VĚDECKOVÝZKUMNÉ A OSVOJOVACÍ PRÁCE PRO JADERNÉ ELEKTRÁRNY S LEHK0V0DNÍMI REAKTORY

INlS-mř—8930

Závod Energetické strojírenství k. p. ŠKODA Plzeň Koordinační pracoviště ÚSP - LVR Vedoucí pracoviště VTR Zařízení jaderných elektráren Pobočka ČSVTS - ZES k. p. ŠKODA Plzeň

VĚDECKOVÝZKUMNÉ A OSVOJOVACÍ PRÁCE PRO JADERNÉ ELEKTRÁRNY S LEHK0V0DNÍMI REAKTORY 3. díl Sborník referátů pro konferenci konanou 1.-4. 12. 1981 v Karlových Varech ve spolupráci s ČSKAE a pod záštitou ČSAV

Ústřední informační středisko pro jaderný program Praha 5 - Zbraslav

Závod Energetické strojírenství k. p. ŠKODA Plzeň Koordinační pracoviště ÚSP - LVR Vedoucí pracoviště VTR Zařízení jaderných elektráren Pobočka ČSVTS - ZES k. p. ŠKODA Plzeň

VĚDECKOVÝZKUMNÉ A 0SV0J0VACÍ PRÁCE PRO JADERNÉ ELEKTRÁRNY S LEHKOVODNÍMI REAKTORY 3.

díl

Sborník referátů pro konferenci konanou 1.-4. 12. 1981 v Karlových Varech ve spolupráci s ČSKAE a pod záštitou ČSAV

Ústřední informační středisko pro jaderný program Praha 5 - Zbraslav

\

VĚDECKOVÝZKUMNÉ A OSVOJOVACÍ PRÁCE PRO JADERNÉ ELEKTRÁRNY S LEHKOVODNÍMI REAKTORY /3. díl/ Sborník referátů pro konferenci konanou 1. - 4. 12. 1981 v Karlových Varech Vydal ZES k.p. ŠKODA Plzeň v Ústředním informačním středisku pro jaderný program Praha 5 - Zbraslav. Zpracovatelský kolektiv: Ing. Alexandr Doležal, Ing. Václav Vyskočil, Ing. Václav Chlumský, Irena Vostřáková Vedoucí vydavatelského úseku ÚISJP ing. Oldřich Suchánek Účelová publikace bez jazykové úpravy Náklad 350 výtisků 019 52 57-814/81

Obsah Sborník je rozdělen do 4 dílů podle tématických skupin: 1* díl

1*1* Projekty a konstrukce 1*2. Metalurgie a technologie

2. díl

1*3* Materiály a koroze 1*4* Pevnost a diagnostika celistvosti, spolehlivost

3o díl

2.1• Fyzike 2.2, Proudění a tepelná technika

4* díl

2.3* Aplikovaná mechanika 2*4* Řízení, diagnostika funkce, bezpečnost

Obsah 3» dílu: 1. Analýzy situací vyvolaných změnami reaktivity reaktoru Tinka I. ••••• 7 2» Využití měření v aktivních zónách reaktoru W E R ke zpřesnění zatížení palivových proutků Lelek V», Marková L., Špalek Jo •••••17 3« Experimentální práce pro reaktory W E R Černý K«, Bouček í1., Hogel J,, Mařík P.

25

4« Systémy programů pro fyzikální výpočty aktivních zón Vyskočil V., Vacek J., Vlachovaký K., Lehmann M., Krýsl V*, Jurečka J» •••••30 5. Výpočty stínění a šíření aktivit Valenta V*» Hep J», Fritz Z., Zbytovský Ao

<>•••• 42

6* Vývoj programového systému TICMOS pro výpečty WER-1000 Vacek J», Vyskočil V«, Zbytovský A*, Lehmann M*

•••••53

7* Výpočty dlouhodobé kinetiky paliva jako podklady pro studium provozních stavů reaktoru WER-440 Jurečka J., Krýsl V., Lehmann M», Vacek J», Vyskočil V*, Vlachovaký K* •••••62

8* Problematika teplofyzikálních otázek jaderného zařízení na výrobu páry ve vztahu k provozní bezpečnosti Kott J*t Kotrnoch Je •••••75 9. Výpočtová analýza provozních režimů jaderných elektráren s tlakovodními reaktory Kolínko M., Fetrlík J., Staníček J., Vopatřil M.,

81

10* Simulace dynamiky jaderné elektrárny s tlakovodním reaktorem Mailer V., Sedláček J.f Zatloukal J. •••••91 11» Výpočty přechodových, procesů v jaderné elektrárně s reaktory W E R Macek J«, Kynčl M« •••••104 12* Analýza havárií s únikem chladivá Březina V*, Sekyra M«

••••• 118

13* Výzkum havarijního chlazení aktivní zóny Bláha Vo, Kotrnoch J»

•••••130

14* Soubor programů VOR pro výpočet hydraulického rázu v obecně rozvětveném cirkulačním okruhu Kodl P. ..... 141 15* Výpočty lokálních parametrů aktivní zóny lehkovodnich reaktorů typu W B R Sviták F., Wohlmut J* •••••151 16» Program (DEANS pro výpočet přechodových procesů v palivové kazetě lehkovodního reaktoru Jůzová Z,

••••• 161

17* Výzkum zákonitostí vzniku krize přestupu tepla v palivových kazetách W B R Schettina J« 9 Holcuš V*

•••••166

18* Kritické tepelné toky v palivových článcích lehktvodníeh jaderných reaktorů Vampola J,, Koštalek J* •••••173 19* Knihovna materiálových vlastností palivových článků lehkovodních reaktorů Dienstbier J., Valach U* 20« Aplikace metody konečných prvků při výpočtech teplotních polí Sile J.

