá bČhem nČkolika dní.[2]

Obr. 3.1 Schéma lapaþe AZ pro EPR 1600 [3] 15


KATZER MILAN

3.2 Core Catcher VVER 1200 Hlavní rysy lapaþe pro VVER 1200 - Užití kelímkové nádoby pro lapaþ kória a jeho chlazení - Užití dvouvrstvé stČny nádoby lapaþe proti poškození tepelným namáháním - Použití „obČtního materiálu“ (oxidy železa a hliníku) pro snížení teploty kória a „hustoty“ uvolĖování zbytkového tepla - PĜidání oxidu gadolinia do „obČtních materiálĤ“ k dosažení podkritiþnosti kória

Obr. 3.2 Model lapaþe AZ pro VVER 1200 [4]

16


1 – tlaková nádoba reaktoru, 2 – spodní kryt (stínČní), 3 – konzolový krov, 4 – technologická chodba, 5 – nádoba lapaþe kória, 6 – reaktorová šachta, 7 – 11 – kazety (zásobníky) s obČtním materiálem, 12 – tepelná ochrana, 13 – servisní rampa, 14 – ventilaþní koridor Obr. 3.3 Schéma lapaþe AZ pro VVER 1200 [4] Požadavky na obČtní materiál - Intenzivní chemická interakce s oxidickou fází kória, což vede k snížení teploty taveniny - Intenzivní chemická interakce s kovovou fází kória oxidací nejsilnČjších þinidel, které jsou schopny produkovat vodík pĜi styku s párou - Snížení hustoty energetického toku (zĜedČní generování tepla) a zajištČní podkritiþnosti systému - Snížení jak poþáteþní teplotní špiþky, tak i dlouhodobé teploty kória kvĤli zajištČní správného chlazení - Minimalizaci produkce plynĤ, par a aerosolĤ vþetnČ radioaktivních - Vysoká konstrukþní odolnost z hlediska dynamického a teplotního namáhání - Absence vlivu na normální provoz JE po celou její životnost [4]

17


KATZER MILAN

4 IVR (In-Vessel Retention) Technologie IVR (zadržení kória v tlakové nádobČ prostĜednictvím externího chlazení reaktoru) je klíþovou strategií v Ĝízení tČžkých havárií (SAMS - Severe Accident Managment Strategy), která byla pĜijata na nČkteré provozované JE a je navržena pro nČkolik pokroþilých lehkovodních reaktorĤ. PĜi nedostateþném chlazení bČhem tČžké havárie se významné množství roztavené aktivní zóny pĜemístí do spodní þásti TNR, stejnČ jako pĜi nehodČ na JE Three Mile Island (TMI) v roce 1979. Z následné analýzy nehody na TMI vyplývá, že by byla vhodná instalace dodateþného chladicího mechanismu spodní þásti TNR. Ta byla zpoþátku pĜehĜátá, ale teplota následnČ rapidnČ klesala. Pokud by bylo možné udržet zbytky roztavené aktivní zóny uvnitĜ TNR bez jejího porušení, vedlo by to k výraznému zvýšení bezpeþnosti JE. Technologie IVR-ERVC (In Vessel Retention – External Reactor Vessel Cooling) prostĜednictvím zaplavení reaktorové šachty byla vybrána pro americké reaktory AP1000 a korejské reaktory APR1400. Metoda zaplavení reaktorové šachty byla vybrána, jelikož je konstrukþnČ jednodušší než zaplavení uvnitĜ tepelné izolace. Pokud bude dostateþné externí chlazení a zároveĖ pĜenos tepla mezi úlomky roztavené aktivní zóny a vnitĜním povrchem TNR, nemČlo by dojít ke strukturálnímu a tepelnému narušení její integrity.

Obr. 4.1 Schéma chlazení IVR[5] Z výše uvedených dĤvodĤ byly zahájeny experimentální práce, aby prošetĜily chladicí mechanismus zamČĜený na kritický tepelný tok z pohledu IVR. Je zapotĜebí navrhnout zaĜízení pro výzkum chování kória v daném prostĜedí, tedy IVR. Ve skuteþnosti se tavenina pĜemístí do spodní þásti TNR, kde vytvoĜí bazén s vnitĜním generováním tepla zpĤsobeným radioaktivním rozpadem štČpných produktĤ. Bazén se mĤže vytvoĜit ve dvou odlišných typech (viz Obr. 4.2):

18


Obr. 4.2 Rozložení vrstev kória a) vlevo b) vpravo [5] 1

2

Spodní oblast je tvoĜena oxidickým bazénem s vnitĜním generováním tepla a horní oblast tvoĜí metalická vrstva, sloužící jako hlavní mechanismus pro pĜenos tepla díky vysoké tepelné vodivosti. Stávající literatura naznaþuje, že mĤže dojít k pĜekroþení kritického tepelného toku ve vrchní þástí, právČ díky pĜirozené konvekci metalické vrstvy (viz Obr. 4.2 a). Ve spodní þásti se vytvoĜí vrstva tČžkých kovĤ, uprostĜed je oxidický bazén krytý metalickou vrstvou. Toto uspoĜádání je pouze hypotetické a experimentálnČ nebylo potvrzeno (viz Obr. 4.2 b).

Obr. 4.3 Rozložení tepelného toku [6]

19


KATZER MILAN

5 IVR pro VVER 1000 1. Zjevnou výhodou udržení tavící se aktivní zóny v tlakové nádobČ je, že všechny systémy kontejnmentu zĤstanou plnČ funkþní a teplo je odvádČno pĜes dobĜe charakterizovaný povrch (spodní þást tlakové nádoby). Vzhledem k tomu, že napĜíklad JE Temelín má ostatní prostory, vþetnČ havarijního velínu, pod reaktorovnou, je velmi dĤležité zabývat se možností aplikace tohoto systému na JE Temelín, což by významnČ pĜispČlo ke zvýšení jaderné bezpeþnosti. 2. PĜi Ĝešení systému IVR se pĜedpokládá, že všechny roztavené materiály z aktivní zóny (kórium) se budou soustĜećovat ve spodní þásti tlakové nádoby, což je ta nejhorší možná konfigurace. Tento pĜedpoklad je však nutný a musí se s ním v návrhu zaĜízení poþítat V pĜípadČ, že by chlazení spodní þásti tlakové nádoby nebylo dostaþující, mĤže nám poskytnout drahocenný þas k obnovení vstĜikování havarijní vody do chladicího systému. 3. Temelínský reaktor má pĜibližnČ stejný výkon jako AP1000 a v podstatČ stejnou velikost tlakové nádoby až na tvar dna TNR (AP1000 - kulovitý, VVER1000 eliptický). Tudíž by technický základ externího chlazení z AP1000 mohl být použitelný i pro VVER 1000.

5.1 Odtlakování primárního okruhu 4. Dalším dĤležitým aspektem, který je tĜeba spoleþnČ s možným vnČjším zaplavením reaktorové šachty a chlazení tlakové nádoby reaktoru uþinit, je odtlakování primárního okruhu. A to z dĤvodu zabránČní poškození tlakové nádoby, jelikož pĜi tČžké havárii se tavící se úlomky pĜemisĢují do spodní þásti tlakové nádoby, þímž v kombinaci s pĜehĜátím, kvĤli nefunkþnímu chlazení a vnitĜnímu pĜetlaku, dochází k silnému namáhání stČn tlakové nádoby. Snížení tlaku chladicí kapaliny snižuje nejen namáhání stČn tlakové nádoby, ale také hnací sílu tavících se úlomkĤ smČrem proti poškozeným stČnám. Únik tavících se trosek z tlakové nádoby pĜímo souvisí s potenciálním pĜetlakováním kontejnmentu. HPME (High-Pressure Melt Ejection) jev je vyĜešen v SAMG (Severe Accident Managment Guidelines) strategii bez ohledu na to, zda je reaktorová šachta zaplavena nebo není. Pokud by reaktorová šachta nebyla zaplavena, bude docházet k vypouštČní chladiva do kontejnmentu a k možnému uvolĖování vodíku, což povede k významnému zatížení stČn kontejnmentu. Pokud bude reaktorová šachta zaplavena, mĤže tato voda sloužit k pĜípadnému snížení pĜetlaku v kontejnmentu.

