NYOMÁSTARTÓ- ÉS TÉRFOGATKOMPENZÁLÓ EDÉNY FELHASZNÁLÁSA A VÍZZÁR- -HATÁS CSÖKKENTÉSÉRE

KFKI-1989-02/G

PERNECZKY L.

Í^Jr^c, SZABADOS

A

NYOMÁSTARTÓ- ÉS TÉRFOGATKOMPENZÁLÓ EDÉNY FELHASZNÁLÁSA A VÍZZÁR-HATÁS CSÖKKENTÉSÉRE (A MUNKA AZ OKKFT G-11 2. ALPROGRAM 2.33.02. sz. FELADATÁRÓL KÉSZÜLT KUTATÁSI JELENTÉS)

Hungarian Academy of Sciences CENTRAL RESEARCH INSTITUTE FOR PHYSICS BUDAPEST

KFKI-1989-02/G PREPRINT

A NYOMÁSTARTÓ- ÉS TÉRFOGATKOMPENZÁLÓ EDÉNY FELHASZNÁLÁSA A VÍZZÁR-HATÁS CSÖKKENTÉSÉRE (A MUNKA AZ OKKFT G-11. 2. ALPROGRAM 2.33.02. sz. FELADATÁRÓL KÉSZÜLT KUTATÁSI JELENTÉS) PERNECZKY L., TÓTH I., SZABADOS L. Központi Fizikai Kutató Intézet 1625 Budapest 114, Pí. 49

HU ISSN 0368 5330

Perneczky L, Tóth l., Szabados L.: A nyomástartó es terfogatkompenzáló eoóny felhasználása a vízzár hatás csökkentésére KFKI 1989 02/G KIVONAT A WER 440 típusú reaktorok folyással járó üzemzavari állapotában szovjet elemzések szerint - kettős, melegági és hidegági vízzár kialakulása kedvezőtlenül hat a zóna hűtésére A RELAP4/mod6 kóddal elvégzett analízis célja annak tisztázása volt hogy a 7,4% os folyásos üzemzavar adott szál ászában a meleg és hidegághoz egyaránt csatlakoztatott nyomástartó edény felhasználható e vízzár hatás csökkentésére Az eredmények az egyébként sem veszélyes nagyságú fűtőelem burkolat hőmérsékletnél minőségi változást nem mutatnak

Л. Пернецки, И. Тот, Л. Сабадоь: Использование компенсатора давления и компен­ сатора объема для уменьшения влияния гидрозатвора. KFKI-1989-02/G АННОТАЦИЯ Образование гидрозатворов в горячей и холодной петлях резкторов ВВЭР-МО согласно анализам советских специалистов - неблагоприятно влияет на охлаждение активной зоны в случае аварий, связанных с потерей теплоносителя, С целью выяс­ нения роли компенсатора давления при уменьшении влияния гидрозатвора в случае 7,^-процентной течи был проведен расчетный анализ с помощью программы RELAP4/ mod6. Результаты расчетов показапи, что перегрев оболочек твэлов является нез­ начительным, и что открытие линии подачи холодной воды компенсатора давления не дает существенной качественной разницы.

L. Perneczky, l. Tóth, L Szabados: иынд toe pressurize« spray line in order to minimize loop seal effects KFKI 1989 02/G

ABSTRACT During a SBLOCA In WWER 440 reactors the simultaneous formation of loop seals in both the hot and the cold legs can have detrimental effects on core cooling. A RELAP4/mod6 calculation of a 7 4% break case war, performed in order to investigate whether the pressurlzer spray line could act as a relief line for steam trapped in the hot parts by loop sea is The results have shown no significant influence on fuel cladding temperatures folkwinrj opening of the spray line

1. BEVEZETÉS A Csernobilban történt reaktorbalesetet követően részben szovjet előírások, részben hazai döntések alapján un. "Biztonságnövelő Intézkedések"-et fogadtak el a Paksi Atomerőműre. Ezek között szerepel a primer hűtőkörök hideg- és meleg ágainak összeköté­ se, amely szovjet előírás. Az összekötés szükségességével kapcsolatban elvégzett OKB-Gidropressz elemzés [1] összefoglaló következtetése az alábbi: "... az aktív zóna lehűtésével szemben támasztott követelmények a következő kiegészítő intézkedések feltételezésekor teljesül­ nek: 1/ kiegészítésképpen be kell építeni a hurok "meleg" és "hideg" ágainak alsó részeit összekötő 50 mm átmérőjű átkötő vezeté­ ket, amelyben a szerelvény automatikusan nyit "kis", vagy "nagy" folyás jelre." Az intézkedésre a szovjet elemzés szerint azért van szükség, hogy megakadályozzák un. kettős vízzár melegági és hidegági kialaku­ lását a hurkokban, ami - abban az esetben, ha a vízzárakban lévő víz hideg - oda vezethet, hogy a zóna felső része szárazra kerül és a fűtőelem felületi hőmérsékletek értéke 2000 °C fölé emelke­ dik, a folyással járó üzemzavari állapotokban. Célszerűnek látszik a folyamat lezajlásának és néhány alapvető fogalomnak a tisztázása a jelen munka keretei között is. A W E R típusú reaktorral felszerelt erőművek primerkörében mind a me­ leg-, mind a hidegágban találunk olyan U-kiképzésű csőszakaszt, amelyben a rendszer leürülése esetén a hűtővíz megreked, s így - a mosdószifonhoz hasonlóan - vízzárat alkotva akadályozza a vízgőz áramlását a hurokban. A törés helyét a hidegágon, a re­ aktortartály közelében feltételezve nyilvánvaló, hogy a zónában keletkező gőz előbb-utóbb a vízzárakat áttörve el kell, hogy jusson a töréshez. Ez csak olymódon lehetséges, hogy a gőz a víz­ zárat "félrenyomja", azaz a vízzár felé eső ágában a vízszintet

- 2 -

lenyomja, míg az

az U-alakú vezeték másik ágában megemelkedik

Amikor a gőz kellőképpen lenyomta a vízszintet ahhoz, hogy át tudjon szökni a vízzáron, a vízzár "megnyílik", s a másik ágon átbuborékolva halad a törés felé. Ez az átbuborékolás - kellően magas gőztermelés esetén - olyan vehemens is lehet, hogy a fo­ lyadékoszlop vizét a gőz magával ragadja, s így a vízzár bizonyos idő alatt teljesen kiürül. Belátható, hogy a vízzár megnyílása előtti pillanatban a kilépő­ kamrában a töréshelyhez képest olyan mértékű túlnyomásnak kell létrejönnie, ami a vízzárban lévő folyadékot félrenyomott álla­ potban tudja tartani. Ez a túlnyomás a kilépőkamra, ill. a zóna szintjét lenyomja a gyűrűkamra szintjéhez képest. Nyilvánvaló, hogy a zónaszint csökkenés meg fokozottabb, ha a meleg-, ill. hidegági vízzár ugyanazon hurokban egyidőben van félrenyomott állapotban. A zónaszint alakulására hatással lesz a vízvárakban helyetfoglaló hűtőKözegoszlop magassága és sűrűsége, valamint a zónának és a gyűrűkamrának ugyanezen paraméterei. A fűtőelemhő­ mérsékleteket a fentieken kívül az is befolyásolja, hogy a víz­ zárak által okozott zónaszintcsökkenés milyen tartós, vagyis, hogy a vízzárak mennyire stabilak. Egyszerűen belátható, hogy ilyen típusú utólagos beavatkozás egy részt rendkívül költséges, másrészt hosszú időn át üzemelő aktív berendezésekben kell végrehajtani, tehát nagy felkészültséget igénylő, kényes feladat. A módosítást tehát csak akkor szabad végrehajtani, ha teljes biztonsággal kimutatható, hogy a jelen­ legi kiépítéssel a zóna húf-.is biztonsága nem kielégítő, azaz a beavatkozás valóban növeli a nukleáris biztonságot. Ennek megfelelően - a PAV kezdeményezésére - megvizsgáltuk a kettős vízzár hatását a nukleáris biztonságra, mivel a szovjet elemzés eredményeit nem tartottuk kellően megalapozottnak. Ez a vizsgálat [4] magában foglalta kísérletek végzését, azok révén a RELAP4/MOD6 program verifikálását, a RELAP4/MOD6 kód