•••••191

204

DT: 621,311.25

621.039

531.35

681.34

S I M U L A C E DYNAMIKY. J A D E R N Í E L E K T R Á R N Y S T L A K O V O D K Í M R E A K T O R E M Vladimír Mttller, Jan Sedláček, Jan Zatloukal V príspevku je popsána simulace dynamického chování jaderné elektrárny na hybridním výpočetním systému. Je určena pro analýzu provozních poruchových režimů jaderných bloků s tlakovodním typem reaktoru. Nelineárni matematicko-ŕyzikální model, obsahující hlavní technologické okruhy se všemi funkčně důležitými komponentami a logickými vazbami na systém řízení a ochrany reaktoru a celé elektrárny, je výsledkem náročných identifikačních prací a systémového přístupu při vývoji reprezentativního hybridního výpočetního programu. Současné vývojo* vé stadium, limitované možnostmi využívaného hybridního výpočetního systému EAI-690, je prezentováno odladěným programem SIM0D-1S. Frogramem byla řešena řada poruchových stavů jaderné elektrárny s reaktorem W E R 440, kdy s poruchou technologického zařízení elektrárny dochází k selhání činnosti řídícího či ochranného systému reaktoru či elektrárny, nehledě na stupen jejich zálohování. Klíčová slova: SYSTtíM, HYBRIDNÍ, ČÍSLICOVÍ, ANALOGOVA*, SIMULACE, ANALÍZA, DYNAMIKA, PROVOZNÍ STAVY, JADERNA* ELEKTRÁRNA, TLAKOVODNÍ REAKTOR, MATEMATICKÍ MODEL, IDENTIFIKACE, EAI 1 • tfyod Bezpečný provoz jaderné elektrárny je závislý na mnoha faktorech, které mají vesměs statistický charakter. Významné postavení zaujímá zejména provozní spolehlivost jednotlivých konstrukčních uzlů a komponent elektrárny, spolehlivost jejich

91

vzájemné* provozní součinnosti a spolehlivost funkce automatického řídícího a ochranného systému elektrárny při zabezpečování regulovaného a bezporuchového provozu technologického objektu jako celku* Náhlá ztráta provozní způsobilosti některého technologického zařízení elektrárny, zapříčiněná z různých důvodů, vede na přechodové stavy, které musí být bezpečně zvládnuty navrženým systémem ochrany a řízení reaktoru i celé elektrárny, a to ve smyslu výkonového usměrnění či zastavení provozu* Aby tento systém byl spolehlivý, je nutné jej patřičně zálohovat* Přes tato opatření se v současných bezpečnostních analýzách uvažuje s určitou mírou kumulace poruch, kdy s poruchou technologického zařízení elektrárny nastává i náhlé selhání činnosti některého orgánu či porušení logické vazby řídícího a ochranného systému a to bez ohledu na jejich zálohování. Vliv zálohování systémů je pak nepřímo brán r úvahu jako rezerva při posuzování docílených konzervativních výsledků bezpečnostních rozborů* Pro simulaci dynamiky jaderné elektrárny s tlakovodním typem reaktoru byl v k*p* SKODA - ZES ve spolupráci s tfYZtí-VS vyvinut výpočtový program SDäOD pro hybridní výpočetní systém EAI-69O, jehož úvodní vývojová etapa nese označení SIMOD-1S*

Navržený matematicko-fyzikální model pro hybridní simulaci voleného systému je modulárního charakteru* Skládá se z řady submodelů, které reprezentují všechny důležité technologické objekty a řídící orgány elektrárny* Systém je definován soustavou bilančních diferenciálních rovnic objektů s jednofázovým či dvoufázovým prostředímfpolynomů proměnných teplefyzikálních vlastností pracovních medií a soustavou logických podmínek řídících a ochranných orgánů* Popis jednotlivých objektů je proveden v pokud možno zjednodušené formě, ovšem se zvážením globálního rizika nepřesnosti na výsledek řešení* Stručná charakteristika jednotlivých submodelů objektů jaderné elektrárny je následující;

92

Aktivní zó*na reaktoru je popsána dvouúčelově* Pro určení reaktivity od změny střední teploty chladivá a paliva v aktivní zóně je uvažován jednobodový submodel s radiálně i axiálně výkonově ustředněnou palivovou kazetou v reaktoru* Jednobodová kinetika reaktoru obsahuje obecně zadaný počet skupin zpožděných neutronů* Fro ocenění ne j nepříznivější cli dynamických charakteristik parametrů chladivá, pokrytí a paliva je paralelně uvažován dvoubodový submodel palivového prutu s rozloženými parametry po výšce aktivní zó*ny nejzatíženější palivové kazety s respektováním faktoru horkého kanálu a kontroly na var chladivá* Řízení reaktoru je popsáno logikou vícerežimového automatického regulátoru neutronového výkonu reaktoru* Přechodový režim může probíhat při základním režimu regulátoru* udržujícím tlak páry v kolektoru sekundárního okruhu neb při režimu stabilizace neutronového výkonu reaktoru* nebo při režimu snižujícím výkon reaktoru podle počtu odstavených hlavních cirkulačních čerpadel a nebo při odpojeném regulátoru* Logika řízení pamatuje i na pomalou konpemzaci reaktivity reaktoru prostřednictvím změny koncentrace kyseliny borité v chladivú* Čtyřstupňová logika havarijní ochrany reaktoru je pro zjednodušení nahrazena dvoustupňovou. Ochrana II* druhu signalizuje postupné zasouvání skupin řídících kazet, kdežto ochrana I, druhu okamžité zasouvání všech skupin řídících kazet do aktivní zó*ny reaktoru. Primární okruh je modelově dvousmyčkový* První smyčka reprezentuje pracovní smyčky* druhá pak ostatní poruchové smyčky primárního okruhu* Dvoufázovým modelem parního kompenzátoru objemu je popsán stav vodní a parní fáze chladivá v tomto objektu* Udržování konstantního tlaku v primárním okruhu je popsáno logikou regulace pomocí elektrických topných článků* sprchového systému a redukce tlaku páry vypouštěním z kompenzátoru* Zjednodušený soustředěný model parního generátoru horizontálního typu dovoluje stanovit dynamické charakteristiky parametrů chladivá* teplosměnných trubek a generované páry T parogenerátoru*