5.2 Když dojde k porušení TNR 5. Pokud dojde k porušení celistvosti tlakové nádoby reaktoru, rychlost šíĜení úlomkĤ kória bude záviset na rozdílu tlakĤ vody v reaktorové šachtČ a chladicím systému reaktoru. V pĜípadČ podtlaku (v chladicím systému reaktoru) by se rychlost šíĜení zmenšovala s druhou mocninou rozdílu tlakĤ. To je dĤležité z hlediska rychlosti odtavování stČn TNR v dĤsledku ejekþního procesu. Dále je tĜeba zhodnotit pravdČpodobnost parní exploze. Ta závisí na velikosti úlomkĤ smíchaných s okolní

20

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU vodou, tedy na jejich povrchovém napČtí. Jestliže budeme pĜedpokládat jemnou fragmentaci úlomkĤ, rychlost promíchání s vodou bude vyšší a tím i rychlost tuhnutí, což snižuje možnost parní exploze. 6. Pokud dojde k parní explozi, energie uvolnČná bČhem ní je omezená hmotností úlomkĤ taveniny existujících právČ v okamžiku vzniku výbuchu. Nejvyšší zúþastnČné množství mĤže být stanoveno tak, že velikost úlomkĤ odpovídá velikosti kapky, toto ovšem mĤže existovat po dobu 1 sekundy, než kapka ztuhne v dĤsledku vysokého tepelného vyzaĜování z taveniny jádra. V dĤsledku toho mĤže být množství uvolnČné energie srovnatelné s energií uvolnČnou pĜi projektové havárii – pĜerušení primárního potrubí. Zpravidla je uvolnČná energie z maximálního parního výbuchu (jak je definován výše) menší než pĜi projektových haváriích i v pĜípadČ uvažovaných rázových vln. KromČ toho rázové vlny spojené s parními explozemi jsou podstatnČ pomalejší než ty, které jsou spojeny s chemickými výbuchy, tzn., že jejich rychlost šíĜení je v Ĝádu milisekund zatímco chemické výbuchy mohou být ĜádovČ rychlejší. Tomuto se Ĝíká brizance výbušnosti (míra rychlosti, kdy se vyvine maximální tlak), k tomu jsou chemické výbuchy mnohem destruktivnČjší pĜi stejné uvolnČné energii. [7]

21


KATZER MILAN

6 Srovnání 6.1 ExVC Tento systém zabezpeþení je technologicky výraznČ jednodušší a z hlediska funkþnosti spolehlivČjší. Ale z hlediska konstrukce je tento systém nároþnČjší (prostorovČ) a na stávající JE neaplikovatelný. Další nedostatky tohoto systému jsou: - Únik plynĤ, aerosolĤ vþetnČ radioaktivních (z reakcí s obČtním materiálem) a štČpných látek do kontejnmentu, kde je tedy poslední bariérou mezi štČpnými látkami a vnČjším prostĜedím (obálka kontejnmentu) -

Vyšší produkce vodíku - možnost výbuchu (Fukušima) - nutnost instalace systému pro likvidaci vodíku

-

Z hlediska následné likvidace máme mnohem více ozáĜeného materiálu a zamoĜených prostor

6.2 IVR Tento systém zabezpeþení je technologicky mnohem složitČjší a pĜed jeho aplikací je tĜeba provést Ĝadu experimentĤ a výpoþtĤ a sice: - ExperimentálnČ ovČĜit chování kória a jeho rozložení v TNR -

ExperimentálnČ ovČĜit chování roztoku kyseliny borité pĜi varu

-

Navrhnout a odzkoušet chladicí kanál z hlediska tvorby parního filmu a pĜekroþení kritického tepelného toku

DoplĖující systémy Navíc tento systém nemĤže pracovat samostatnČ, ale musí být propojen s dalšími bezpeþnostními systémy a to: - Sekundárním vstĜikováním chladiva pro odvod tepla ze zbytku AZ -

ZároveĖ systémem odtlakování primárního okruhu kvĤli zajištČní integrity TNR

Avšak po pĜekonání tČchto problémĤ má tato technologie nezanedbatelnou výhodu, a tou je udržení roztavené aktivní zóny v TNR, þímž dosáhneme výraznČ menšího zamoĜení.

22


6.3 Shrnutí IVR UzavĜení štČpných produktĤ v TNR Aplikovatelnost na stávající JE Nízká produkce vodíku

ExVC Výhody Snadné technologické Ĝešení

Nevýhody Složité technologické Ĝešení Složité konstrukþní Ĝešení (tČžko aplikovatelné na stávající JE) Riziko parního výbuchu (pĜi porušení TNR) Únik štČpných produktĤ do kontejnmentu Nutnost vþasného odtlakování primárního Vysoká produkce vodíku okruhu Tab. 6.1 shrnutí výhod a nevýhod

23


KATZER MILAN

7 Problémová místa 7.1 Chování roztoku kyseliny borité Jak jsem zmiĖoval výše, je nutné experimentálnČ otestovat, jak se bude chovat roztok kyseliny borité, která má být použita pro chlazení, bČhem varu. PrávČ roztok kyseliny borité by mČl být použit pro jeho vhodné neutronové (resp. absorpþní) vlastnosti. PĜi tČchto experimentech je tĜeba ovČĜit, zda nebudou vznikat nánosy (vznikající varem a srážením kyseliny borité) zhoršující pĜestup tepla, atypické chování roztoku pĜi varu oproti vodČ (aĢ výhodné þi nevýhodné) apod.

7.2 Fyzika kória Tato problematika je dosud vcelku neprobádaná. Jediné experimenty, které zatím s kóriem probČhly, byly v menším mČĜítku. Avšak tyto výsledky mohou být zkreslující. Je potĜeba ovČĜit, jak se bude kórium chovat v TNR, a sice jak se rozloží jednotlivé vrstvy taveniny (oxidická fáze, metalická fáze, popĜ. vrstva tČžkých kovĤ) a kde tak vznikne kritické místo z hlediska nadmČrné produkce tepla a kritického tepelného toku.

7.3 Kritický tepelný tok Dále pĜi návrhu tohoto systému chlazení musíme dbát toho, aby nedošlo k dosažení kritického tepelného toku a tím ke krizi varu resp. vzniku blánového varu. Následná snížená (až desetkrát menší) schopnost odvádČt teplo kória by mohla vést až k porušení integrity TNR, což by mČlo katastrofální následky, viz parní výbuch. Na grafu níže mĤžeme sledovat vývin tepelného toku po výšce reaktoru (ode dna) v závislosti na dobČ tavení aktivní zóny.

Obr. 7.1 Graf závislosti tepelného toku po výšce reaktoru 1 [8]

24


Obr. 7.2 Model rozložení kória pro ASTEC [9] Ke zhotovení grafu na Obr 7.1 bylo využito výpoþtové metody ASTEC. Pro tyto výpoþty se oþekávalo rozložení kória ve dvou vrstvách (oxidická fáze a metalická fáze viz obr. 7.2). Oxidický bazén je tvoĜen taveninou paliva. V místČ styku oxidického bazénu a TNR se vytvoĜí pevná krusta, která funguje jako izolant. Velká þást tepla tedy odchází smČrem vzhĤru do metalické vrstvy. Ta se nahĜívá a stoupá nahoru (menší hustota), hladina je v centru vyšší a kov pĜetéká ke krajĤm, kde se chladí o stČnu TNR. V tomto místČ, jak je v grafu na obr. 7.1 patrné, vzniká kritické místo s nejvyšší hustotou tepelného toku.

25


KATZER MILAN

Obr. 7.3 Graf závislosti tepelného toku po výšce reaktoru 2 [8]

Obr. 7.4 Model rozložení kória pro SOCRAT [9]

26

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU Graf na Obr 7.3 byl vyhotoven pomocí výpoþtové metody SOCRAT. Pro tento výpoþtový model se pĜedpokládá vytvoĜení krusty kolem celého objemu oxidického bazénu (Obr. 7.4). Tato krusta slouží jako izolant, jak bylo zmínČno výše. Do metalické vrstvy tudíž neproudí tak velké množství tepla, jako v pĜedchozím pĜípadČ. V grafu na Obr. 7.3 mĤžeme sledovat rovnomČrnČjší rozložení tepelného toku po výšce TNR. Pozn.: Ke zlepšení pĜestupu tepla a snížení rizika vzniku blánového varu se uvažuje o aplikaci nanovrstev nebo jejích nátČru na vnČjší stČny TNR.

7.4 Parní výbuch Kdyby došlo k porušení integrity TNR, aĢ už z dĤvodu nedostateþného chlazení, neodtlakování primárního okruhu nebo jiného, následnou interakcí kória a chladící vody by mohlo dojít k parní explozi. To by znamenalo rozšíĜení štČpných produktĤ v kontejnmentu, možné poškození dalších havarijních systémĤ a v neposlední ĜadČ také možné narušení integrity samotného kontejnmentu (a tím rozšíĜení ŠP do vnČjšího okolí).

27


KATZER MILAN

8 Aplikace IVR Havarijní systém IVR slouží ke zvýšení jaderné bezpeþnosti formou snižování následkĤ havárie, kdy dojde ke snížení nebo úplné ztrátČ schopnosti odvádČt teplo z aktivní zóny. Jak je z grafu níže patrné, je zapotĜebí toto teplo odvádČt ještČ dlouho poté, co je zastavena štČpná reakce. Na obrázku 8.1 vidíme, že þtyĜi hodiny po odstavení reaktoru je jeho zbytkový výkon zhruba 1 %, což v pĜípadČ JE s typem reaktoru VVER 1000 je kolem 30 MWt a po tĜiceti dnech (viz obr. 8.2) se dostáváme na hodnotu 0,1 %, což je 3 MWt. Toto teplo je zapotĜebí z TNR odvádČt, aby nedošlo k jejímu poškození nebo protavení kória mimo TNR a zamoĜení kontejnmentu štČpnými produkty. Vhodnou instalací pasivního systému IVR je toho možné dosáhnout. Tedy pokud dojde ke ztrátČ schopnosti odvádČt teplo z AZ (pĜerušení primárního okruhu), dojde k zaplavení reaktorové šachty vodou. Ta se bude na povrchu TNR vypaĜovat a odvádČt tak vyvinuté teplo. Vzniklá pára bude vystupovat z reaktorové šachty a její þást bude v prostorách kontejnmentu kondenzovat a þást bude odvádČna pĜes filtry mimo kontejnment.