- 3-

segítségével végzett számításokat és a problémakör bizonyos vo­ natkozásainak egy könnyen áttekinthető fizikai modellel történő analízisét. A PMK berendezésen végzett három kísérlet nélkülözhetetlen in­ formációkat nyújtott arra vonatkozólag, hogy egy kistöréses fo­ lyamat a Paksi Atomerőműben miként zajlana le különböző zónaüzem­ zavari hűtőrendszerek beavatkozása esetén. A kísérletek azt mutat­ ták, hogy kettős vízzárak a rendszerben ugyan kialakulnak, de azok nem stabilak, s a zónaszintre gyakorolt hatásuk olyan mérté­ kű, amely nem okozza a zónában a fűtőelemek tartós túlhevülését. A kísérletek elsőrendű jelentősége abban áll, hogy segítségükkel az erőművi számításokhoz használt számítógépi programot (jelen esetben a RELAP4/MOD6 kódot) mintegy "hitelesíthetjük". A kísér­ letekre- bemutatott számításaink azt bizonyítják, hogy a RELAF kóddal a kistöréses folyamat egészét meglehetősen jól írjuk le. Miután a RELAP4 kódot a kísérletek segítségével a W E R típusú re­ aktorok jellegzetes kistöréses folyamataira ellenőriztük, bízha­ tunk benne, hogy az erőműre végzett számításaink valósághű ered­ ményeket szolgáltatnak. A kettős vízzárnak a zónahűtésre gyakorolt hatása vonatkozásaiban vizsgálataink révén az alábbi megállapítások tehetők: - Kistöréses folyamat közben kettős vízzárak alakulhatnak ki. - Túlzott konzervativizmus a vízzárakban 40 C-os víz feltétele­ zése (szovjet feltevés). Erőteljes hidroakkumulátor befecsken­ dezés esetén is elsősorban a kilépőkamra és a gyűrűkamra hűl alá. Viszonylag nagy aláhűtés észlelhető a hidegági vízzárban, a melegági vízzár viszont lényegesen melegebb hűtőközeget tartal­ maz. Az egyes hurkok vízzár-hőmérsékletei között jelentős kü­ lönbség észlelhető. - A vízzárakban lévő hűtőközeg jelentős aláhűtöttsége nem tartós állapot: a hőmérséklet kb. 200 s időtartam alatt lényegesen emelkedik. A melegág vonatkozásában ebben jelentős szerep jut a gőzfejlesztőben létrejövő fordított irányú hőáramnak, amely a maradványhővel azonos nagyságrendű lehet.

- 4 -

Enyhíti a vízzár-hatást az a tény iá, hogy a meleg , ill. hi degégi vízzárak nem egyidejűleg jönnek létre. Elószöi a meleg ági vízzár alakul ki, majd annak megnyílása után, az azon át­ törő góz hatására képződik a hidegági. Ez azt jelenti, hogy a melegági vízzárban lényegesen alacsonyabb, kétfázisú sűrűség­ gel számolhatunk.

Kedvezően befolyásolja

a folyamatot az a

tény is, hogy a zónaszint alakulását a legmelegebb hurokág vízzár-viszonyai határozzák meg. • A kettős vízzár kialakulása - még akkor is, ha azokban a folya dékhőmérséklet a telítéshez közeli érték - a zóna vízszintjének olyan mérvű csökkenését eredményezheti, ami a hőátadási krízis fellépésével jár, rövid időszakra. - A vízzárak megnyílását követően a zóna keverékszintje - s ez­ zel hűtési viszonyai - már kb. 200 s-os időtartamon belül je­ lentős javulást mutatnak, ami részben a törésen kerenztül tá­ vozó hűtőközeg kétfázisúvá válásával, részben a vízzárakban lé­ vő vízmennyiség folyamatos csökkenésével magyarázható. - A törésméret hatása a vízzár-effektusra (kialakulás, megnyílás, hűtőközeg kihordás) elhanyagolható. Jelentősebb szerep jut a zóna gőztermelésének. - A pótlólag létesítendő, hideg-meleg-ágat összekötő vezetékeknek gyakorlatilag semmiféle előnyös hatása nem mutatható ki. Ez azzal magyarázható, hogy - ha a vízzár folyamatok valóságos lefolyását tekintjük - a vízzár-hatás nagyjából ugyanannyi idő alatt magától is megszűnik, mint amennyi alatt az összekötő vezetékek jótékony hatásukat kifejteni képesek. - Amennyiben stabil, hideg, kettős vízzárak létezését feltételez­ zük, a zónában a fűtőelemhőmérsékletek - a kiszáradt szakaszon a gőz túlhevülését is figyelembe véve

- nem érik el a 1200

C-

ot (a biztonsági filozófiában előírt limit). Az ERŐTERV és a PAV szervezésében 1987. szeptemberében Budapes­ ten megvitattuk mind az [1] irodalomban szereplő szovjet, mind a négy kötetnyi magyar munka egymástól gyökeresen eltérő eredmé­ nyeit [4] .

- 5 -

A konzultációt követően az ERŐTERV hivatalosan megküldte a szovjet félnek a hazánkban

készült

munkát. A jelentős eltéré­

sek hatására az OKB-Gidropressz új elemzést készített [2, 33, amelyet a második konzultáción (1988. május 16-18.) a magyar eredményekkel együtt - az összes kompetens szovjet szervezet képviselői részvételével - megvitattuk. A főbb megállapítások: - Az elvégzett új szovjet elemzések megerősítik a magyar vizs­ gálatok eredményeit: a zóna hűtése összekötéssel is és össze­ kötés nélkül is biztosítható, a fűtőelem hőmérsékletek a biztonsági előírásokban rögzített 1200 °C-ot nem érik el. A szovjet fél tehát az [l]-ben kapott eredményeket a [2,3) ban kapott új eredményekkel maga módosította és így elfogadta a magyar elemzések eredményeit. - Az azonos konzervatív feltevésekkel elvégzett számítások ered­ ményei a fűtőelemhőmérsékletekre a következők: magyar eredmények: összekötés nélkül összekötéssel szovjet eredmények: összekötés nélkül összekötéssel

900

С

850

С

902

С

815-840 °C

- Az előző pontban összefoglalt eredmények alapján a szovjet fél által korábban kezdeményezett biztonságnövelő intézkedésre, nevezetesen a hideg- és melegágak összekötésére, nincs szUkség. A főkonstruktőr képviselője a fent említett hivatalos szakértői megbeszélésen felvetette, hogy a kis-folyásos üzemzavar adott szakaszában a meleg-, ili. hidegághoz egyaránt csatlakoztatott nyomástartó edényen keresztül a zóna felett keletkező gőz a hi­ deg ágba vezethető. Jelen munka célja annak

megvizsgálása volt, hogy a nyomástartó

edény ilyen felhasználása mennyiben módosítja a fűtőelem hőmér­ sékleteket.

- 6 -

Ennek eldöntéséhez a RELAP4/MOD6 kóddal számítássorozatot végei, tünk 7,4%-os hidegági törés esetére a következők szerint: - Alapeset 0-2050 s folyamatidőre, amikor az összekötés zárva van abból a célból, hogy az összehasonlításhoz adataink le­ gyenek. - Az üzemzavari jel megjelenése után az operátor 90 s késlelte­ téssel nyitja az összekötést. A számítást 1420 s folyamatidőigi

C= 10 ellenállástényező értékre (permetező hűtő vezeték)

végeztük. - Alapeset restartja 910 s-tól, azt megelőzően, amikor a kvázistacioner folyamat végetér. 920 s-nál nyitjuk az összekötést két változatban: —

az ellenállástényező

£= 10 (a folyamatidő 1810 s)

—

az ellenállástényező

C= 28 (a folyamatidő 2010 s)

Az összehasonlításhoz referenciául szolgáló alapeset számítására két okból is szükség volt. Bár évekkel ezelőtt már végeztünk ana­ lízist a 7,4%-os törésre [12], de az csak a hidroakkumulátorok üzeme nélküli esetre volt eredményes. Elsősorban az egyetlen tér­ fogattal modellezett nyomástartó és a hidroakkumulátorok kölcsön­ hatása (nem kívánatos mértékű kondenzáció fellépése) miatt a passzív üzemzavari hűtéses számításra akkor tett kísérleteink sikertelennek bizonyultak. Másrészt csak a teljesen azonos nodalizációval és modellek alkalmazásával remélhettünk értékelheti eltérést a két számítás között. Az eredmények elemzését és összevetését az alapesettel részlete­ sen a harmadik esetre mutatjuk be, majd összefoglaljuk a leg­ fontosabb következtetéseket.