93

Model turbosoustrojí umožňuje simulovat průtokové charakteristiky jednotlivých částí turbiny, dynamické stavy v separátoru a přehříváku páry a stanovit výkon turbiny a generátoru* Regulace výkonu turbogenerátoru je respektována* Sekundární okruh je rovněž dvousmyčkový s pracovním a poruchovým turbosoustrojím* Společné sběrné kolektory generované páry a napájecí vody zaručují závislost provozu každého turbos oustrojí na provozu všech pracovních smyček primárního okruhu* V kolektoru je vedle regulace tlaku páry neutronovým výkonem pamatováno na regulaci tlaku páry přepouštěčími stanicemi při nepřípustném stoupnutí tlaku neb při výpadku některého z pracujících turbosoustrojí* Zjednodušení* Úvodní vývojová etapa programu provozní dynamiky jaderné elektrárny je zatížena řadou zjednodušení* vynucených kapacitními možnostmi analogové části hybridního systému EAI-690 při dodržení požadavku na rychlost výpočtu* t*j* docílení minimálního strojního času pro variantu* Z důvodů výše uvedených je předpokládán - pouze jednobodový submodel aktivní z£ny reaktoru s radiálně i axiálně ustředněnou palivovou kazetouJ - jednosmyčkový model s čistě pracovními smyčkami primárního a sekundárního okruhu (dynamické chování parametrů chladivá či pracovní látky v nepracovních - poruchových smyčkách není sledován* - uvažováno jejich okamžité odpojení, odstavení či vyřazení z provozu)J - konstantní tlak chladivá v primárním okruhu nerespektováním regulace tlaku v kompenzátoru objemu? - průtok chladivá v primárním okruhu nezávislý na průtokových charakteristikách hlavních cirkulačních čerpadel; - zjednodušený model regulačních vazeb s přenosy a optimálním nastavením doporučeným v / L3 /• Další vývoj simulačního modelu představuje stadium rozšiřování a opřesnování programu* Cílové podoby* odpovídající popisu uvedenému v úvodní části této kapitoly* bude dosaženo postupnou eliminací výše uvedených zjednodušení* Pozornost bude věnována hlavmě řídícímu systému reaktora* při jehož

94

úpravách bude využito nových poznatku o funkci regulátoru neutronového výkonu reaktoru ARM-4, uvedených v práci /L4/, pokud nebudou získány potřebné podklady o posledním typu tohoto regulátoru ARM-5. K tomuto účelu bude využito nového hybridního výpočetního systému EAI-HÍSHARE, do té doby v omezené formě stávajícího systému EAI-690. T druhém případě na úkor prodlužování doby výpočtu rozšiřováním programu na pomalejší číslicovou simulaci při kapacitně vyčerpané simulaci analogové hybridního systému* Vystup programu SIMOD-1S Pro volenou řadu časových okamžiků se tiskne celkem 55 hodnot parametrů - objemová hustota neutronů; - složky reaktivity od změny střední teploty paliva, chladivá, koncentrace kyseliny borité, od pohybu řídících kazet při regulaci a zásahu havarijní ochrany reaktoru} - referenční hodnoty pro řízení reaktoru} - tepelný výkon reaktoru} - střední teploty paliva, pokrytí a chladivá ve střední palivové kazetě} - teploty chladivá v komorách reaktoru a v potrubníck úsecích pracovní smyčky primárního okruhu} - hmotový průtok palivovou kazetou, reaktorem a pracovní smyčkou primárního okruhu} - koncentrace kyseliny borité v reaktoru a komponentách primárního okruhu} - hmotový průtok vstřikovaného množství kyseliny borité} - teploty a hmotový průtok chladivá na primární stravě parogenerátoru} - množství tepla pro generování páry v parogenerátoru} - hmotový průtok vodní a parní fáze pracovní látky v parogenerátoru} - teplota sytosti pracovní látky a objemový podíl páry v jádře parogenerátoru} - generované množství páry a hmotový průtok napájecí vody na vstupu do parogenerátoru} - tlak páry ve sběrné kolektoru}

95

- tlak páry před vysokotlakým a nízkotlakým dílem turbiny? - normovaný průtočný průřez regulačního ventilu turbiny* - hmotový průtok regul. ventilem, vysokotlakým a nízkotlakým dílem turbiny a odebíraný průtok vysokotlaké páry pro meziohřev páry před vstupem do nízkotlakých dílů turbiny, - výkon jednotlivých dílů turbiny a celkový výkon předávaný generátoru? - elektrický výkon bloku jaderné elektrárny* Mimo těchto záznamů se provádí přehledný tabelární záznam průběhu hodnot vybraných veličin (v počtu 35) v závislosti na čase a grafický záznam průběhu omezeného počtu důležitých veličin z terminálu. Při znalostech charakteristických vlastností a vstupních dat rozvodné sítě lze výstup z programu doplnit o okamžitý výkon a frekvenci elektrické sítě příp* jejich poměrné odchylky.