Obr. 8.1 Graf vývinu zbytkového výkonu 0-4 hod

Obr. 8.2 Graf vývinu zbytkového výkonu 0-30 dní

28


9 Praktická þást V následujících kapitolách se budu zabývat návrhem a výpoþtem experimentálního zaĜízení pro havarijní chlazení reaktoru. Jedná se o zaĜízení, na kterém se má ovČĜit a následnČ demonstrovat možnost aplikace chlazení tlakové nádoby reaktoru s eliptickým dnem (VVER). Návrh se skládá z: - Návrh zaĜízení simulujícího prĤtok vody kolem dna tlakové nádoby - Výpoþet množství tepla pĜedaného v modelu chladicí kapalinČ - Návrh a výpoþet výmČníku tepla (kondenzátoru) pro odbČr výše zmínČného tepla - Výpoþet hydraulických ztrát primárního a sekundárního okruhu - Návrh þerpadla pro sekundární okruh Podmínky - ObČh chladiva v primárním okruhu je zajišĢován pĜirozenou cirkulací - Kondenzátor v provedení s kolísající hladinou chladiva

9.1 Teorie modelu Stav pĜed rozbČhnutím V modelu je napuštČna voda, v kondenzátoru je dusík a celý systém je natlakován na 3 bary. Po spuštČní topných tČles bude docházet k ohĜevu kapaliny v mezní vrstvČ u stČny modelu, ta bude vlivem nižší hustoty stoupat a vytlaþovat chladnČjší (tČžší) kapalinu smČrem dolĤ. Jakmile stČna vzorku dosáhne teploty saturace (133,19 °C), zaþnou se na jejím povrchu tvoĜit bublinky páry, ty budou vlivem proudČní kapaliny strhávány z povrchu stČny a opČt kondenzovat a pĜedávat tak teplo proudící kapalinČ. Až bude množství vznikající páry pĜíliš veliké a okolní kapalina nebude schopna odebírat teplo potĜebné ke kondenzaci, bude pára stoupat vzhĤru do kondenzátoru, kde bude vytlaþovat dusík pĜes pojistný ventil. Zde bude tĜeba dávat pozor na nastavený prĤtok sekundárním (chladicím okruhem), aby veškerá pára kondenzovala a neodcházela s dusíkem pojistným ventilem pryþ ze systému. Po zkondenzování bude voda stékat zpČt do vzorku.

Obr. 9.1 Sestava zaĜízení

29


KATZER MILAN

9.2 Výpoþet 9.2.1 Model V první fázi výpoþtu byl navržen model (Obr. 9.2 a) pro simulaci proudČní vody v kanálu kolem dna TNR. Model je navržen v mČĜítku 1:5 s reálnými rozmČry reaktoru VVER 1000. Tento model je rozdČlen na nČkolik úsekĤ (Obr. 9.2 b) a jsou z nČj odeþteny rozmČrové charakteristiky jednotlivých úsekĤ (plocha dna, výška ode dna, prĤĜez kanálu). Dále byly odeþteny z grafu na obr. 7.1 odpovídající tepelné toky pro jednotlivé úseky. Pro zvolený (odhadem) prĤtok bylo vypoþteno množství vyvinuté páry, množství pĜedaného tepla a tĜecí hydraulické ztráty kanálu.

Obr. 9.2 a) model kanálu pro simulaci proudČní chladicí kapaliny b) rozdČlení úsekĤ

9.2.2 Kondenzátor Další fáze výpoþtu je vČnována návrhu tepelného výmČníku (kondenzátoru) pro odbČr tepla vyvinutého v modelu TNR. Tepelný výkon, který je zapotĜebí uchladit byl vypoþten v pĜedcházející fázi. Jako chladící médium je zvolena voda, která bude procházet U-trubkami. Pára bude do kondenzátoru probublávat skrze hladinu. Po vypoþtení všech rozmČrových parametrĤ (poþet a délka trubek), jsou vypoþteny zbývající hydraulické ztráty primárního okruhu a také okruhu sekundárního.

30


Obr. 9.2 Model kondenzátoru

9.2.3 Model - iterace Po získání hodnot hydraulických ztrát celého primárního okruhu, je možné pomocí iterace navolit odpovídající hmotnostní prĤtok, tak aby byl obČh chladiva zaruþován pĜirozenou cirkulací. Po dosazení získaného prĤtoku je vypoþteno množství vzniklé páry a rychlosti na vstupu do modelu a výstupu z modelu.

9.2.4 ýerpadlo Z hydraulických ztrát sekundárního okruhu je navržen minimální požadovaný výkon þerpadla. Z teploty vystupující chladicí vody a prĤtoku daného þerpadlem pak bude vypoþten ovČĜován odvádČný tepelný výkon.

31


KATZER MILAN

10 Základní výpoþtové rovnice (teorie výpoþtu) 10.1 Vzorek 10.1.1 Hydraulický výpoþet Podmínkou pro toto zaĜízení je, aby primární okruh byl pasivní, tedy s pĜirozeným obČhem vody. To znamená, že cirkulace bude zajištČna rozdílem hydrostatických tlakĤ (v modelu na jedné stranČ a v potrubí z kondenzátoru na druhé stranČ) danou rozdílnou hustotou parovodní smČsi v modelu a syté kapaliny v potrubí. kde:

pvs - hydrostatický tlak vodního sloupce pps - hydrostatický tlak parní smČsi ǻpt - tlakové ztráty tĜením ǻpmo - tlakové ztráty místními odpory

Hydrostatický tlak vodního sloupce je dán vztahem: Pro výpoþet hydrostatického tlaku parovodní smČsi budeme potĜebovat znát hodnotu stĜední hustoty parní smČsi, která je vyjádĜená:

Pro ztrátu tĜením pĜi proudČní jednofázového média v potrubí platí dle literatury [10] vztah: !" #

$ & '( % )

pro dvoufázové proudČní pak [11]: !" # Kde:

$ & '( * * + , - % ) **

l - délka trubky [m], d - vnitĜní prĤmČr trubky, resp. hydraulický prĤmČr [m], w - stĜední rychlost média [m/s], . *. ** - hustota média [kg/m3], # - souþinitel tĜení [-], který lze dle [12] vyjádĜit: # /0 ) $1 ,

% )!

2(

kde ! je hydraulická drsnost [-]. xk - oblast kritické suchosti páry [-], která je dle [13] dána vztahem: + 345 32

278 , 9:; 6

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU We je Weberovo kritérium, vyjádĜené vztahem: ( &" % <6 =" >

kde:

wstĜ - stĜední rychlost proudČní media [m/s] dh - hydraulický prĤmČr [m] vstĜ - stĜední mČrný objem media [m3/kg] > - povrchové napČtí [N/m].

Tlaková ztráta místními odpory Dle [14] je tato ztráta vyjádĜena vztahem: &( ! ? ) kde ? je ztrátový souþinitel [-], jenž je vČtšinou urþen empirickými vztahy pro nejþaštČjší pĜípady místních odporĤ.

10.2 Kondenzátor 10.2.1Tepelný výpoþet Tepelným výpoþtem se rozumí návrhový výpoþet, kdy je hlavním úþelem urþení rozmČrĤ výmČníku, tedy velikost teplosmČnné plochy potĜebné pro pĜestup tepla pĜi zadaných parametrech pracovních látek.

10.2.1.1

Výkonová rovnice

Výkonová rovnice je vyjádĜena hmotnostním tokem a entalpiemi parovodní smČsi na vstupu a syté kapaliny na výstupu z výmČníku: @A A7 B7 B( < Tepelný výkon parovodní smČsi odebíraný chladící vodou na ploše S kondenzátoru, je dán vztahem: @A C DE < kde k je souþinitel prostupu tepla a ǻt stĜední logaritmický spád, ten vyjadĜuje charakteristický teplotní rozdíl mezi obČma pracovními látkami. Hodnoty ǻt1,2 jsou vyznaþeny na obrázku 10.1. !F GHI

!D7 !D( JK !D $1 !D7 (

33


KATZER MILAN

Obr. 10.1 StĜední logaritmický spád PĜi výpoþtu souþinitele prostupu tepla vycházíme z faktu, že samotný prostup tepla stČnou teplosmČnné trubky se skládá z pĜestupu tepla z primární látky (kondenzátu) na stČnu trubky, vedení tepla stČnou trubky a pĜestupu tepla ze stČny trubky do sekundární látky (chladicí vody). Souþinitel prostupu tepla je pak dle [12] vyjádĜen vztahem: kde:

% % %( % $1 L7 %7 ) # %7 L( %(

< ( M

Į1 - souþinitel pĜestupu tepla kondenzátu [W/m2.K] Į2 - souþinitel pĜestupu tepla chladicí vody [W/m2.K] Ȝ - tepelná vodivost trubky [W/m.K] d1 - vnČjší prĤmČr trubky [m] d2 - vnitĜní prĤmČr trubky [m] dv - výpoþtový prĤmČr trubky (stĜední prĤmČr) [m]