- 7-

2. ADATMEZŐ, ESEMÉNYEK A következőkben összefoglaljuk a számításhoz használt adatmezőt, megadjuk a számításban alkalmazott, a tranziens folyamatot befo­ lyásoló határfeltételeket, reteszeléseket. 2.1

Adatmező

A t=0 időpillanatban alkalmazott adatok az erőmű névleges adatai a következők szerint: Primer hűtőkör jellemzői: - kilépő kamra nyomás

12,26 MPa

- forgalom a zónán

8640 kg/s

- zóna belépő hőmérséklet

541 К

- zóna teljesítmény (102%)

1402,5 MW

- nyomástartó edény szint

6,0 m

- hidroakkumulátor nyomás

5,90 MPa

- hidroakkumulátor szint

5,3 m

Szekunder hűtőkör jellemzői: - nyomás a GF gőzterében - tápvíz hőmérséklete - tápvízáram és gőzelvétel - vízszint a gőzfejlesztőben 2.2

4,70 MPa 496 К 762,5 кд/з 1,82 m

Reteszelések, üzemzavari jelek

A biztonságvédelmi rendszerek működését kiváltó technológiai jelek [ 5 ] közül azokat, és azoknak a következményeit tekintjük át, amelyek az analízisünknél szerepet játszanak. Ezek közül az 1. fokú biztonságvédelmi működést kiváltják (UV-1): - "Nagy folyás" jel, akkor képződik, ha az aktív zóna kimenetén 9,2 MPa alá csökken a nyomás.

- 8 -

- "Kis folyás" jel, akkor képződik, ha a térfogatkoiupen/átor vízszintje a fenéktől mért 2,7 m-es szintet eléri és az aktív zóna kimenetén a nyomás 11,7 MPa alá csökken. Mindkét esetben megkezdődik a szabályozó rudak beesése az aktív zónába és kb. 0,2 s késleltetéssel a nukleáris teljesítmény csökkenni kezd (scram). 10 s késleltetéssel lezárnak a turbinák gyorszáró szelepei. A jel a dízelgenerátorok indulását is kivált ja, amelyek felfutása kb. 2 s késleltetéssel megkezdődik és to­ vábbi kb. 35 s múlva befejeződik, amikor elindul az un. lépcső­ zetes indítási program, amelynek első lépcsője (késleltetés nélkül) a nagynyomású és kisnyomású ZÜHR szivattyúinak bekap­ csolása. A "Nagy folyás" jel hatására kinyitnak a nagynyomású és kisnyomású rendszer szelepei a hermetikus tér határán, míg a "Kis folyás" jelre csak a kisnyomású szelepek nyitnak. Információink szerint a "Nagy folyás" jelre nem történik még az FKSZ-ek lekapcsolása, ezt az aktuális üzemviteli előírásokat követve az operátornak kell végrehajtania. Mi a 9,2 MPa nyomás­ szint elérését, mint feltételt megtartottuk ehhez az akcióhoz. 2.3 Események A tranziens során a következő határfeltételek figyelembevételére és beavatkozásokra került sor: - törés a hidegágon (V8)

10 s

- tápvíz lezárás (zárási idő 4 s) - gőzturbina gyorszáró szelepek zárnak

20 s

(zárási idő 0,4 s) - reaktor leállítás (nyomás - ) - szivattyú kifutás kezdete (nyomás - ) - nagynyomású ZÜHR indul (nyomás - és 37 s

20 s 11,5 MPa 9,2 MPa

késleltetés) - hidroakkumulátor befecskendezés kezdete (nyomás - ) - hidroakkumulátor befecskendezés zárás

11,5 MPa

(szint - )

5,9 MPa 0,5 m

- 9 -

tíKu A nyit (nyitási idő 11 s) G? biztonsági szelepek nyitnak (nyomás - ) - második szelep

5,3 MPa 5,68 MPa 5,78 MPa

kionyomású ZtlHR indul

0,7 MPa

BRU-A zár (50 %-ra)

5,1 MPa

100%-os zárás

4,62 MPa

GF biztonsági szelep zár

4,72 MPa

- második szelep zár

4,9 MPa

3. SZÁMÍTÁSI SÉMA, FIZIKAI MODELLEK 3.1

Nodalizáció

A RELAP4/MOD6 nukleáris biztonsági kódrendszer, amely a könnyű­ vízhűtéses atomreaktorok hűtőközegelvesztéses üzemzavarainak számítógépes vizsgálatára szolgál, flexibilis számítási séma alapján hajtja végre a termohidraulikai folyamatok numerikus szimulációját. E szimuláció alapja a vizsgálandó rendszc nodalizálása, vagyis olyan térfogatelemekre bontása, amelyeken be­ lül a hőhordozó vagy a hővezető közeg az adott térfogatelemre átlagolt paramétereivel gyors változások esetén is elfogadható­ an jellemezhető. A RELAP4 kód esetében ez a geometriai felosz­ tás alapvetően egydimenzióban történik a hűtőközeg esetében, így nyerjük az un. kontroli-térfogatokat (volume), míg a hőve­ zető elemeknél (heat slab), így a fűtőelemrudak modelljénél is, a felosztás mind axiális, mint ra-liális irányban lehetséges. A kontroli-térfogatokat összekötő áramlási keresztmetszetek a "junction"-ok. A jelen analízishez a geometriai felosztást tartalmazó számítási séma (3.1 ábra) kialakításához legfontosabb alapot a RELAP4 kód alkalmazásában eddig szerzett tapasztalataink adták, azaz kiin­ dulásként a korábbi elemzéseknél használt sémát vettük fel [6], [7 - 10 ]. E sémák alapelve az volt, hogy a WER-440 típusú re­ aktor hat hűtőhurkát mindössze két hurokkal modelleztük, ezek közül egy nuíc.'c a törést tartalmazó hurkot, míg a másik össze­ vontan az 5 intakt hurkot reprezentálta.

| V36

1

|>

-е-

о 1Л

V)

1Л

V10

о см

о esi

S12

10

>

>

- 11 -

Jelen vizsgálathoz ezt az utóbbi alapelvet - mégpedig a két hurokkal való modellezést - felül kellett vizsgálnunk. Az eddig vizsgált kis folyásos folyamatokban a hurkok közötti aszimmet­ riának ugyanis jelentősebb szerepet nem tulajdonítottunk. Ha azonban a meleg és hideg ághoz egyaránt csatlakoztatott nyomás­ tartó edényen keresztül a zóna felett keletkező gőznek a hideg ágba való vezethetőségét és ezáltal a vízzár-hatások módosulásá­ nak mértékét kívánjuk elemezni, a hurok-aszimmetria jelentősége megnő. Ezért a két hurkos modellről célszerű volt áttérni három hurkos modellre, amelynél egy hurok a törést tartalmazó hurkot (az ábrán csak egy hurkot tüntettünk fel, ehhez a hurokhoz tar­ toznak a V1-V9 térfogatok, J1-J9, továbbá a J38, J41, J45 junctionok, S1-S3 hővezető elemek és természetesen a V8 térfogathoz csatlakozó J34 leak junction a C3 szeleppel együtt), a második hurok azt a hurkot, amelyhez a nyomástartó csatlakozik (V11-V19 térfogatok, J11-J19, J39, J42, J46 junctionok, S4-S6 hővezető elemek, a J30 a VI l-hez, a J51 a V18-hoz csatlakozik), a harmadik hurok pedig összevontan a maradék 4 intakt

hurkot reprezentálja

(ez utóbbit a V21-V29, J21-J29, J40, J43, J47 junctionok alkot­ ják, a V28-hoz csatlakozik a nagynyomású ZÜHR-J49). A reaktortartályon belüli rész az aktív zóna átlagos terhelésű hűtőcsatornájából (V10) és а hozzá tartozó fűtőelem modellből (S10-S12), illetve további 3 térfogatból (felső keverőtér: V20, az alsó keverőtér: V35, a gyűrűkamra V34) áll össze. A nyomás­ tartót 3 részre osztottuk fel (V31-V33), a hozzá csatlakozó csöveket a V30 ill. V38 térfogatok képviselik. További két tér­ fogatot a hidroakkumulátorok modellje ad. A szekunder hűtőrend­ szer a gőzfejlesztők szekunder gőz-víz terét leképező -• az elő­ zőeknek megfelelően 1-1-4 térfogatarányú - 3 térfogattal jele­ nik meg a sémában, ez egészül ki a gőzvezetékrendszert jelképe­ ző további térfogattal. Végül is a 3.1 ábra szerint 39 térfogatot és 51 összeköttetést tartalmaz a uzámítási séma, amelyben 3 térfogatban vannak a főkeringetó szivattyúk és 9 összeköttetésben szerepel szelep, míg ) un. "fiit junction" a peremfeltételek megadását biztosítja. r