Rušené varianty vycházejí z nominální výkonové hladiny provozu elektrárny* Poruchy jsou zadávány skokově* Řešeny byly následující poruchové stavy / L5 /» - varianty s poruchou provozu různého počtu pracovních smyček primárního okruhu pro případy9 kdy automatická regulace neutronového výkran reaktoru (ARM) reaguje na počet vypadlých hlavních cirkulačních čerpadel (HCC) 5 kdy je porušen přechod ARM z režimu základní regulace podle tlaku páry na regulaci podle počtu vypadlých HCC f kdy je ARM odpojen z provozu a kdy v kombinaci těchto poruchových stavů ne zapůsobí havarijní ochrana reaktoru? - vari&nta s výpadkem 1 turbogenerátoru se současným selháním automatiky na otevření přepouštšeích stanic páry do kondenzátoru? - varianty se současným výpadkem 1 turbogenerátoru a různého počtu hlavních cirkulačních čerpadel? - varianty se změnou referenčního výkonu turbogenerátorů (odlehčování a zatěžování turbin)?

96

- varianty se změnou reaktivity, splňující podmínky pro zásah havarijní ochrany reaktoru I* a II. druhu* Pro ilustraci jsou předkládány některé výsledky variant průběhu havarijního odstavení reaktoru při zásahu havarijní ochrany II. druhu a I* druhu - obr*1 až 4* Charakteristika výsledků: Je uvažována rychlost zasouvání řídících kazet do aktivní zóny 0,25 m/s (tomu odpovídá doba zasouvání skupiny řídících kazet 9,84 sec), střední efektivní hodnota reaktivity řídících kazet - 0,03, limitní hodnota neutronového toku pro zásah havarijní ochrany II« druhu 105 % a I # druhu 110 % výchozí nominální hodnoty* U ochrany II. druhu se předpokládá počátek zasouvání následující skupiny řídících kazet až po úplném zasunutí předcházející skupiny řídících kazet* Etapa výpočtového modelu nerespektuje změnu reaktivity od xenónové ochrany 1 ani vliv zbytkového^* - záření* U re&ktoru odstaveného havarijní ochranou II* druhu výkon reaktoru po překročení limitní hodnoty neutronového toká okamžitě klesá s periodickými výkyvy, tlumenými v závislosti na počtu zasunutých skupin řídících kazet* Vlivem pomalejšího nárůstu záporné reaktivity v počátku a konci zasouvání jednotlivých skupin řídících kazet nastává převážení vlivu změny reaktivity od poklesu teploty chladivá i paliva, což se přechodně projeví v součtu reaktivity změnou znaménka výsledné reaktivity a tedy přechodným zvýšením hustoty neutronů* Po 60 sec procesu, kdy jsou v aktivní zo*ně zasunuty již všechny skupiny řídících kazet, výkon reaktoru je pod 10 % nominální hodnoty, střední teplota paliva pod 300 °C, tlak páry ve sběrném kolektoru pod 3 MPa* Po 2 min procesu výkom bloku klesne na cca 25 % výchozí úrovně. Výkon reaktoru odstaveného havarijní ochranou I* druhu klesne prakticky v prvních 10 sec procesu pod 10 % nominální hodnoty vlivem současného zasouvání všech skupin řídících kazet do aktivní zó*ny reaktoru* Tomu odpovídá i průběh ostatních parametrů* Střední teplota paliva se přiblíží střední teplotě chladivá ve 40 sec přechodového procesu* ve 2 min dosahuje tlak páry ve sběrném kolektoru hodnoty 1,5 MPa a výkon

97

bloku prakticky téže úrovně jak* při havarijní ochraně II* druhu s tím rozdílem, že v počátcích procesu je pokles výkonu strmější* Hodnoty 50 % je na příklad dosaženo v čase 45 až 50 sec, kdežto u ochrany II. druhu v čase 75 až 80 sec* 4. Závěr Hybridní výpočetní systém se ukázal jako velmi výhodný simulační prostředek pro modelování dynamického chování jaderné elektrárny* Bylo využito všech výhod tohoto systému pro docílení efektivní simulace - velké rychlosti, schopnosti spojité integrace a paralelního způsobu práoe u analogové části, řešení algebraických či diferenciálních rovnic s nenáročnými časovými konstantami, ukládání funkcí do paměti a hlavně řízení výpočtu u číslicové části hybridním systémem* Praktické zkušenosti ukazují, že odladění hybridního modelu je sice náročnější* ale rychlost sinulace mnohonásobně vyšší než u číslicového modelu* Modely bloků* které byly simulovány převážně analogově jsou schopny běžet asi 5 krát rychleji než reálný čas, zatímco model s číslicovou simulací asi 40 krát pomaleji než reálný čas* Snížená přesnost analogové části systému rozhodně nepřekročí meze nepřesností, k nimž dochází při sestavování a formulaci matematického modelu reálného fyzikálního objektu* Uvedený přehled řešených variant s konkrétní ukázkou dílčích výsledků prezentuje některé možnosti využití programu pro analýzu nestacionárních provozních stavů jaderné elektrárny* V současné době identifikačních prací je ve stadiu dalšího rozšiřování a upřesňování hlavně v částech, vztahujících se k systému řízení a ochrany reaktoru a elektrárny* 5» Použitá^literatura /L1/ Mttller, Sedláček Simulace provozních stavů jaderné elektrárny Sborník AUTOS'78 /L2/ Mttller, Sedláček, Zatloukal Systémový přístup při návrhu simulace dynamiky jaderné elektrárny Referát na semináři MINIAUTOS'81, Karlovy Yary 98