Obr. 10.2 Prostup tepla válcovou stČnou

10.2.1.2

Podobnostní kritéria a souþinitel pĜestupu tepla

Souþinitel pĜestupu tepla je složitou funkcí všech faktorĤ, které ovlivĖují množství sdíleného tepla. KromČ rozmČrĤ kanálĤ a jeho geometrického tvaru ovlivĖují množství sdíleného tepla také teplotní podmínky, charakteristiky proudČní chladiva, jeho fyzikální vlastnosti atd. V praxi jsou zavedeny pro Ĝešení pĜestupu tepla experimentální metody, založené na teorii podobnosti, jelikož matematické Ĝešení je velmi obtížné. Pro výpoþet se užívá kriteriálních rovnic, vyjádĜených bezrozmČrnými þísly jako Reynoldsovo, Nusseltovo, Prandtlovo þi kondenzaþní kritérium. Podle podmínek soustavy mají kriteriální rovnice pĜíslušná vyjádĜení: Nusseltovo þíslo L % # Į - souþinitel pĜestupu tepla [W/m2.K] dh - hydraulický prĤmČr [m] Ȝ - souþinitel tepelné vodivosti [W/m.K] NO

kde:

34

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU Prandtlovo þíslo - charakterizující vlastnosti tekutiny, Reynoldsovo þíslo - kritérium hydrodynamické podobnosti Q & % P . R6 Q kde:

ȣ - kinematická viskozita [m2/s] a - souþinitel teplotní vodivosti [m2/s] w - rychlost proudČní [m/s]

Kondenzaþní kritérium pro filmovou kondenzaci dle [15] ī kde:

% ( B S D #

ȡ - hustota kondenzátu [kg/m3] g - tíhové zrychlení [m/s2] ǻi - rozdíl entalpií [kJ/kg] Ș - dynamická viskozita [Pa.s] ǻt - rozdíl teplot [°C]

10.2.1.2.1

Souþinitel pĜestupu tepla na stranČ kondenzátu

Pro výpoþet souþinitele pĜestupu tepla lze podle [15] použít tento tvar kriteriální rovnice: NO 3/T īU(V Souþinitel pĜestupu tepla pak vypoþteme z výše uvedené rovnice: L

10.2.1.2.2

< NO # ( M %

Souþinitel pĜestupu tepla na stranČ chladicí vody

Tvar kriteriální rovnice pro výpoþet souþinitele pĜestupu tepla dle [16]: NO 33)T R6 UW P UX Souþinitel pĜestupu tepla se pak vypoþítá z již známé rovnice.

35


KATZER MILAN

11 Výpoþet 11.1 Vzorek - Úseky Termofyzikální vlastnosti vody pĜi tlaku 3 bary Teplota vypaĜování Tsat °C 133,53 Entalpie syté kapaliny i´ kJ/kg 561,46 Entalpie syté páry i´´ kJ/kg 2724,89 3 Hustota syté kapaliny ȡl kg/m 931,81 Hustota syté páry ȡv kg/m3 1,65 2 Kinematická viskozita ȣ m /s 2,22 . 10-7 Dynamická viskozita µ Pa.s 1,687 . 10-5 YZ[\ \ Y]^_àbcdefghi jgZkFh`kFd j`lb m"d cZlZhn_ FgZeo

p[^\ \ q`clrg]hi sk]et

u`l]g [bg ^`clrg]h hZ mZFhfvF sk]et Z m^` eZwlx sk]e [bg `l]yF]h m"ikgozhx F]m]ghx Fè c {^Zao hZ p[^\ \)\ q`c_r^`jn v|Z^ZeF]^dkFdeb Z |`lh`Fb F]m]ghxv| Fèt m^` }]lh`Fgdjn sk]eb }kò j YZ[\ \)\

36

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU q`c_r^`jn v|Z^ZeF]^dkFdeb q`c_r^`jn v|Z^ZeF]^dkFdeb ~k]e g`v|Z xzeZ Y]m]ghx Fè _) _ e_) 0,0060467 0,00191 225,0 0,0072883 0,00736 225,0 ) 0,0094250 0,01260 225,0 T 0,0115631 0,01840 225,0 0 0,0136468 0,02513 233,3 0,0156299 0,03333 250,0 5 0,0174362 0,04373 341,7 / 0,0178640 0,05288 541,7 4 0,0169212 0,05703 1033,3 0,0169577 0,057 1308,33 3 0,0169573 0,057 1000,0 0,0169573 0,057 633,3 ) 0,0169573 0,057 191,7 T 0,0169573 0,057 0 0 0,0167006 0,05614 0 0,21730856 0,59351 ]ge]_ ]ge]_ Tab. 11.2 RozmČrové charakteristiky kanálu a tepelný tok v jednotlivých úsecích

Obr. 11.2 Graf závislosti tepelného toku po výšce reaktoru

37


KATZER MILAN

11.1.1 Úsek 1

] chf_xv| ^`c_r^t Z F]m]ghn|` Fèo j }]lh`Fgdjxv| sk]viv| }kò jbm`yF]hb m"i^tkFeb ]hFZgmd] j }]lh`Fgdjxv| sk]viv| Z jxkFomhi ]hFZgmd] c }]lh`Fgdjxv| sk]et\ m^`{^Z_o

/ }kò m^` FbF` jxkFomhi ]hFZgmd] `l]yF]hb |`lh`Fb kov|`kFd mf^b\ `l]yF]hxv| |`lh`F kov|`kFd }] jbm`yF]hZ kF"]lhi |okF`FZ mZ^`j`lhi k_rkd Z c Fn mZe cF^fFZ |bl^`kFZFdvex_ FgZe]_\ z]v|hb |`lh`Fb }kò oj]l]hb j YZ[\ \T\ xkFomhi ]hFZgmd] mZ^`j`lhi k_rkd c sk]eo B( B7 ov|`kF /

C )) 5305/ 32 505 55T0 A ) 3300

okF`FZ mZ^`j`lhi k_rkd hZ jxkFomo c sk]eo ( 5 3300 T/ 3300 4300

F"]lhi |okF`FZ mZ^`j`lhi k_rkd j sk]eo "7

7 ( T/ 4300 4 ) )

YgZe`jf cF^fFZ cmtk`[]hf |bl^`kFZFdvex_ FgZe]_ j sk]eo

7 7 "7 32 4 4 /

Ztráta hydrostatickým Úsek tlakem ǻi [kJ/kg] i [kJ/kg] xv [-] ȡstĜ [kg/m3] ǻp [Pa] 1 0,178 561,634 0,0445 911,118 17,072 2 0,215 561,849 0,0931 867,820 62,658 3 0,278 562,127 0,1491 819,150 101,252 4 0,341 562,468 0,2090 765,217 138,125 5 0,418 562,886 0,2719 708,122 174,570 6 0,512 563,398 0,3366 648,827 212,145 7 0,781 564,179 0,4158 581,922 249,639 8 1,269 565,448 0,5107 500,943 259,866 9 2,293 567,741 0,6219 405,067 226,621 10 2,909 570,650 0,7067 313,912 175,530 11 2,224 572,874 0,7497 254,477 142,296 12 1,408 574,282 0,7710 224,570 125,573 13 0,426 574,708 0,7767 211,987 118,537 14 0 574,708 0,7767 209,310 117,040 15 0 574,708 0,7767 209,310 115,274 Celkem 13,253 2236,197 Tab. 11.3 Entalpie, hustota, suchost a tlaková ztráta v jednotlivých úsecích PĜírĤstek entalpie

Výstupní entalpie i

Suchost

38

StĜední hustota


11.1.2 Tlaková ztráta tĜením V Tab. 11.4 jsou uvedeny rozmČrové charakteristiky modelu kanálu, z tČchto byl vypoþten hydraulický prĤmČr. Dále byly z tČchto hodnot vypoþteny tlakové ztráty tĜením, ty jsou uvedeny v Tab. 11.5. Hydraulický prĤmČr úseku % Úsek 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0 C 0 330 344 30/5

PrĤtoþný prĤĜez

Hydraulický prĤmČr S [m2] O [m] l [m] dh [m] 0,0141 0,476 0,095 0,1188 0,0141 0,476 0,065 0,1188 0,0036 0,36028 0,065 0,0406 0,00488 0,43040 0,065 0,0454 0,00639 0,49922 0,065 0,0513 0,00809 0,56406 0,065 0,0574 0,00925 0,61654 0,065 0,0601 0,00656 0,62694 0,062 0,0419 0,00605 0,64546 0,057 0,0375 0,00605 0,64546 0,057 0,0375 0,00605 0,64546 0,057 0,0375 0,00605 0,64546 0,057 0,0375 0,00605 0,64546 0,057 0,0375 0,00605 0,64546 0,057 0,0375 0,00605 0,64546 0,056 0,0375 Tab. 11.4 RozmČrové charakteristiky pro výpoþet tlakové ztráty tĜením

Drsnost nádoby

Smáþený obvod

Délka úseku

33T)

Drsnost deflektoru 3330 StĜední drsnost Souþinitel tĜení

33T) 3330 3334 ) )

% # /0 ) $1 , )!