- 12 -

A J41-J43 junctionoknak közös a fill-táblázata. A tórés modell­ jén kívül (J34), szeleppel visszazárható "leak" junctionok mo­ dellezik a biztonsági szerelvényeket is, a J45-J47 a biztonsági szelepek, a J48 a 2 BRU-A szerelvénye. Mint láttuk, az S-sel jelölt hővezető elemek száma összesen 12. Ebből 3-3-3 szolgál a gőzfejlesztő hőátadó csöveinek modellezé­ sére, mégpedig úgy, hogy a csövek axiálisan 3 részre vannak osztva, radiálisán pedig 3 réteg szerepel. Ugyancsak 3 részre osztottuk a fűtőelemeket is, de itt radiálisán 6 az osztások száma.

3.2

Fizikai modellek és opciók

A RELAP4 kód kontroli-térfogat modelljében kétfázisú áramlás esetén az egyenletek homogén formában szerepelnek. Ennek ellené­ re lehetőség van részleges, vagy teljes fázisszeparáció figye­ lembe vételére az un. buborék felúszási modellel, amelynek pa­ raméterei az eloszlási tényező (a) és a felúszás sebessége (v). Számítási sémánkban szereplő térfogatok közül: - a homogén áramlási modellt alkalmaztuk a gőzfejlesztő primer hőátadó csöveiben (V3-V5, V13-V15, V23-V25), és a nyomástartó vezetékében (V30) - teljes fázisszeparácíót a hidroakkumulátorokban (V36 és V37), továbbá a nyomástartóban (V31-V33), - részleges fázisszeoarációt - a=0.8 és v=18.0 ft/s paraméterekkel a gőzfejlesztő szekun­ der terében (V9, V19, V29), - a=0.8 és v=3.0 ft/s paraméterekkel =i primerkör csöveiben és a reaktortartályban (V10, V20, V34, V35).

- 13 -

Az összeköttetéseknél kétfázisú áramlás esetén a vertikális slip modell alkalmazható, amelyet 1.0-es sebességszorzóval a következő helyeken alkalmaztunk: - a primerkörben a zóna alatt és felett (J10, J20, J35), - a nyomát tartóban (J31, J32, J33). A RELAP4 kódverziókhoz a hőátadási típusokra három alternatív korreláció-csomagot dolgoztak ki a kód szerzői. Ezek közül az un. M0D6 szubrutin csomagot (HTS2) használtuk a számításokban. A kritikus kiömlésre a Henry-Fauske (HF) és a Homogén Egyensúlyi Modell (НЕМ) kombinációját alkalmaztuk, a kiömlési tényezőt 0.85-re vettük fel. A hidroakkumulátorok gázterében (V36, V37) a politropikus expan­ zió kitevőjét 1,1-re választottuk. A fókeringető szivattyúk modelljében a dinamikus paraméterek, illetve a két kvadránsos jelleggörbe adatai a korábbi analízise­ inkben megfelelőnek minősített [6] adatokkal szerepeltek. Ez kb. 150 s-os kifutási időt biztosít a szivattyúk lekapcsolása, vagy a feszültségkiesés után. Az aktív zónában a maradványhő időbeli változását a [111 szerinti értékekkel az un. "scram-táblázat"-ban adtuk meg. A három egyenlő axiális osztás teljesítményeloszlása alulról felfelé a következő volt: 0,3 - 0,42 - 0,28. Az un. Enthalpy Transport Model-t csak a stacioner kezdőállapot­ ban használtuk, az első tranziens lépésnél kikapcsoltuk. A nagynyomású ZÜHR szivattyúinak jelleggörbéjét a "fill junction" kártyáin táblázatosan

adtuk meg a 3.1 táblázat szerint, a Paksi

Atomerőműben elvégzett mérések alapján.

- 14 -

4. AZ ALAPESET ANALÍZISE A Paksi Atomerőmű VVER-44ű-es reakLoLáiial a hideg á^ban ielJápo 7,4%-os törést követő üzemzavari folyamat ismertei_ését a fő ese menyek időbeli leírásával kezdjük, majd a folyamat áttekintését szolgáló ábrák következnek. Itt hívjuk fel a figyelmet hogy az ábrák a 10 s tartamú kezdeti stacioner üzemállapotot is tartal­ mazzák, míg az eseménytábláran a törés fellépéséhez rendeltük a 0 s-ot, így az ábrákkal való egybevetésnél a 10 s eltolódást fi gyelembe kell venni. Az üzemzavar analízisét a következő feltételezésekkel végeztük el: - a törés méret egyenértékű egy 135 mm átmérőjű cső törésével, ami a primer hűtőközeg 7,4%-os folyásának felel meg; - a törés helye a hűtőhurok hideg ágának a reaktortartályhoz közel eső pontja (V8 térfogat) a cső tengelysíkjában, hori­ zontális irányítással; - a gőzfejlesztők biztonsági szelepei és a 2 atmoszferikus ledo bó szelep (BRU-A) üzeme biztosítja a szekunder kori nyomás korlátozását (ha szükséges); a BRU-K szelepeket a biztonsági filozófiának megfelelően fi gyeimen kívül hagyjuk; - a passzív vészhűtőrendszerből 3 hidroakkumulátor működésével (2 a gyűrűkamrába, 1 a felső keverótérbe táplál), míg az ak­ tívakból 2 nagynyomású ZÜHR szivattyú működésével számolunk, de csak egyet veszünk figyelembe, feltételezzük, hogy a második a törésre dolgozik. 3.1 táblázat

Nyomás

(MPa)

0.1

7.4

7.5

11.0

13.0

13.ül

Áramlás

(m /ó)

3

115

110

117

80

30

0

(kg/e)

31,94

27,78

32,50

22,22

8,33

0

- 15 -

4.1

Az üzemzavari folyamat eseményei

Az üzemzavari tranziens főbb eseményei ill. a paramétereknél fellépő minőségi változások időpontjai a következők: 0 s

a törés nyílni kezd

0.02 s

2 az 0 135 mm-nek megfelelő keresztmetszet (A=0,01431 m ) kinyílt

0.4 s

VAP20 < 11,5 MPa, a reaktor leállítása megkezdődik

1.5 s

a kiömlés maximális, JW34= 1188 kg/s

3.0 s

VAX11 > 0, a nyomástartóból kiáramló hűtőközeg miatt a melegág telítési állapotba került

4.5 s

VAX12 > 0, a 2. hurok meleg kollektora kigőzölgése meg­ kezdődik

8.2 s

VAP20 < 9,2 MPa, az FKSZ-ek kifutása megkezdődik

9.1 s

ML31 < 2,7 m, "kis folyás" jel

10.0 s

turbina gyorszárók és tápvíz szelepek zárása megkezdődik

10.4 s

a turbina gyorszárok lezártak

14.0 s

tápvíz szelepek lezártak

16.6 s

a nyomástartó leürült

22.0 s

a többi meleg kollektor kigőzölgése is megkezdődik VAX2 > 0, VAX22 > 0

22.6 s

VAP20 < 5,9 MPa, a HA a felső keverőtérbe megkezdi a befecskendezést

23.0 s

únabb térfogatok telítésen, VAX21 > 0, VAX16 > 0

-

23.8

s

VAP34 < 5 , 9

24.0

s

VAX1 > 0

25.0

s

vaxl7

MPa,

16

-

a további

2 HA m e g k e z d i

n.-lködését

> 0

28.0 s

JW36 = 368 kg/s maximális befecskendezés

30.0 s

JW37= 682 kg/s maximális befecskendezés

31.0 s

a többi hideg kollektorba is eljut a kétfázisú hűtő közeg, VÄX6 > 0, VAX26 > 0

35.0 s

VAP39 = 5,23 MPa, a szekunder köri nyomás maximuma, a BRU-A nem lép üzembe

36.0

s

37.2 s

VAX7 > 0, VAX27 > 0

VAP20 = VAP39 =5,23 MPa < VbP9,

a GF-ben a hőáram

iránya megfordul, a primerkör nyomásesése lelassul 37.4 s

a nagynyomású ZUHR üzembe lép, JW49 = 29,0 kg/s

41.0 s

a hűtőközeg hőmérséklet minimuma a zónában, VAT10 = 254,1 °C (telítés: 266,4 °C)