/L3/ Stírský, Rubek, Bednařík Systém regulace výkonu jaderné elektrárny s tlakovodaími reaktory Výzkumná zpráva EGtf Praha /L4/ Chýlek, Stírský, Borský Regulátor výkonu reaktoru ARM-4 Výzkumná zpráva EGtf Praha, 1980 /L5/ Mttller, Sedláček, Zatloukal Simulace vybraných provozních poruchových stavů JE s reaktorem W E R 440 Výzkumná zpráva SKODA-ZES, 1981

IJR WC WI

Z~MW _7 tepelný výkom reaktoru ZTkgs""l7 hmotový průtok chladivá palivovou kazetou /ľkga""l7 hmotový průtok chladivá na vstupu do aktivní zó*ny reaktoru TCI ZT°C_7 teplota chladivá na vstupu do reaktoru TCS ZT°C_7 střední teplota chladivá v aktivní zóně" TUS £°CJ7 střední teplota paliva v aktivní žíně PS ZTMPa_7 tlak páry ve sběrném kolektoru PH Z~MPa_7 tlak páry před vysokotlakou částí turbiny PL £MPaJ7 tlak páry před nízkotlakou částí turbiny EH Z3flW_7 výkon vysokotlaké části turbiny EL CM J výkon jedné nízkotlaké části turbiny E1 £"M_7 elektrický výkon bloku jaderné elektrárny Označení I resp II u veličiny značí příslušnost průběhu k havarijní ochraně I, resp. II. druhu* Ing. Vladimír Ifllller, Ing. Jan Zatloukal - ZES, k.p. S K O D A PizeS Ing. Jan Sedláček - TfVZtf - VS, k.p. SKODA Plzeň

99

provoBFť£ B t

Havarijní odstavení reaktora vyvolané havarijní oohranou I» a II. druhu

I ó \

o

\

'v

O

\

\

\ NR L

\ \

NRII.

\

\

\

\

\ \ <

•X -

. — —— i—•

\ \

\

—-

——

iI 1 \ í——-s* /J T 1 /

\

\

1

—

o

Obr.l

100

o

-

j

O

o

provozní stavy nominální Poruchai Havarijní odstavení reaktora vyvolané havarijní •ehranou !• a II e druhu

oo

oo O o

I

I

o

o

Obr.2 101

8 8

ViřohoBÍ provoffP'f s taTt nt Poruohat Havarijní odstavení reaktoru vyvolaní havarijní ochranou !• a II* druhn

1

V)

Jť

\ j

O in

S}

i <5

«o

R

(2

O

ir>

O

O

Obr.

O ^4

102

proygní atari noai&álmí Pomáhat Havarijní •d»tar«ní reaktoru Tyrolami havarljaí •chmuwu I . a II• druha

<0

Ski

Ul

S?

8

o o

8 Obr. 4 Í03

o

DT: 621.311.25 621.039.004 621.004.5/.6

681.3.06

V Ý P O Č T Y P Ř E C H O D O V Ý C H V 3 A D E R N Č E L E K T R Á R N Ě V V E R

621.039.58

P R O C E S S S R E A K T O R Y

D. Macek, M, Kynčl Důležitou části bezpečnostních výpočtů v jaderné elektrárně s reaktorem W E R je analýza poruch, kdy je nutno uvažovat elektrárnu jako jeden celek. Takto lze sledovat vliv havárie na aktivní zónu. Mohou se prověřovat zásahy havarijních orgánů i konstrukční uspořádáni tak, aby nebyly porušeny bezpečnostní požadavky. Oednou z možností pokrytí této problematiky bylo využití výpočetního programu DYNAMIKA-GKAE a upravit jej pro potřeby výpočtů jaderných elektráren provozovaných v ČSSR. Referát se zabývá možnostmi programu pro výpočty výpadků hlavních cirkulačních čerpadel, poruch v dodávce napájecí vody, prasknuti parních potrubí a odstaveni turbogenerátorů. Klíčová slova; REAKTORY PWR, PŘECHODOVÉ PROCESY, VÝPADKY ČERPADEL, PORUCHY V SEKUNDÁRNÍM OKRUHU

Matematický model elektrárny je reprezentován výpočty termodynamických a hydrodynamických poměrů ve věech uvažovaných částech elektrárny /I/. Popis těchto jevů je proveden pomoci řešeni rovnic zachováni energie, hybnosti, kontinuity a stavu. Užitý model zahrnuje primární i sekundární okruh viz obr. 1.2. Předpokládá se obecně N paralelních smyček. Každá z nich může pracovat v různých provozních či havarijních stavech. Hlavni komponenty elektrárny pro vy* počet tepelně hydraulických poměrů jsou:

104

- jaderný reaktor - spojovací potrubí - hlavni cirkulační čerpadla (HCČ) - kompenzátor objemu (KO) - parogenerátory (PG) - hlavni parní kolektor (HPK) - parní potrubí - regulační orgány výkonu reaktoru, tlaku v primárním okruhu, napájecí vody, tlaku v sekundárním okruhu - popřípadě je uvažováno s jednoduchým modelem parní turbiny. Výpočet reaktoru je možno rozdělit na následující části: a) neutronovou kinetiku představovanou jednobodovým modelem, výpočtem vývinu zbytkového tepla / I / b) tepelný výpočet třisložkovóho palivového kanálu (palivo, pokryti, chladivo) popsaný energetickými rovnicemi pro teplotu paliva, pro teplotu pokryti a entalpii chladivá c) hydrodynamiku, zahrnující výpočet hydraulických ztrát a přerozděleni průtoků v kazetách aktivní zóny d) výpočet entalpie a tlaků v horní a dolní směšovací komoře reaktoru. Tepelný výpočet spojovacího potrubí vychází z energetické rovnice pro proudící nestlačitelné médium a stěnu trubky. Model respektuje i zpětné prouděni, doplňování chladivá a výpočet koncentrace kyseliny bořité• Při řešeni hydrodynamiky se vychází z rovnic rotačního pohybu soustavy elektromotor-čerpadlo a integrální rovnice hybnosti pro chladivo celého okruhu. 3e možno předpokládat, že každá smyčka primárního okruhu má rôzne hydrodynamické charakteristiky. Ve větěině případů se pro urychleni výpočtů uvažují všechny smyčky stejné a výpočty se provádějí ©e dvěma, max. třemi různými skupinami.

105

Výpočet tlaku v primárním okruhu se určuje ze znalosti množství a entalpie chladivá (rovnice zachováni hmoty a energie). Regulaci tlaku zajišťuje kompenzátor objemu. KO je nejčastěji popisován relativně jednoduchým modelem za předpokladu termodynamické rovnováhy mezi vodou a párou. Řešeni termodynamických parametrů je určeno rovnicemi pro zachováni hmoty, energie a stavu. Regulace tlaku v KO je prováděna pomoci sprchového systému spojeného s chladnou větví primárního okruhu, pojistnými ventily a elektrickým ohřevem. V modelu předpokládáme horizontální tělesový parní generátor. Primárni médium proudí v horizontálních trubkách tvaru U, sekundární médium vyplňuje těleso PG« V objemu vody na sekundární straně dochází k varu. Pára Je odváděna parovody do HPK. Ze strany primárního média je PG počítán obdobně jako průtok chladivá potrubím, ovšem s uvažováním odvodu tepla stěnou trubky. Sekundární strana je charakterizována přestupem tepla do vřici kapaliny ve velkém objemu. Termodynamické parametry jsou určeny řešením rovnic kontinuity, energie a stavu. Na PG jsou umístěny pojistné ventily, které jsou v modelu zahrnuty. Další částí je výpočet regulace napájecí vody v závislosti na průtoku páry a výšce hladiny. Výpočet výšky hladiny je spojen s problémem určeni parního objemu pod hladinou. Tato hodnota se mění v závislosti nm přivedeném teple a na tlaku v PG. Z PG je vedena pára parním potrubím do HPK a z HPK do turbiny. Celý tento komplex je modelován dohromady spolu s modelem regulace tlaku (přepouštěcl stanice). Průtok páry na turbinu zde není počítán, ale zadáván tabulkou jako vstupní data. 2. Numerické^řešeni Shora uvedený model je reprezentován soustavou parciálních diferenciálních rovnic. Řešení je rozděleno do dvou kroků. První je převedeni parciálních diferenciálních rovnic na obyčejné diferenciální rovnice nahrazením prostorových derivaci konečnými diferencemi.

106

Druhý krok jo řešeni soustavy obyčejných diferenciálních rovnic metodou Runge Kutta* 3

* ľ.2EŽS..E£29r.2!!!u...2Y.2££í!SS

Program byl po převzetí z SSSR upraven pro použiti na EC 1040 / 2 / . V původní verzi bylo nutno provést řadu úprav týkajících se stavby programu, práce s vnějšími perifériemi a systém zpracováni. V návaznosti na využiti programu pro výpočty přechodových stavů elektráren VI, V2 a Oukovany /3/. byly provedeny úpravy modelů regulačních orgánů, práce zavíracích ventilů, výpočtu tlaku v HPK při jeho roztrženi a rozšíření modelu hydrodynamiky o rovnice výpočtu otáček čerpadel* Program umožňuje modelovat následující havárie: a)

poruchy reaktivity

b) výpadky HCČ c)

odstaveni jednoho či obou turbogenerátorů

d) poruchy pojistných ventilů na KO, PG a HPK e) prasknuti parního potrubí nebo HPK f) prasknutí kolektoru napájecí vody 4#

Programem Dynamika jsme počítali následující havárie: prasknuti HPK, prasknutí HNK, výpadek 1 TG, výpadek 6 HCČ ze 6, výpadek 1 a 2 HCČ ze 6* První čtyři poruchy byly řešeny pro jadernou elektrárnu (OE) a V2* Zbylé dvě pro 3E VI. V následujících odstavcích jsou popsány dvě počítané varianty* Prasknutí HPK: Modelovali jeme prasknuti HPK v jeho středu. Plocha trhliny byla zadána jako plocha průřezu HPK* Prudký pokles tlaku v HPK způsobí odstavení obou TG* Po odstaveni TG je H01 odstaven reaktor, odstaví se HCČ a uzavírají se armatury mezi HPK a PG, Odvod tepla z PG je zajletován perio-