Rychlost proudČní

&

2(

344 /0 ) $1 , ) 4 32

2(

A7 /5) 3535 C " 330 4300

39

/ 32


KATZER MILAN MČrný objem ="

3333 " )

Povrchové napČtí - [17] > 33)) N

Weberovo kritérium

( &" % 3535( 344 <6 T30// =" > 3333 33))

Oblast kritické suchosti páry + 345 6 !" # / 32

Úsek 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 Celkem 3

278 , 9:;

345 6

278 , 9UXV

3T30

$ & '( * * + , - % ) **

33 3535( T4 T4 3T30 , - 3)/0 ) 344 430

Oblast Tlaková kritické ztráta suchosti páry tĜením wstĜ [m/s] ȁ [-] We [-] xk [-] ǻptĜ [Pa] 0,606 0,001966 3047,57 0,390426 0,274 0,614 0,001966 2978,89 0,392826 0,193 1,626 0,002402 14943,64 0,263797 4,821 2,373 0,002350 35537,69 0,222452 8,979 1,936 0,002296 25377,56 0,236690 5,186 1,639 0,002247 18830,34 0,251199 3,263 1,517 0,002228 15817,47 0,260584 2,678 2,027 0,002387 24709,05 0,237913 7,018 3,053 0,002440 46691,05 0,212390 17,114 4,077 0,002440 64516,81 0,201983 30,380 4,981 0,002440 78054,41 0,196541 44,289 5,620 0,002440 87701,04 0,193443 55,534 5,943 0,002440 92574,96 0,192061 61,310 6,018 0,002440 93728,72 0,191749 62,561 6,018 0,002440 93728,72 0,191749 61,617 365,21 Tab. 11.5 Tlaková ztráta tĜením v jednotlivých úsecích StĜední rychlost3

Souþinitel tĜení

Weberovo kritérium

StĜední rychlost byla vypoþtena z prĤtoþné plochy kanálu, stĜední hustoty v daném úseku a navoleného hmotnostního prĤtoku.

40

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU Ztráta tĜením - potrubí &

A7 /5) 3/ C " 330 T4

% # /0 ) $1 , )! !" #

2(

/0 ) $1 ,

T0 ) 3330

2(

)))5 32

$ & '( 3/( )))5 32 T4 )4T) % ) 3T0 )

Ztráta místními odpory – hodnoty pro souþinitele odporu byly pĜevzaty z [18] Koleno &( 3/( ! ? ) T4 T)04 ) )

Koleno-potrubí Koleno-vstup Koleno výstup

Souþinitel Vstupní rychlost Vstupní hustota odporu ȗ [-] w [m/s] ȡ [kg/m3] 2 0,579 931,81 2 0,579 931,81 2 2,577 209,31 Tab. 11.6 Tlaková ztráta místními odpory

Tlaková ztráta ǻp [Pa] 312,148 312,148 1389,62

11.2 Kondenzátor-výpoþet 11.2.1Tepelný výpoþet Z hodnot entalpií na vstupu a výstupu ze vzorku a zvoleného hmotnostního prĤtoku je vypoþten minimální výkon kondenzátoru. PotĜebný výkon @ A7 B7V B7 ) /0/34 505 335/<

11.2.1.1

Strana vody

Y] _àbcdefghi jgZkFh`kFd j`lb j k]eohlf _àbcdefghi jgZkFh`kFd j`lb j k]eohlf hi_ è o|o o|o _`F\ tFè v|gZldjZ A( e{k ) kFomhi F]mg`FZ F) J 53 YgZe m) [Z qbv|g`kF k _k kFomhi ]hFZgmd] d) ee{ )))) ur hf F]m]ghf eZmZvdFZ vj ee{\J 045 Y]mg`FZ kbF`kFd FkZF J 5 T kFomhi |okF`FZ ) e{_ 4T/ ZhlFg`j` yikg` )/0 bhZ_dvef jdke`cdFZ Z \ k 0T/\30 Y]m]ghf j`ldj`kF _\ 3504 Tab. 11.7 Termofyzikální vlastnosti vody v sekundárním okruhu 41


KATZER MILAN

Poþet trubek Výpoþet je pro srovnání provádČn pro þtyĜi typy kondenzátorových trubek, a sice vnČjší prĤmČr Di1 18 mm s tloušĢkou stČny t1 1 mm, Di2 = 20 a t2 = 1, Di3 = 22 a t3 = 1 a Di4 = 25 a t4 = 1,5 (dále jen 18x1, 20x1, 22x1 a 25x1,5). 18x1 20x1 22x1 VnČjší prĤmČr Di mm 18 20 22 TloušĢka stČn t mm 1 1 1 VnitĜní prĤmČr di mm 16 18 20 Volená tloušĢka tv mm 17 19 21 PrĤtoþná plocha Si m2 2,01.10-4 2,54.10-4 3,14.10-4 Tab. 11.8 RozmČrové charakteristiky trubek pro kondenzátor

25x1,5 25 1,5 22 23,5 3,8.10-4

Objemový prĤtok sekundární (dále chladicí) vody A(

A( ) )3T0 32 (7 4T/

PotĜebná prĤtoþná plocha C Poþet trubek

Opravdová prĤtoþná plocha

A( )3T0 32 T5 32 ( &

C T5 32 1 5/0 / C7 )3 32X

C C7 1 )3 32X / 03/ 32 ( 18x1 20x1 22x1 Poþet trubek n 6,74 5,33 4,32 Zaokrouhleno n 7 6 5 2 -3 -3 Opravdová prĤtoþná plocha SR m 2,212 . 10 2,036 . 10 2,199 . 10-3 Tab. 11.9 PotĜebný poþet trubek a opravdová prĤtoþná plocha Výstupní entalpie chladicí vody B(( B(7

@ 3 )))) T35)) A( )

Výstupní teplota chladicí vody - [17] D(( /TT4 K StĜední teplota chladicí vody DĜ

D(7 D(( 53 /TT4 555 K ) )

42

25x1,5 3,57 4 2,280 . 10-3

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU StĜední logaritmický spád ǻF GHI

ǻD7 ǻD( 53T /TT 55/0 K ǻD7 53T $1 $1 ǻD( /TT

Delta t1 ǻD7 D¡ D(7 TTT /TT4 53T4/ K Delta t2 ǻD( D¡ D(( TTT 53 /TT K StĜední hustota chladicí vody - [17] Ĝ //

Rychlost chladicí vody &

) A( 0 Ĝ C / 03/ 32

R6

& % Ĝ 0 335 // T550 ¢ 0T/ 32

Reynoldsovo þíslo

Nusseltovo þíslo NO 33)T R6 UW P UX 33)T T550UW )/0UX )0)4/ Souþinitel pĜestupu tepla L

NO # )0)4/ 3504 < 4/40 ( % 335 M

18x1 20x1 22x1 25x1,5 Rychlost w m/s 1,45 1,34 1,30 1,34 Reynoldsovo þíslo Re 53664 55652 60105 68301 Nusseltovo þíslo Nu 214,287 220,613 234,623 259,887 Souþinitel pĜestupu tepla Į W/m2.K 8795,84 8049,34 7704,45 7758,23 Tab. 11.10 Rychlost proudČní, Reynoldsovo þíslo, Nusseltovo þíslo a souþinitel pĜestupu tepla

43


KATZER MILAN

11.2.1.2

Strana páry

Parametry primárního okruhu Tepelný výkon Q kW Tlak p bar Vstupní objemová suchost xV Teplota t °C Vstupní hustota ȡ11 kg/m3 Vstupní entalpie i kJ/kg Entalpie syté kapaliny i´ kJ/kg Výstupní hustota ȡ12 kg/m3 Entalpie syté páry i´´ kJ/kg Dynamická viskozita µ Pa . s Tepelná vodivost kondenzátu Ȝ W/m.K Tab. 11.11 Parametry pro primární okruh

110 3 0,7767 133,525 186,68 576,78 561,455 931,799 2724,89 4,372 . 10-4 0,6548

Kondenzaþní kritérium

Kde

% ( B 334 //( 4 )5T0 ī 5T// 38 ¢ D # 0T/) 32X 555 3504 ǻD D¡ DĜ TT) 55/ 555 K ǻB B B )/)04 50 )5T0

Nusseltovo þíslo NO 3/T īU(V 3/T 53/ 38 U(V )35) Souþinitel pĜestupu tepla L

NO # )35) 3504 < /)50T ( % 334 M

18x1 20x1 22x1 25x1,5 9 9 10 Kondenzaþní kritérium ī 6,38 . 10 8,75 . 10 1,16 . 10 1,71 . 1011 Nusseltovo þíslo Nu 206,29 223,26 239,79 263,93 Souþinitel pĜestupu tepla Į W/m2.K 7526,43 7330,77 7158,16 6933,01 Tab. 11.12 Kondenzaþní kritérium, Nusseltovo þíslo a souþinitele pĜestupu tepla Tepelná vodivost trubek (nerez) # /

44

< M


11.2.1.3

Výpoþet stĜední délky trubek

Souþinitel prostupu tepla

% % %( % $1 L7 %7 ) # %7 L( %( < T)/54 ( M

33/ 33/ 335 33/ $1 334 4/5 335 /)50T 334 ) /

MČrný tepelný tok DE T)/54 55/0 )45 <( TeplosmČnná plocha C£

@ 3333 33) ( )45

StĜední délka trubek $

C£ 33) T0 ¤ % 1 ¤ 33/ /

18x1 20x1 22x1 Souþinitel pĜestupu tepla Į W/m .K 3276,85 3128,87 3044,11 MČrný tepelný tok q W/m2 218699 208823 203166 2 TeplosmČnná plocha SQ m 0,5029 0,5267 0,5414 StĜední délka trubek l m 1,345 1,470819 1,641 Tab. 11.13 Výsledná stĜední délka pro jednotlivé rozmČry trubek 2

25x1,5 2765,32 184559 0,5960 2,018

11.2.2 Hydraulický výpoþet 11.2.2.1

Strana páry

11.2.2.1.1

Ztráta místními odpory-potrubí ǻ ?