52.0 s

a burkolat-hőmérsékletek minimuma: SR11= 257,7

C,

SR12 = 256,6°C, telítés: 264,7 °C 75.0 s

a zónában gőzfejlődés indul, VAX10 > 0, a primer nyomás nő, HA-k lezárnak, a zóna belépő forgalom megfordul

76.0 s

az összevont hurkokban az áramlás megfordul, VAX27 = 0

90.0 s

VAP20 = 4,91 MPa, ismét csökkenni kezd

100.0 s

JW36 > 0, HA ismét befecskendez

106.0 s

JW37 > 0, a gyűrűkamrába is van befecskendezés

107.0 s

burkolathőmérséklet első csúcsai: SR11 = 348 °C, SR12 = 328 °C

119 s

SR11 = 354 °C, újabb maximum

139 s

VAX35 > 0, az alsó keverőtér is telített

160 s

újabb burkolathőmérsékleti csúcsok: SR11 = 410 °C, SR12 «= 35G °C

- 17 -

162 s

a HA

befecskendezés fokozódik, í» primer nyomás "el­

szakad" a szekundertői, zuhanni kezd 188 s

alsó keverótér újra aláhűtött

192 s

HA befecskendezés maximuma: JW36 = 622 kg/s, JW37 = 1121 kg/s

193 s

burkolathőmérsékletek

(238°C) újra a telítés (220 °C)

közelében 239 s

a zóna is aláhűtött, VAX10 = 0, VAT10 = 213°C

242 s

a nyomástartó feltöltődése elkezdődik

243 s

az első hidroakkumulátor leürült, lezár, JW36 = 0

244 s

felső keverőtér hőmérséklet minimuma: VAT20 = 197 °C

249 s

a többi hidroakkumulátor is lezár, JW37 = 0

256 s

a zóna és az alsó keverőtér hőmérséklet-minimuma: VAT10 = 206 °C, VAT35 = 183 °C

268 s

primer nyomás minimuma: VAP20= 2,00 MPa, zóna újra kétfázisú

270 s

VAX20 > 0, a felső keverőtér telítésen

274 s

SR11 es SR12 újra nőni kezd

412 s

kiömlés csökken

415 s

nyomástartó szint megáll: ML31= 0,76 m

422 s

primer nyomás maximuma: VAP20= 2,59 MPa tört hurok gőzfejlesztője kiszárad: VAX4 = VAX5= 1.0

424 s

JW34 < 50 kg/s, kiömlés egyfázisú gőz (nagy térfogat veszteség), JW49 = 3 0 , 6 kg/s

426 s

SR11 = 300°C, SR12 = 274°C, maximum, gyorsan újraned­ vesednek

428 s

SR11 = 228 °C

429 s

SR12 = 228 °C

- 15 -

430 s

VAX34 > 0, gyűrűkamra is telített állapotban, a szint csökkenni kezd, hideg vízzár teljesen üres: VAXb=VAX7 =1.0 kvázistacioner állapot kezdődik, a nyomás VAP20= 2,55 MPa-ról egyenletesen csökken, hőmérsékletek a telítési vonalat követik, a tört hurok hideg ágában egyenletes gőzáramlás van a törés felé

452 s

a nyomástartó ismét üres és úgy is marad

470 s

JW34 < 40 kg/s, tovább csökken

604 s

JW34 = JW49 = 31,0 kg/s, a hűtőközeg veszteséget pótol­ ja a nagynyomású ZÜHR. Ezután JW34 < JW49, a rendszer lassú visszatöltése megkezdődik

920 s

a gyűrűkamra feltelik a zóna alján fellépő negatív áram­ lás miatt, a kiömlés JW34 = 20,6 kg/s < JW49 = 31,3 kg/s

922 s

a kiömlés kétfázisúvá válik, nőni kezd a mennyiség, csökkenni a térfogat veszteség, a primer nyomás csök­ kenése megáll, VAP20 = 1,2 4 MPa

930 s

burkolat hőmérsékletek lassan nőni kezdenek, mert a zónaszint csökken

952 s

a primer nyomás határozottan nő, a kiömlés is fokozódik JW34 > 100 kg/s

974 s

SR12= 224 °C maximum (telítés 195 °C)

990 s

ML20 = 0, néhány s-ra kiürült a felső keverőtér, a szint ezután növekszik

1022 s

SR11 = 226 °C, maximum (telítés 206 °C)

1026 s

VAP20 =1,89 MPa, maximális érték

1032 s

burkolatok újra a telítési hőmérséklet közelében

1050 s

a nyomástartós hurok hidegági vízzára teljesen üree, gőzáram indul a gyűrűkamrán át a töréshez (VAX 16 = VAX17 = 1,0), kiömlés újra egyfázisú JW34 < 50 kg/s újabb kvázistacioner szakasz kezdődik

1102 s

a kiömlés lecsökkent a vészhűtés alá: JW34 JW49 = 31,1 kg/s

< 30 kg/s,

- 19 -

1160 s

a tört hurok átveszi korábbi szerepét, a másik hurokkal együtt a törést gőzzel táplálja (VAX6= VAX7= 1.0)

1267 s

JW34 <: 20 kg/s, JW49 = 31,3 kg/s

1282 s

SR12 = 186°C, (telítés 185 °C) el kezd lassan nőni

1501 s

a primer nyomás átmenetileg nőni kezd (VAP20= 0,86 MPa) majd stagnál

1566 s

SR12 = 338°C, maximum

1646 s

a primer nyomás ismét növekszik

1679 s

SR12 = 178 °C (telítés 176 °C), a primer nyomás megáll (VAP20 = 0,91 MPa) majd lassan csökken

1814 s

JW34 < 15,0 kg/s

2028 s

a stabil folyamat vége, a kiömlés ismét nőni kezd, két­ fázisúvá válik, a gyűrűkamra feltelik, hasonló tranzi­ ens kezdődik, mint a 920 s-nál

2040 s

4.2

a számítás vége.

Ábrák

Az analízis eredményeit a 4.1-4.20 ábrákon is bemutatjuk. A tranzi­ ens folyamatról jó áttekintést nyújt a primer és szekunder kör nyo­ másának változása. Ezt látjuk a 4.1 és 4.2 ábrákon 0-500, ill. 0-2050 s időtartományban. Az előbbin jól látható a szekunder kör hatása a primer nyomásra (40-180 s tartományban) illetve a hidroakkumulátorok lezárása (250 s környékén), a második ábrán pedig a kétfázisú kiömlési szakaszban az átmeneti nyomás-növekedés. A 4.3 és 4.4 ábrák a törésen elfolyó hűtőközeg mennyiségét (.TW34) , illet­ ve entalpiáját (JH34) mutatják, szemléletesen jelentkezik a kvázistacioner időszakokban az egyfázisú gőzállapotú közeg sima szakasza. A passiív hűtőrendszer üzemét mutatják a 4.5 és 5.6 ábrák, a hidroakkumulátorokból betáplált hűtőközeget a JW36 és JW37 görbék, a víz­ szint csökkenését a csaknem teljesen egybeeső ML36 és ML37 görbék jelentik.