107

dickou prací pojistných ventilů na PG. Dílčí výsledky jsou uvedeny na obr. č. 3 - 5. Výpadek 6 ze 6 pracujících HCČ: Předpokládáme volný době h HCČ a uvažováni práce všech regulačních orgánů. Pokles průtoku chladivá způsobuje v prvních vteřinách procesu vzrůst teploty chladivá v a.z. a tím snižování výkonu reaktoru vlivem záporné zpětné vazby. Ve 3 s je odstaven reaktor. Tlak v primárním okruhu v počátku roste, pak v důsledku rychlého sníženi výkonu (oproti průtoku) klesá. V 70 s začíná tlak v primárním okruhu i KO vlivem regulace a doplňováni opět stoupat. Tlak páry v HPK je udržován regulací odběru na turbinu na konstantní hodnotě. Po uzavřeni průtoku páry na turbinu dochází ke vzrůstu tlaku v HPK a PG. Odvod páry a tím i tepla je prováděn pomoci přepouštěcích stanic do kondenzátoru, které udržuji tlak v HPK na regulované hodnotě. Dílčí výsledky tohoto výpočtu jsou uvedeny na obr. č. 6 - 8. 5. Závěr Z popsaného výpočtového modelu a uvedených možnosti modelování havárií v OE vyplývají poměrně Široké možnosti uplatněni programu Dynamika. Pro zlepšeni práce s programem uvažujeme o dalším rozšířeni modelů regulačních orgánů a sekundárního okruhu.

/I/ Programme dlja EVM Besm 6. RasČet nestacionárnych režimov energetičeskich ustanovok s W E R Dinamika, GKAE-1977. /2/ Macek O.: Návod k provádění výpočtů přechodových procesů v jaderné elektrárně s reaktorem W E R pomoci programu Dynamika na EC 1040. 03V 5162-T, 1979. /3/ Macek 0., Kynčl M.: Výpočty zadaných přechodových procesů v jaderné elektrárně s reaktorem W E R 440 pomoci programu Dynamika, 0OV 5460. 1980.

108

Ing. 01ři Macek, Ing. Miloš Kynčl Ústav jaderného výzkunu 250 68 Ř e ä u Prahy

109

Nádrže havarijního chlazení akt. zóny

pojistný ventil

Regulátor I sprchování »V v KO ^

Farogenerátor

Čerpadla havarijního napájení

Systém regulace a ochrany reakt.

Kompenzátor objpmu Elektrickí' topení Tarogeneraíor

—

HCV

Heaktor

Obr. 1 Výpočetní schema primárního okruhu

Usek 1

Usek 2 Turbogenerátor 1

Přepouštěcí stanice páry do kondenzát

ííychlouzavírací ventil Přepouštěcí stanice páry do atmosféry HPK

Pojistné ventily

Parogenerátor

Turbogenerátor 2

-ow-

Pojistné ventily

Uzavírací ventil Parogenerátor

Hegulátor napájecí vody Kolektor napájecí vody

Obr. 2 Výpočetní schema sekundárního okruhu

POMŽRHf VťKOH RBAKTQRU POMERNÝ P R 9 T O K AETľ.VHÍ ZÓNOU

300.

H

TEPLOTA CHLADIVÁ NA líSTUPO

[ rci

Z REAKTORU

10 0.8 IO

290.

0.6 285. O.t

01 0.

280.

275

1ÍF

obr.

3

90

113

TLAK V HOHNÍ SMĚŠOVACÍ KOMOŘE

[m] 33..

3.8..

3.7.

3.6.

TLAK V DOLNÍ SMĚŠOVACÍ KOMORE

\

TLAK V KOMPENZÁTORU OBJEMU HLADINA TOOT 7 KOMPENZÁTORU

12.8 4l.fi

12.4

12.2

3.S..

12.0 3*..

111

3.3

»

a

ío

ío

si

obr.

i! 5

OBJEMU

POMĚR]!? VÝKON REAKTORU POMĚRNÍ IRUTOK CHLADIVÁ AKTIVNÍ ZÓNOU

[-]' 300.

TEPLOTA CHLADIVÁ NA VÝSTUPU Z REAKTORU

1 . 0.9.

290

0.8.

0.7 280 en

D.e 0.5

270

0."».

0.3 260

0.2 0-1

250

0.

20

30

ÍÔ

S

6*0 obr.

6

70"

SO

90

100

líij

[s]

ííô"

TEPLOTA CHLADIVÁ HA VSTUPU DO PAROGBNS&iTOaU TBPLOTA CHLADIVÁ IA VÝSTUPU Z PAROOBNEKÍTORU

O)

fs]

TEPLOTA CHLADIVÁ NA VÝSTUPU Z KAHÍLB AKTIVHÍ ZÓBt

250 10

[s]

m

DTi 621.311.25t621.039 621.039.534 536.24 681.332.4/.6

A H L Í Z ľ H A V Í E I Í CH L A D I V A

S

518.5

ÚNIKEH

Václav Brezina, Miloš Sekyra R e f e r á t se zabývá problematikou vyšetřování h a v á r i í s ú n i kem chladivá z primárního okruhu jaderné e l e k t r á r n y * J e podán s t r u č n ý popis f y z i k á l n í h o medelu I,okruhu a matemat i c k é h o řešení*, Na některých p ř í k l a d e c h jsou demonstrovány výsledky získávané p ř i p o u ž i t í programu a jsou rozebrány možné chyby a j e j i c h důsledky p ř i modelování I.okrubu J E . V závěru j e doporučení pro d a l š í pokračování výzkumu t ě c h to h a v á r i í a zdůrazněna n u t n o s t nasazení Výkonné výpočetní techniky pro e f e k t i v n í provádění požadovaných a n a l ý z . Klíčová s l o v a : HAVÁRIE, ÚNIK CHLADIVÁ, VÝPOČETNÍ PROGRAM, RELAP, MODELOVANÍ, PRIMÁRNÍ- OKRUH, ROVNICE ZACHOVÁNÍ, DIFERENČNÍ PRIBLÍŽENÍ, VEDENÍ TEPLA, VÁLCOVÁ GEOMETRIE, CRANCK/NICHOLSNOVO SCHEMA, TEPLOTNÍ POLE, KRITICKÍ TEPELNÍ TOK, SDÍLENÍ TEPLA, OSCILACE PRŮTOKU