&( 3T/5( 4554 T)0 ) )

Souþinitel odporu ȗ [-]

Vstupní rychlost

Vstupní hustota

Tlaková ztráta

w [m/s]

ȡ [kg/m3]

ǻp [Pa]

Vstup do 1 0,376 186,68 13,24 kondenzátoru Výstup z 0,5 0,036 931,81 0,31 kondenzátoru Tab. 11.14 Tlakové ztráty místními odpory na vstupu a výstupu z kondenzátoru

45


KATZER MILAN

11.2.2.2

Strana vody

11.2.2.2.1

Ztráta tĜením

11.2.2.2.1.1 Kondenzátor

% # /0 ) $1 , )ǻ ǻĜ 1 # Souþinitel tĜení Délka trubek StĜední rychlost Hustota Poþet trubek Tlaková ztráta

2(

5 /0 ) $1 , ) 3330

2(

T040 32

$ & '( T0 05( / T040 32 // )) % ) 335 )

18x1 20x1 22x1 Ȝ[-] 3,484 . 10-3 3,389 . 10-3 3,307 . 10-3 l [m] 1,34 1,47 1,64 w [m/s] 1,456 1,34 1,30 ȡ [kg/m3] 979,57 979,57 979,57 n [-] 7 6 5 ǻp [Pa] 2129 1466 1131 Tab. 11.15 Tlaková ztráta tĜením v trubkách kondenzátoru

11.2.2.2.1.2 Potrubí

% # /0 ) $1 , )ǻ

2(

03 /0 ) $1 , ) 3330

2(

25x1,5 3,236 . 10-3 2,01 1,343 979,57 4 1056

)4T/ 32

$ & '( 03 5)( 2 ǻĜ # )4T/ 3 // 5434//0 ) % ) 3303

11.2.2.2.2

Ztráta místními odpory

11.2.2.2.2.1 Kondenzátor

Vstup do kondenzátoru &( 0( / 3 /5/ 50T/ ) ) 18x1 20x1 22x1 Souþinitel odporu ȗ [-] 0,9 0,9 0,9 Vstupní rychlost w [m/s] 1,451 1,337 1,299 Ohyb Vstupní hustota ȡ [kg/m3] 979,567 979,567 979,567 Tlak. ztráta ǻp [Pa] 6493,7 4729,6 3723,7 Souþinitel odporu ȗ [-] 0,5 0,5 0,5 Trubkovnice Vstupní rychlost w [m/s] 1,445 1,332 1,295 vstup Vstupní hustota ȡ [kg/m3] 983,18 983,18 983,18 Tlak. ztráta ǻp [Pa] 513,47 436,31 412,22 Souþinitel odporu ȗ [-] 1 1 1 Trubkovnice Vstupní rychlost w [m/s] 1,456 1,342 1,305 výstup Vstupní hustota ȡ [kg/m3] 975,96 975,96 975,96 Tlak. ztráta ǻp [Pa] 1034,53 879,07 830,54 Tab. 11.16 Tlakové ztráty místními odpory uvnitĜ kondenzátoru ǻ 1 ?

46

25x1,5 0,9 1,343 979,567 3179,2 0,5 1,338 983,18 438,93 1 1,348 975,96 886,35

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU 11.2.2.2.2.2 Potrubí

&( 5)( ǻ ? ) 4T4 )T ) ) Souþinitel odporu ȗ [-]

Vstupní rychlost w [m/s]

Poþet n [-]

Vstupní hustota ȡ [kg/m3]

Tlaková ztráta ǻp [Pa]

Koleno2 15 1,625 983,18 38930,8 potrubí Armatura 1 3,4 4 1,625 983,18 17648,6 Armatura 2 3,4 3 1,625 983,18 13236,5 Vstup do 1,2 1 1,619 983,18 1545,83 kondenzátoru Výstup z 0,9 1 1,631 975,96 1167,94 kondenzátoru Tab. 11.17 Tlakové ztráty místními odpory v potrubí sekundárního okruhu Celková ztráta sekundárního okruhu Celková ztráta

18x1 20x1 22x1 ǻp [Pa] 149650 146991 145577 Tab. 11.18 Celková tlaková ztráta sekundárního okruhu

25x1,5 145041

11.3 Výkon þerpadla Ze získaných hodnot hydraulických ztrát celého sekundárního okruhu je možné navrhnout minimální výkon þerpadla. Dopravní výška

! 0550 )0 ( 4 4T4

Minimální požadovaný výkon þerpadla A

A A A = ( ) 4 )0 ) 5)( T35< ) )

47


KATZER MILAN

11.4 Tlakové ztráty primárního okruhu po iteraci prĤtoku Po vypoþtení hydraulických ztrát celého primárního okruhu byla získána iteraþní metodou hodnota hmotnostního prĤtoku, tak aby byla splnČna podmínka pro obČh vody zaruþený pĜirozenou cirkulací. Ztráta hydrostatickým Úsek tlakem ǻp 3 kJ/kg kJ/kg kg/m Pa 1 0,206 561,662 0,0511 908,049 17,014 2 0,249 561,910 0,1061 858,698 61,999 3 0,321 562,232 0,1685 804,079 99,389 4 0,394 562,626 0,2341 744,550 134,394 5 0,483 563,109 0,3016 682,657 168,292 6 0,592 563,702 0,3698 619,573 202,58 7 0,903 564,605 0,451 549,879 235,893 8 1,467 566,072 0,5469 467,480 242,507 9 2,651 568,724 0,6555 372,580 208,445 10 3,364 572,088 0,7360 284,652 159,169 11 2,571 574,659 0,7761 228,567 127,808 12 1,628 576,287 0,7958 200,764 112,261 13 0,493 576,780 0,8011 189,146 105,765 14 0 576,780 0,8011 186,683 104,387 15 0 576,780 0,8011 186,683 102,812 Celkem 15,325 2082,72 Tab. 11.19 Tlaková ztráta v jednotlivých úsecích po úpravČ rychlosti PĜírĤstek entalpie ǻi

Výstupní entalpie i

Suchost xv

StĜední hustota ȡstĜ

Obr. 11.3 PĜedané teplo v jednotlivých úsecích

48


Obr. 11.4 PrĤbČh vývoje suchosti v jednotlivých úsecích Tlaková ztráta tĜením ve vzorku StĜední rychlost

Souþinitel tĜení

Weberovo kritérium

Oblast kritické suchosti páry xk [-] 0,4273 0,4235 0,2793 0,2334 0,2489 0,2645 0,2743 0,2483 0,2197 0,2079 0,2017 0,1982 0,1967 0,1963 0,1963

Tlaková Úsek ztráta tĜením wstĜ [m/s] ȁ [-] We [-] ǻptĜ [Pa] 1 0,514 0,001966 2184,33 0,198 2 0,537 0,001966 2255,63 0,148 3 1,444 0,002403 11566,30 3,815 4 2,109 0,002351 27299,46 7,110 5 1,736 0,002296 19678,91 4,186 6 1,484 0,002247 14745,25 2,686 7 1,389 0,002228 12528,71 2,256 8 1,883 0,002388 19898,26 6,091 9 2,878 0,002440 38148,64 15,298 10 3,894 0,002440 53375,93 27,846 11 4,798 0,002440 65056,71 41,190 12 5,437 0,002440 73388,09 52,037 13 5,760 0,002440 77598,52 57,614 14 5,835 0,002440 78595,89 58,819 15 5,835 0,002440 78595,89 57,931 Celkem 337,226 Tab. 11.20 Tlaková ztráta tĜením v jednotlivých úsecích po úpravČ rychlosti

49


KATZER MILAN

Obr. 11.5 Tlaková ztráta tĜením v jednotlivých úsecích Ztráta tĜením v potrubí &

A7 5 33 C " 330 T4

% # /0 ) $1 , )!