- 20 -

A hűtőközeg keverékszintjének változását a felső keveLótérben U-ü /AS) a 4.7 ábrán, az aktív zónában a 4.8 ábrán láthatjuk. A nyomáshoz tartozó telítési hőmérséklet (TS10) görbéiére "ráülnek" a burko­ lati hőmérséklet görbék (4.9 ábra). A szintváltozásokhoz igazodva jelennek meg a túlnevülési szakaszok, ezek azonban semmi veszélyt nem jelentenek az üzemanyagrudakra, maximálisan kb. 150 -kai halaci ják csak meg a telítési értéket. A felső (VAT20) és alsó (VAT35) keverőtér hőmérsékletek a 4.10 ábra szerint szintén követik a te lítési görbét, kivétel csak az első kb. 300 s szakasz, amelynek vége felé a passzív vészhűtés következtében jelentős aiáhűtést mu tat az ábra. A nyomástartó szintváltozását a 4.11 ábrán látjuk. A 4.12 ábra a JW1 és JW11 melegági hurokforgalmat mutatja a tranziens 1000 s i g . A melegági vízzsák szintjeit a 4.13 és 4.14 ábrák mutatják. Az ML2, ML12 és ML22 a kollektorban, az MLl, MLll és ML21 a meleg CSOHK felőli ágban lévő keverékszinteket jelentik. A hidegági vízzsákokra a 4.15-4.18 ábrák vonatkoznak. A 4.15 ábrán látjuk, hogy a hideg kollektorokban a folyamat jelentős szakaszán igen kevés hűtőközeg található, csak az összevont hurokban (ML26) van tartósabb keverékszint. A 4.16 ábra szerint a tört hurok hideg vízzsákja 430-938 s között és 1162 s-tól nyitva van, míg az össze­ vont hurokban - a nagynyomású ZUHR befecskendezése hatására - a vízzsák szivattyú felőli ágában a keverészint (ML27) magasan áll, a kvázistacioner időszakok jelentős részén aláhűtött hűtőközeggel van tele. A 4.17 ábrát, ahol az ML7 és ML17 keverékszintek láthatók, érdemes egybevetni a 4.18 ábrával, ahol a kétfázisú szintekhez tar­ tozó folyadéktömeg (WM7 és WM17) van feltüntetve. Ez igazolja a 4.16 ábrával kapcsolatban a tört hurokágról elmondottakat, azaz, hogy a gőzfejlesztő primer oldalán termelt gőznek a töréshez vezető útja az említett időszakaszokban akadálymentes. A V17 térfogat le­ ürül ugyan az 1048. s-ban, de 1812 s-nál újra felszökik a keverék­ szint. Ez azonban csak látszólagos szint, mert a valóságban igen kis folyadéktartalmú nedves gőz stagnál a térfogatban, ezt a 4.]8 ábra WM17 görbéje igazolja. Ugyanilyen virtuális szint van a V2 térfogatban is (4.13 ábra ML2 görbéje), mivel igen magas gőzfar-

- 21 -

fieum-NOM 7.ЧХ SftlOCR IN VVEn-ЧЧО ВЕ1ЙШ/106 0g/23/78 11/17/88

1*0.00

zbo.oo íio.oo ПНЕ S

«88.11.17

jSöTi

4 . 1 ábra

AElflP4-H008 7.47. SBLOCP IN VVEB-ЧЧО ВЕ1.ЯРЧ/106 02/23/78 11/18/88

И. »О

ft.M

I

Т1ИЕ

4 . 2 ábra

5

«88.II.18

«UP

йо.м

ita.

22 -

ПЕЛЙРЧ-ИП06 7.4Z SBl ОСИ IN VVEfl-ЧЧО ВЕШРЧ/ЮБ ог/гз/78 i1/18/ee

-68.11.16

4. J ábra

8 g

ПЕ1ЙРЧ-НО06 7.ЧХ S8L0CA IN VVER-ЧЧО BELRP4/I06 0 ? / 2 3 / 7 8 1 1 / 1 8 / 8 8

»86.11.18

S

ULJILJL

О

*•--.

Ti

t

m О

JH34

4

Sí

"N

г 8 TJTÖÖ

и JO.OO

Л.00

M.W

il.00 IM.00 TINE S

4 . 4 ábra

120.00. «10'

11(0.00

I M . 00

110.00

íbo.OO

ít 0.00

-

23 -

RELRF4-N006 7.1X SBtOCfl IN WER-HHO BELHW/ioe ог/гэ/fe ii/ie/sa

•ee.n.ia

SM.M

4.5

ВЕ1ЙРЧ-И006

8

S

Mo.o* чт.ш

ábra

7.41 5В10СЙ IM VVER-ЧЧО

•вв. 11.10

тигц/юе ог/гз/тв ii/ie/вв .......

—

1

>

• . « . М М М . . . ,

ÍML36 ML 3 7

^V--

....

L

V •

\ —

•# • •*.M

«1.00

•k.M

i П.М

1 и.и

4.6

г

V iU.OO

TI

ábra

I M.M

f M.M

IIM.M % M.M

4

24

о о

RELPP4-MOD6

VVER-440

7.4/.

11/18/88

С

Ь. ос

40.00

80-00

TIME

S 4.7

REI_flP4-M0D6

о о СП

О >

И

120.00 .

160.00

200.00

«10*

ábra

VVEK-440

7.4/. 1 1/18/88 lifWWIl'W'WQyiut

ОП1ГРГ

о о •
UJ,

=§

;MLIO

I

•4—•*—Bi^i ^.00 40.00

-»-

i-

120.00

80-00

TIME

S 4 . 8 ábra

*10'

-I-

160.00

>00.ÜÜ

25 -

RELRP4-M006 7.4Z SBLOCB IN VVER-ЧЧП RELRP4/I06 02/23/78 11/18/88

20.00

40.00

БО.ОО

ВО.00 100.03 TIME S

4.9

•88.11.18

12П.00 »10'

140.00

160.00

110.00

200.00

220.00

ábra

RELÍ1P4-M006 1.ЧУ. SBLOCfl IN VVER-4'IO RELRP4/I06 0 2 / 2 3 / 7 8 1 1 / 1 8 / 8 8

no.no ioo.no TIME S

4.J.O á b r a

•88.11.18

t го. oe «10 1

140.00

160.00

220.00

26

RELRPH-Í.0D6 7.4Z SBLOCfl IN W E R ЧЧО RELAP4/I06 02/23/78 11/17/88

0

8

•88.11.17

4.11 ábra о о

RELAP4-M0D6

0.00

VVER-440

20-00 40-00 TIME S

60.00

4.12 á b r a

,

«10*

7.4X 11/18/88

80.00

100.00

-

27 -

R61PP4-M006 7.ЧХ SBLOCfl • i VVER-ЧЧО RELRP4/I36 02/23/78 U / K . 9 8

•88.II.18

и

no. и

rw.a»

fa.m

4 . 1 3 ábra

0

В

RELRP4-M0C6 7.42 SBLOCR IN VVER-ЧЧО RELRP4/I06 02/23/76 11/18/88

»88.11.18

ML11

4.14 ábra

-

8

28 -

RELRP4-H0D6 7.ЧХ SBLOCH IN VVER-ЧЧО RELBP4/106 0 2 / 2 3 / 7 8 l l / l b ' P O

1.00

«88.11.18

M.OO

4 . 1 5 ábra

RELPP4-M0D6

^.00

40.00

TIME

VVER-440

120-00 ,

80-00

S 4.16 ábra

«10*

7.4/. 11/18/88

160.00

200.00

- 29 -

RELRP4-M0D6

^•00

40.00

VVER-440

80-00

TIME

120.00

S

7.4*/. 11/18/88

160.00

200.00

*10'

4.17 ábra

RELRP4-M0D6

VVER-440

7.4X

11/18/88

J^.OO

40.00

80.00

TIME

120.00 .

S

4.18 ábra

*10'

160-00

200.00

- зо

nELRP4-H006 7.47. SBLOCR IN VVER-ЧЧО RELRP4/I06 02/23/78 11/18/88

20.00

40.00

00.00

.00

100.00

TIME

S

•88.11.18

I JO. 00

10. И

«10*

4 . 1 9 ábra

RELRP4-M006 7.47. S8L0CR IN VVER-ЧЧО RELRP4/I0S 0 2 / 3 3 / 7 8 1 1 / 1 8 / 8 8

4 . 2 0 ábra

•88.11.18

IH.DO

1Ю.О0

- 31 -

talmú keverék van a térfogatban és a vízzsák másik ága üres (ML1), tehát ez esetben sem beszélhetünk vízzárról, összegezve: a tran­ ziens folyamatot vízzár hatások lényegesen nem befolyásolják, stabil vízzár csak a V26-V27 térfogatokban található. Végül az összes kiömlött mennyiséget (LM0), illetve a törésen tá­ vozó energiát (LE0), illetve a maradványhőt (АЕ0) a 4.19 és 4.20 ábrákon látjuk. Visszatérve a 4.13-4.18 ábrákra, a bemutatott szintek is igazolják a kettőnél több - esetünkben három - hűtőhurokkal

való modellezés

jogosultságát.

5. ÖSSZEHASONLÍTÓ ELEMZÉSEK 5.1

90 s késleltetésű nyitás

Az első összehasonlításra szánt változatban feltételezésünk szerint az operátor a "kis folyás" jel megjelenését (9,1 s) követően 90 s késleltetéssel nyitja a nyomástartó hidegági összekötő vezetékét. A tranziens folyamatban az első eltérést a 170-220 s közötti sza­ kaszban észlelhetjük. Az 5.1 ábra szerint a felső keverőtér szint­ változásában (ML20) nincs különbség a két számítás között. A zóna keverékszintjét (ML1C) bemutató 5.2 ábra szerint azonban a zóna a korábbi 170 s helyett csak а 220 s-nál telik fel újra, mivel a hidroakkumulátorok betáplálása mérsékeltebb, a maximum időpontja 202 s-ról 228 s-ra tolódik. Ennek hatására a burkolat hőmérséklet növe­ kedése is csak később szakad meg, így az első maximális hőmérsék­ C

letek korábbi SR11= 410 C ill. SR12= 356°C értékeit mintegy 170 ill. 140°C-kal haladják meg (5.3 és 5.4 ábrák). A nyomáslefutás görbéje (5.5 ábra) azt mutatja, hogy az első nyomás­ növekedési szakasz ugyanúgy jelentkezik az összenyitás után, csak kissé alacsonyabb értékkel, míg a második (920 s után) teljesen el­ marad, mivel a kiömlés megmarad egyfázisú gőz állapotban, így a hűtőközeg térfogat áramában nem áll be változás. Ezzel magyarázható,

-

RELflP4-H006 *

VVER-ЧЧО

H

32

7.4Z SBLOCfl HUI. « 8 8 . 1 1 . 1 8 . H

5 . 1 ábra

8

RELRP4-H006 •

VVER-ЧЧО H

7.ЧХ SBLOCfi HUI. « 8 8 . 1 1 . 1 8 . H

5 . 2 ábra

-

RELOP4-H006 •

100.00

VVEP.-440 h

33 -

7.4Z SBLOCfl MUL. » 5 8 . 1 1 . 1 8 . H

I»

5 . 3 ábra

RELflP4-H0D6

VVEfl-ЧЧО

H

7.HZ SBLOCft MUL. » 8 8 . 1 1 . 1 8 . H

5 . 4 ábra

-

• -

ftSLRFt-ИОМ -

VVER-HO

34 -

7 . M S8LCC8 HUL. »88.11.18. И И

TIHÍ

Í |M.M Э »10*

|U.W

IM. И

IM.M

m.n

m.n

5.5 ábra

WCR-MO

1.4% SBLOCft HUL. в М . И . Ы .

и

w.M

и.и

и

и.и fw.it in.M m,n Tine l но* 5 . 6 «bra

m.i

-

„ в

flELAP4-M006 •

VVEfi-ЧЧО H

35 -

7.4Z SBLOCfl HUI. « 8 8 . 1 1 . 1 8 . H

5.7 ábra

-

REIRP4 M006

n

8

VVER-ЧЧО

•

36

-

7. ЧУ. S B L C I R MUL

и

«68.11

19.

и

ÍM1.-2 i g

ö s s z é n y i t á s s a l| í^^^-^(l(V--vYv4^-^™-

r

1 A W

,,j

l

8

I !

i !

8

. _ ЧыйГ

Jb.OO

40.00

BO.00

SO 00

IOD. 00

TIME

120.00

S

llia.00

110.00

T»0~00

200.00

ISO .00

•0.00

200.00

220.00

«10'

5.8 á b r a

RELPP4-M006 •

"Voe

гЬ.оо

«b.oo

VVER-ЧЧО

»b.oo

H

7.Ч7. SBLOCR MMI . » Ö Ü . 1 1 . I 8 . H

BO. 00

100.00

TIME

S

5.9 á b r a

120.00,

-10'

140.00

I

- 37 -

hogy az SR12 burkolathőmérsékletnél az 1280 s-nal kezdődő igen mérsékelt növekedést sem tapasztaljuk az 5.6 ábrán. Ebben az időszakban a felső keverőtér szintváltozásánál (5.7 ábra) is el­ marad az átmeneti teljes leürülés, э szint a melegági csonkok ma­ gasságában stagnál. Az 5.8 és 5.9 ábrák a V2 térfogatban lévő látszólagos keverékszintet illusztrálják. A folyadéktömeg (WM2) görbéje jelzi, hogy 400 s után gyakorlatilag nincs folyadék a tér­ fogatban.

5.2

összenyitás 910 s-nál

A következő számítási változatban azt tételeztük fel, hogy az öszszenyitásra az üzemzavari jel után csak 15 perccel később kerül sor, az alapeset ismeretében ez közvetlenül a kvázistacioner idő­ szakasz vége (920 s) előtti időpont. A számítási eredmények azt mutatták, hogy az összenyitás hatására a folyamatban várt tranziens, a tört hurok hidegági vízzárának át­ meneti kialakulása, a kétfázisú kiömlés megjelenése, a nyomásnöve­ kedés elmarad, és a számítás végéig (1800 s) nem is jelentkezik.

5.3

Ellenállástényező megváltoztatása

Az előző restart számítást megismételtük a permetező hűtő vezeték ellenállástényezőjének megnövelésével, azaz a J50-ben megadott koncentrált ellenállástényezőhöz 18-at hozzáadtunk. A vezeték, a beépített szerelvények és a permetező nyílások áramlási ellenállá­ sára ugyanis nem sikerült adatot szerezni, ezért csak becslésre szorítkozhattunk. Ez indokolja két különböző érték használatát. Az 5.10-5.15 ábrák szolgálnak a számítási eredmények összehasonlí­ tására a 800-2000 s időtartományban. Az 5.10 ábrán a rendszer nyo­ másában az összenyitás hatását látjuk. A tranziens nyomásnövekedés most mintegy 700 s eltolódással jelentkezik. Az üres nyomástartón

- 38 -

RELHP4-H006 •

I

!

П.00

90.00

(

VVEB-ЧЧО

7.ЧХ К

H

t

(

SBLOCR

MUL.

«SB.11.23.

j

inyitás néilkül ;

100.00

IID.00

IJO.OO

TlO.OO TIME

bsszehyitással

140.00 lSO.00 S »lP

00

180.OJ

190.00

200.Ü0

«0.00

150,00

200 OJ

f

5.10 ábra

PFLRP4-M006 «

-

VVER-ЧЧО H

7.Ч /. H

SOLOCfl MUL..

«dH

5.11 ábra

1 1 ,23.

- 39 -

RELHP4-K0D6 •

VVER-ЧЧО

H

7.4Z SBLOCfi HUL. »88.11.23. H

5.12 ábra

8 o

RELAP4-MOD6 >

VVEfl-ЧЧО H

7.ЧХ SBLOCfl MUL. » 8 8 . 1 1 . 2 3 . H

5.13 ábra

-

HELRP4-H006 i

Чо755

alj.оа

ibo.oo

VVEfl-ЧЧО

мо.оо

Н

40

7.их SBLOCfl HUL. »88 ti г з . Н

íltcjTöö

по.оо T1HE

ЛО.ОО iíöTöii S »10

íio.oo

110.00

i ID. OO

HO.OO

JOO.I

f

5.14 ábra

8 2

1)0.1)0

ПЕ1.ЙРЧ-М006 •

PD.BB

I0O.00

VVFA-ЧЧО H

) 10.00

7.Ц/. SBLOCft MUL. » 6 8 . 1 1 . 2 3 . H

WO. DO

uo.oo TIME

ТСоГоо itö.oo S »10

5.15 ábra

40,00

200 00

-

8

t —

ПЕШРЧ-ИОСб

•*

VVEft-ЧЧО

41

7.4Z S8L0CR HUt. Н

-

•88.11.23.

Н

«9.00

I » 00 TIME

IM.00 I»0.00 S »KT

5 . 1 6 ábra

IM.

110.00

- 42 -

keresztül a hűtőközeg áramot az 5.11 ábca

JW51 görbéje mutatja.