2(

T0 /0 ) $1 , ) 3330

2(

)))5 32

$ & '( 044 33( 2 !" # )))5 3 T4 )445 % ) 3T0 ) Ztráta místními odpory Souþinitel odporu ȗ [-] 2 2 2 1

Vstupní rychlost

Vstupní hustota

Tlaková ztráta

w [m/s] 0,501 0,501 2,498 0,376

ȡ [kg/m3] 931,81 931,81 186,68 186,68

ǻp [Pa] 233,45 233,45 1165,26 13,24

Koleno-potrubí Koleno-vstup Koleno výstup Vstup do kondenzátoru Výstup z 0,5 0,037 931,81 0,31 kondenzátoru Tab. 11.21 Tlaková ztráta místními odpory v primárním okruhu po úpravČ rychlosti

50


12 Technické shrnutí Podmínkou pro primární okruh bylo, aby byl obČh vody zajištČn pĜirozenou cirkulací. To znamená, že se hydraulické ztráty celého primárního okruhu rovnají rozdílu hydrostatických tlakĤ parovodní smČsi na jedné stranČ a sloupce vody vystupující z kondenzátoru a vstupující do modelu kanálu na druhé stranČ. Toho je dosaženo pĜi hmotnostním prĤtoku 6,59 kg/s. PĜi tomto prĤtoku je parovodní smČs tvoĜena z 80% (objemových) párou. Ztráta tĜením parovodní smČsi v modelu je 337,23 Pa a celková hydraulická ztráta primárního okruhu je 4864,5 Pa. Tepelný výkon pĜedávaný v modelu byl vypoþten na 101 kW. Kondenzátor je navržen tak, aby byl schopen odvádČt tepelný výkon 110 kW. Pro jeho konstrukci byly zvoleny trubky o vnČjším prĤmČru 20 mm a tloušĢce stČn 1 mm. V kondenzátoru bude šest tČchto trubek o délce 1,5 m. Tyto trubky budou zahnuty do tvaru U, tedy budou vstupovat i vystupovat na jedné stranČ výmČníku. Dalším požadavkem na toto zaĜízení bylo, aby bylo v provedení s kolísající hladinou a vstupující parovodní smČs, tak musela skrze tuto hladinu probublávat. Aby se zamezilo probublávání parovodní smČsi dále do primárního okruhu, je instalována uprostĜed zaĜízení pĜepážka bránící nezkondenzované páĜe vracet se ihned do modelu. Posledním požadavkem byla možnost demontáže kondenzátoru kvĤli þištČní, kontrole a mČĜení. Toho je dosaženo tak, že trubky jsou na jedné stranČ pĜivaĜeny k trubkovnici a na druhé stranČ prochází distanþní mĜížkou, která je však pouze položena na podpČrách. Tím je umožnČn pohyb trubek pĜi tepelných dilatacích a také možnost po odšroubování trubkovnice ji vytáhnout ven i s trubkami. Celková hydraulická ztráta sekundárního okruhu (v provedení popsaném výše) je 146 991 Pa. Pro tyto ztráty je navrženo þerpadlo o minimálním výkonu 301 W. MČĜením prĤtoku a teploty sekundární vody vystupující z kondenzátoru mĤžeme mČĜit a kontrolovat odvádČný tepelný výkon.

51


KATZER MILAN

13 ZávČr Cílem této práce bylo navrhnout experimentální zaĜízení pro výzkum chlazení tlakové nádoby reaktoru a provést rešerši možností chlazení roztaveného „kória“ z pohledu jednotlivých technologií. První z tČchto technologií je tzv. „Lapaþ aktivní zóny“ (ExVC). Tato technologie poþítá s protavením kória tlakovou nádobou reaktoru a jeho následným zachycením ve výše zmínČném lapaþi AZ. Jedná se o kelímkovou železobetonovou konstrukci umístČnou pod reaktorem. Tato konstrukce je vyplnČna tzv. „obČtním materiálem“, který má za funkci smíchat se s kóriem a tak snížit hustotu uvolĖovaného zbytkového tepla a navázat nČkteré štČpné produkty. ZároveĖ má plnit funkci zvČtšení plochy pro zlepšení podmínek odvodu tepla. Do obČtních materiálĤ je také možné zakomponovat prvky þi slouþeniny k dosažení podkritiþnosti kória napĜ. oxidy gadolinia. Velmi dĤležitým požadavkem na obČtní materiál je i jeho intenzivní chemická interakce s kovovou fází kória a minimalizace produkce vodíku z hlediska potlaþení nebezpeþí parní exploze. Tento materiál zároveĖ redukuje produkci nežádoucích plynĤ, par a aerosolĤ. V neposlední ĜadČ je podstatným požadavkem na celé toto zaĜízení žádným zpĤsobem neovlivĖovat normální provoz JE po celou dobu její životnosti. Druhou z vyvinutých technologií je strategie udržení kória v tlakové nádobČ reaktoru za pomoci jejího vnČjšího chlazení resp. chlazení dna nádoby. PrávČ do spodní þásti tlakové nádoby se totiž pĜesune vČtšina roztavených úlomkĤ aktivní zóny a dochází tak k velkému tepelnému namáhání dna TNR. Chlazení se uvažuje provádČt zaplavením reaktorové šachty vodou, která se bude na povrchu tlakové nádoby odpaĜovat a odvádČt tak vznikající zbytkové teplo produkované roztavenou AZ. Vzniklá pára bude unikat do prostoru kontejnmentu, kde bude þásteþnČ kondenzovat a opČt stékat dolĤ do šachty reaktoru a þásteþnČ se pĜes filtry bude odvádČt do okolí. Systém „Lapaþe AZ“ je technologicky jednodušší a z hlediska funkþnosti se jeví spolehlivČjší. Ale z hlediska konstrukce je tento systém nároþnČjší (nároky na prostor), dražší a na stávající elektrárny tudíž neaplikovatelný. Dalšími velkými nedostatky tohoto systému jsou úniky plynĤ, aerosolĤ a štČpných látek do prostoru kontejnmentu, který tvoĜí poslední bariéru pĜed okolním prostĜedím. Problémem je také vysoká produkce vodíku (vznikající pĜímým chlazením kória vodou) a nutnost instalace systému pro jeho likvidaci. Nakonec z hlediska následné likvidace vznikne mnohem více ozáĜeného materiálu a zamoĜených prostor. Mezi zjevné výhody udržení kória v tlakové nádobČ, tedy technologie IVR, je, že všechny systémy kontejnmentu zĤstanou tímto systémem neovlivnČny a teplo je z TNR odvádČno pĜes dobĜe charakterizovaný povrch (spodní þást TNR). Vzhledem k tomu, že napĜíklad JE Temelín má ostatní prostory vþetnČ havarijního velínu pod reaktorovnou, je velmi dĤležité zabývat se možností aplikace tohoto systému pro potĜeby stávajících reaktorĤ VVER, což by významnČ pĜispČlo ke zvýšení jaderné bezpeþnosti. Tento systém je však technologicky mnohem složitČjší a pĜed jeho možnou aplikací je nutné výpoþtovČ a experimentálnČ ovČĜit nejen chování kória a jeho rozložení v TNR, ale také chování roztoku kyseliny borité pĜi varu a další problémy (viz kap. 7). V neposlední ĜadČ je dĤležité navrhnout a odzkoušet chladicí kanál (dýza, deflektor), abychom zabránili pĜekroþení kritického tepelného toku a tím vzniku parního filmu, jenž by znesnadĖoval podmínky pĜestupu tepla. K zajištČní spolehlivé funkþnosti této technologie je nutná instalace doplĖujících systémĤ, a to sekundárního vstĜikování chladiva do TNR k zajištČní lepšího pĜenosu tepla mezi kóriem a TNR, zároveĖ zajistit odtlakování primárního okruhu, a snížit tak síly pĤsobící na zbytky roztavené AZ smČrem proti stČnám tlakové nádoby. Cílem této strategie je vyvinout technologii, která je aplikovatelná nejen na budované JE generace III+ a IV, ale také na stávající JE. Zadavatelé této práce spol. ÚJV ěež, a.s. pracuje na jednom ze

52

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU svých interních projektĤ s cílem prokázat aplikovatelnost strategie IVR na reaktory temelínského typu, tedy VVER 1000. Praktická þást této práce je vČnována návrhu výše zmínČného experimentálního zaĜízení pro výzkum chlazení tlakové nádoby. Úþel zaĜízení je simulace prĤtoku vody kanálem kolem dna tlakové nádoby a odvodu tepla z jejího povrchu. Toto zaĜízení se skládá ze zmenšeného modelu TNR a deflektoru (v mČĜítku 1:5), kondenzátoru pro odvod tepla z primárního okruhu zaĜízení a þerpadla sekundárního okruhu sloužícího k regulaci prĤtoku vody sekundárním okruhem. Primární okruh tohoto zaĜízení je navržen tak, aby pracoval s pĜirozenou cirkulací vody. Ve výpoþtu byl odhadem zvolen hmotnostní prĤtok vody a z grafu (viz obr. 11.2) odeþteny tepelné toky v jednotlivých úsecích modelu. Z tČchto hodnot bylo vypoþteno množství tepla pĜedaného vodČ v primárním okruhu, množství vzniklé páry, tlaková ztráta hydrostatickým tlakem a tlakové ztráty tĜením. Na tento tepelný výkon (101 kW) byl navržen kondenzátor. Provedení tohoto výmČníku bylo zvoleno s kolísající hladinou, pĜes kterou bude vstupující parovodní smČs probublávat. Sekundární chladivo bude protékat U-trubkami, na kterých bude kondenzovat pára. Po vypoþtení všech rozmČrových a hydraulických parametrĤ kondenzátoru byl iteraþní metodou vypoþítán hmotnostní prĤtok v primárním okruhu, tak aby splĖoval podmínky pĜirozené cirkulace. Na závČr byl z celkové hydraulické ztráty sekundárního okruhu navržen minimální výkon þerpadla. Z prĤtoku daného þerpadlem a výstupní teploty sekundární vody je pak možné spoþítat tepelný výkon odebíraný v experimentální smyþce (primární okruh).