A kezdeti nyitási tranziens elhanyagolható nagyságú- hamarosan sta bilizálódik a 0.3 kg/s nagyságrendű gőzáram a hideg hurokág felé. 1550 s-nál a rendszernyomás növekedni kezd, ez átmeneti tranziens­ ben jelentkezik a JW51 áramlásnál is. 1616 s-nál a törésen a kiömlés kétfázisúvá válik, a nyomásingadozás, majd az erőteljes nyomás­ növekedés az összekötő ver.stéken is jelentős tranzienst vált ki. Az áramlás 1720 s után nyugszik meg és áll be az előbbinél valami­ vel kisebb értékre. A felső keverőtér szintváltozásánál az 5.12 ábra szerint a 700 s időbeli eltolódáson kívül az újabb kvázistacioner folyamat kezdetén is van különbség. Az összenyitással az ML20 sokkal hamarabb éri el a melegági csonkok szintjét. Ugyanezt látiuk a V20-ban lévő folya­ déktömeg (WM20) görbéin i? (5.13 ábra). A ?ónatérfogatban a keverék­ szint "tüskéi" jóval nagyobbak a nyitás nélküli esetben (5.14 ábra), a folyadék hányadban (5.15 ábra) pedig jelentős különbséget látunk. Az 1250 s után lecsökkent hűtőközeg tömeg (WM10 < 1000 kg) feltehe­ tően közrejátszik az SR12 burkolathőmérsák]сtek lassú növekedésében (5.16 ábra). Az összenyitást követően a hűtőközeg folyadék fázisa 4000 kg körül ingadozik, az 16 20 s-nál kezdődő tranziens után pedig hamar visszanyeri korábbi értékét. Ez arra utal, hogy a nyomástartó hidegági vezetékének kinyitását követően a hűtőközeg ossztönegének (mass invertory) eloszlása a rendszerben módosul, a zónára nézve kedvezőbb, Az 5.16 ábra szerint az SIU2 a telítési értéken marad.

6. ÉRTÉKELÉS Az elvégzett számítások a kis folyásos üzemzavari folyamatban, a hidroakkumulátorok leürüiése után, két jellegzetes tranziens visel­ kedési típus megfigyelésére adnak lehetőséget: - Kvázistacioner időszak a paraméterek lassú változásával, amelyben meghatározó szerepe a törésen kiáramló kis mennyiségű (10-30 kg/s nagyságrendű), de nagy térfogatú egyfázisú gőznek van. Ezt a

- 43 -

gőzt elsődlegesen a tört hűtőhurok gőzfejlesztőjében enyhén túl­ hevült gőz táplálja a teljesen kiürült hidegági vízzsákon keresz­ tül, de a nyomástartóhoz tartozó hűtőhurok is szolgáltathat gőzt a gyűrűkamrán keresztül; • Dinamikus, de viszonylag rövid időszak, a primer rendszer nyomá­ sának növekedésével, amelynek során a gyűrűkamra szintjének meg­ növekedése, a törésen gőz-víz keverék kiáramlása, a hidegági vízzárak átmeneti kialakulása észlelhető. hz aktív zónában fűtőelemrudak tartós les7.áradása nem várható, a törésen távozó góz állapotú hűtőközeg mennyiségét 1 nagynyomású ZÜHR betáplálása kompenzálja. Ennek ellenére a burkolati hőmérsék­ letek lassú, a biztonság szempontjából elhanyagolható mértékű meg­ növekedése azonban felléphet. A meleg és hideg hűtőhurokághoz egyaránt csatlakoztatott nyomás­ tartó edényen keresztül a zóna felett keletkező gőznek a hideg ág­ ba való vezetése a folyamatot érdemileg nem befolyásolja,

mivel

ez az áramlás az 1 kg/s értéket sem éri el. Az összenyitás hatására a két, előzőekben említett tranziens visel­ kedési típus időbeli váltakozási ciklusa természetesen megváltozik. (Ciklus idő megnő.) Ez nagy valószínűséggel a hűtőközeg rendszer­ beli tömegeloszlásának kedvezőbb alakulására vezethető vissza. Az észlelt változás a reaktor biztonsága szempontjából döntő burkolat­ hőmérsékletek alakulására csak csekély hatással van.

- 44 -

7. IRODALOM

[1]

Reaktorberendezés. A primerköri hűtőközeg petraméterei változásának meghatározása a 170 NÁ alatti csővezetékek törése miatti üzemzavar során. Gidropressz, U-213-TR1709. 1982.

[2]

Reaktorberendezés. A hurkok meleg- és hidegágát össze­ kötő csővezeték termohidraulikai számítása. Gidropressz, U-213-TR-1725. 1987.

[3]

Reaktorberendezés. Az átkötés hatásának termohidraulikai számítása névleges üzemeltetés mellett. Gidropressz, U-213-TR-1726. 1987.

[4]

Tóth I., Maróti 1., Perneczky L., Szabados L.: A víz­ zárak szerepének elemzése a Paksi Atomerőműben kisfolyásos üzemzavar esetén, a zóna biztonsága szempont­ jából. KFKI kutatási jelentés, 1987.

[5]

Az egyes technológiai rendszerek működését jellemző in­ formációk összefoglalása. ERŐTERV I. Iroda - NTO, 107008. Budapest, 1984. december.

(6]

A nukleáris biztonság vizsgálati módszerei és eszközei. OKKFT A/11 program 1981-1985. Szerk.: Szabados László. Budapest, 1987.

(7)

Ézsöl Gy., Perneczky L., Szabados L.: A gőzfejlesztő kollektor törést követő folyamatok elemzése. Erőművi analízis PMK-NVH kísérleti adatok alapján a RELAP4/MOD6 kóddal. KFKI-1988-47/G.

[8]

Perneczky L., Tóth I.: Baleseti helyzetek előrebecslését szolgáló számítások. A térfogatkompenzátor biztonsági szelepének fennakadását követő folyamatok számítógépes analízise. KFKI-1986-85/G.

[9]

Perneczky L., Szabados L., Tóth I.: Baleseti helyzetek előrebecslését szolgáló számítások. Tápvízkiesést kö­ vető üzemzavar elemzése. KFKI-1987-72/G.

[10]

Perneczky L., Ézsöl Gy., Szabados L.: A gőzfejlesztő kollektor törést követő folyamatok elemzése. Számító­ gépes analízis a RELAP4/mod6 kóddal a Paksi Atomerőmű WER-440-es blokkjaira. KFKI kutatási jelentés, 1988.

[11]

Reaktorberendezés. Primerköri paraméterek számítása a nyomáskiegyenlítő egyik biztonsági szelepének be-nem­ zárásakor. GKAE OKB-Gidropressz. 1982. U-213-TR-1706.

[12]

Perneczky L., Szabados L., Tóth I.: Különböző kisfolyásoa üzemzavari állapotok vizsgálata. A 7,4%-os törés. KFKI-1984-15.

T h e issues of the KFKI preprint/report series a r e classified a s follows: A. В C. D. E. F. G. H. I. J. K. L. M. N.

Particle and Nuclear Physics General Relativity and Gravitation Cosmic Rays and Space Research Fusion and Plasma Physics Solid State Physics Semiconductor and Bubble Memory Physics and Technology Nuclear Reactor Physics and Technology Laboratory, Biomedical and Nuclear Reactor Electronics Mechanical, Precision Mechanical and Nuclear Engineering Analytical and Physical Chemistry Health Physics Vibration Analysis, CAD, CAM Hardware and Software Development, Computer Applications, Programming Computer Design, CAMAC, Computer Controlled Measurements

ihe complete series or Issues discussing one or more of the subjects can be ordered; Institutions are kindly requested to contact the KFKI Library, individuals the authors

Title and classification of the issues published this year: КFK1-1989-01/D G Kocsis et al A possible method for ion temperature measurement by ion sen sitivé probes KFKI-1989-02/G L Perneczky et al Using the pressurizer spray line in ordet to minimize loop seal effects (in Hungarian)

Kiadja a Központi Fizikai Kutató intézet Felelős kiadó: Qylmesl Zoltán Szakmai lektor: Ézsol György Példányszám: 86 Törzuzám: 89 33 Kénült a KFKI aokazoros/tó üzemében Felelős vezető: Gonda Péter Budapest, 1989. Január hó