53


KATZER MILAN

Zdroje informací [1]

SÚJB

[2]

Internet

[3]

Internet

[4]

Poskytnuto DITI 2301, ÚJV ěež Poskytnuto DITI 2301, ÚJV ěež Poskytnuto DITI 2301, ÚJV ěež Poskytnuto DITI 2301, ÚJV ěež Poskytnuto DITI 2301, ÚJV ěež Poskytnuto DITI 2301, ÚJV ěež Krbek, J. Polesný, B. Hejzlar, R. Matal, O.

[5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18]

Kaláb, C. ýSN 69 0010 Hasal, P. Schreiber, I. Šnita, D. Matal, O. Šen, H. Ascent Engineering, Inc. Isacenko, V.P. Osipova, V.A. Sukomel, A.S.

VýbČr a hodnocení projektových a neprojektových událostí a rizik pro jaderné elektrárny Dostupné z: http://www.areva-np.com/common/liblocal/ docs/Brochure/EPR_US_%20May%202005.pdf Dostupné z: http://de.wikipedia.org/wiki/Datei:CHRS_EPR_ catcher_flooding.jpg Severe accident managment on NPP with VVER: Core Catcher

2010 2005 2006 2012

Renovaþní opatĜení nezbytné pro zvládání tČžkých havárií VVER 1000 (320)

2013

Feasibility of in-vessel molten corium retention for Mochovce 3&4 project, Revision 0

2007

Key Arguments for Developing a Strategy of In-Vessel Retention of Core Debris After a Severe Accident

2013

IVR details for VVER-1000

2013

Application of ASTEC and SOCRAT codes to evaluation of IVR posibility during severe accidents at VVER plants

2012

ZávČreþný projekt, výpoþet tepelných turbín a jejich pĜíslušenství, VUT Brno Stroje a zaĜízení JE, 2. díl ýVUT Konstrukþní cviþení. (Vybrané komponenty jadernČ energetických zaĜízení), VUT Brno Modul parního generátoru, VUT Brno Tlakové nádoby stabilní Chemické inženýrství I 2nd ed Vysoká škola chemickotechnologická v Praze, Praha Jaderná zaĜízení a jejich bezpeþnost, VUT Brno

1986 2005 1998 2010

2007 2011

XSteam v2.6 Teploperedaþa Energija, Moskva

54

1975


Seznam obrázkĤ a tabulek Obr. 3.1 Schéma lapaþe AZ pro EPR 1600 Obr. 3.2 Model lapaþe AZ pro VVER 1200 Obr. 3.3 Schéma lapaþe AZ pro VVER 1200 Obr. 4.1 Schéma chlazení IVR Obr. 4.2 Rozložení vrstev kória Obr. 4.3 Rozložení tepelného toku Tab. 6.1 shrnutí výhod a nevýhod Obr. 7.1 Graf závislosti tepelného toku po výšce reaktoru 1 Obr. 7.2 Model rozložení kória pro ASTEC Obr. 7.3 Graf závislosti tepelného toku po výšce reaktoru Obr. 7.4 Model rozložení kória pro SOCRAT Obr. 8.1 Graf vývinu zbytkového výkonu 0-4 hod Obr. 8.2 Graf vývinu zbytkového výkonu 0-30 dní Obr. 9.1 Sestava zaĜízení Obr. 9.2 a) model kanálu pro simulaci proudČní chladicí kapaliny b) rozdČlení úsekĤ Obr. 9.2 Model kondenzátoru Obr. 10.1 StĜední logaritmický spád Obr. 10.2 Prostup tepla válcovou stČnou YZ[\ \ Y]^_àbcdefghi jgZkFh`kFd j`lb m"d cZlZhn_ FgZeo p[^\ \ q`clrg]hi sk]et Tab. 11.2 RozmČrové charakteristiky kanálu a tepelný tok v jednotlivých úsecích Obr. 11.2 Graf závislosti tepelného toku po výšce reaktoru Tab. 11.3 Entalpie, hustota, suchost a tlaková ztráta v jednotlivých úsecích Tab. 11.4 RozmČrové charakteristiky pro výpoþet tlakové ztráty tĜením Tab. 11.5 Tlaková ztráta tĜením v jednotlivých úsecích Tab. 11.6 Tlaková ztráta místními odpory Tab. 11.7 Termofyzikální vlastnosti vody v sekundárním okruhu Tab. 11.8 RozmČrové charakteristiky trubek pro kondenzátor Tab. 11.9 PotĜebný poþet trubek a opravdová prĤtoþná plocha Tab. 11.10 Rychlost proudČní, Reynold. a Nusselt. þíslo a souþinitel pĜestupu tepla Tab. 11.11 Parametry pro primární okruh Tab. 11.12 Kondenzaþní kritérium, Nusseltovo þíslo a souþinitele pĜestupu tepla Tab. 11.13 Výsledná stĜední délka pro jednotlivé rozmČry trubek Tab. 11.14 Tlakové ztráty místními odpory na vstupu a výstupu z kondenzátoru Tab. 11.15 Tlaková ztráta tĜením v trubkách kondenzátoru Tab. 11.16 Tlakové ztráty místními odpory uvnitĜ kondenzátoru Tab. 11.17 Tlakové ztráty místními odpory v potrubí sekundárního okruhu Tab. 11.18 Celková tlaková ztráta sekundárního okruhu Tab. 11.19 Tlaková ztráta v jednotlivých úsecích po úpravČ rychlosti Obr. 11.3 PĜedané teplo v jednotlivých úsecích Obr. 11.4 PrĤbČh vývoje suchosti v jednotlivých úsecích Tab. 11.20 Tlaková ztráta tĜením v jednotlivých úsecích po úpravČ rychlosti Obr. 11.5 Tlaková ztráta tĜením v jednotlivých úsecích Tab. 11.21 Tlaková ztráta místními odpory v primárním okruhu po úpravČ rychlosti

55

15 16 17 18 19 19 23 24 25 26 26 28 28 29 30 31 34 34 T5 T5 37 37 38 39 40 41 41 42 42 43 44 44 45 45 46 46 47 47 48 48 49 49 50 50


KATZER MILAN

Seznam použitých zkratek a symbolĤ Seznam použitých symbolĤ pvs pps ǻpt ǻpmo h ȡs g ȡl ȡg x ǻptĜ ȁ L d w xk We dh vstĜ ı wstĜ @A A i S ǻtlog k Į Ȝ Nu Pr ȣ a Re Ƚ ƾ

[Pa] [Pa] [Pa] [Pa] [m] [kg/m3] [m/s2] [kg/m3] [kg/m3] [-] [Pa] [-] [m] [m] [m/s] [-] [-] [m] [m3/kg] [N/m] [m/s] [W] [kg/s] [kJ/kg] [m2] [°C] [W/m2.K] [W/m2.K] [W/m.K] [-] [-] [m2/s] [m2/s] [-] [-] [Pa.s]

hydrostatický tlak vodního sloupce hydrostatický tlak parní smČsi tlakové ztráty tĜením tlakové ztráty místními odpory výška stĜední hustota tíhové zrychlení hustota kapaliny hustota plynu suchost tlaková ztráta tĜením souþinitel tĜení délka prĤmČr rychlost média oblast kritické suchosti páry Weberovo kritérium hydraulický prĤmČr stĜední mČrný objem povrchové napČtí stĜední rychlost média tepelný výkon hmotnostní prĤtok entalpie teplosmČnná plocha stĜední logaritmický spád souþinitel prostupu tepla souþinitel pĜestupu tepla souþinitel tepelné vodivosti Nusseltovo þíslo Prandtlovo þíslo kinetická viskozita teplotní vodivost Reynoldsovo þíslo kondenzaþní kritérium dynamická viskozita

56

NÁVRH ZAěÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU Seznam použitých zkratek AZ AP APR EPR ES ExVC HPME IVR IVR-ERVC JE SAMG SAMS SCRAM TMI TNR VVER

Aktivní zóna Advanced Pressurized Water Reactor Advanced Power Reactor European Pressurized Reactor Experimentální smyþka Ex-Vessel-Cooling High-Pressure Melt Ejection In-Vessel Retention In-Vessel Retention - External Reactor Vessel Cooling Jaderná elektrárna Severe Accident Managment Guidelines Severe Accident Managment Strategy Safety control rod axe man Three Mile Island Tlaková nádoba reaktoru Vodo-Vodjanoj Energetiþeskij Reaktor

Seznam pĜíloh PĜíloha 1: Výkresová dokumentace: Výkres kondenzátoru ES Výkres zapojení U-trubek

Oznaþení: ES - 1 ES - 2

PĜíloha 2: Výpoþtový program MS Excel

ES kalkulátor

57

NÁVRH ZAŘÍZENÍ PRO HAVARIJNÍ CHLAZENÍ TLAKOVÉ NÁDOBY REAKTORU

Recommend Documents