Vyšetřování h a v á r i í s únikem chladivá p a t ř í mezi s t ě ž e j n í úkoly p ř i p r o j e k t o v á n í jaderně energetických z a ř í z e n í a naplňování obsahu bezpečnostních zpráv* Z h a v á r i í s únikem c h l a d i v á , k t e r é se obvykle t ř í d í podle v e l i k o s t i porušeného p o t r u b í , z a u j í m á n e j d ů l e ž i t ě j š í místo t.zv.maximální p r o j e k tová h a v á r i e , c o ž j e okamžité porušení n e j v ě t š í h o p o t r u b í na primárním okruhu jaderné e l e k t r á r n y ( J E ) s následným

118

neomezovaným výtokem chladivá z okruhu. Při takovéto havár i i dochází k rychlým změnám termodynamických parametrů chladivá primárního okruhu,teplotních polí palivových článků a konstrukcí primárního okruhu© V důsledku těchto rychlých změn teplot a tlaků vzniká pro jaderně energetické zařízení řada problémů,které mohou vyústit ve vážné ohrožení okolí JE. Z těchto důvodů je nutno tomuto druhu havár i í věnovat maximální pozornost a na základě rozvoje technického poznání neustále vyvíjet a zdokonalovat metody pro podrobné analyzování těchto havárií. Na rozdíl od rady jiných havárií vyšetřovaných při projektování JE se havárie s únikem chladivá vyznačují z hlediska realizace výpočtu nesrovnatelně většíni nároky na kapacitu a rychlost používané výpočetní techniky, Z těchto důvodů je také do j i s t é míry omezena možnost širokého provádění takovýchto analýz na naší současné technice a je nutno se soustředit na havár i e skutečně typické a nejzávažnějšío•Ve světě existuje několik vývojových řad programů pro vyšetřování havárií s únikem chladivá,které doznaly většího či menšího rozšíření v projekční a posuzovatelské praxi. Nejznámějším představitelem těchto řad je řada RELAPů v USA a BRUCH v západoevropské praxi. Vyjma nich existuje řada novějších programů s kratší historií,jako na př„TRAC PIA /3/,o nichž však jsou k dispozici zatím jen velice kusé informace. Pro účely tvorby bezpečnostních zpráv a projektování JE byl v EGEP pře vzat, upraven a v současnosti je používán derivát programu RELAP-3 pod názvem RELAP-ECP. Tento program je již staršího data a tak v současnosti je v EGP uveden do chodu a testován program RELAP MK4,což je britská verse RELAPu 4,ležící mezi M0D005 a MODOG6.

Pro reprezentaci sledovaného primárního okruhu se využí vá dělení na diskrétní body,které v sobě koncentrují statické vlastnosti vázané na hmotnost chladivá,a spoje mezi

119

těmito body do nichž se zavádějí dynamické vlastnosti vázané na pohyb chladivá. Prasknutí jsou modelována únikovými spoji,které jedním koncem navazují na zvolený objem a druhý konec je volný a podmínky na něm jsou zaďávány jako okrajové. Program umožňuje celkové dělení okruhu na 200 diskrétních bodů a 250 spojovacích linií. Pro každý objem se formulují diferenciální rovnice zachování hmoty a energie,které se postupnými úpravami převedou z parciálních diferenciálních rovnic na obyčejné a tyto se pak dále transformují do diferenčního tvaru. Formulace rovnice zachování hybnosti a její transformace do diferenčního tvaru umožní zjištění průtoku mezi jednotlivými objemy při uvažování všech důležitých složek ovlivňujících průtok mezi objemy. Podrobnosti jsou uvedeny v / l / o Z rovnic zachování energie a hmaty se spolu se stavovou rovnicí získává iteracemi na konstantní objem, tlak a měrná entalpie pro daný objem. Pro určování průtoku v únikových spojích se užívá tabelární formy Moodyho vztahu pro výtok syté kapaliny. Tyto tabulky se užívají i v první fázi přechodového procesu, kdy ještě uniká podchlazená kapalina. Nicméně toto pbdobí je velmi krátké a nemůže tudíž podstatně ovlivnit výsledky, Moodyho tabulky se užívají i pro kontrolu kritického průtoku mezi jednotlivými objemy v průběhu přechodového procesu. V objemech,v nichž dochází ke generaci tepla,se užívá pro řešení přenosu energie rovnice vedení tepla pro válcovou geometrii. Palivové články se dělí opět na diskrétní body,rovnice vedení tepla se upravuje d.o diferenčního schéma. Pro řešení diferenční rovnice se užívá Cranck-Nicholsonovo schéma. Palivový článek je možno dělit na 31 radiálních bodů při současném použití až šesti různých materiálových vrstev v článku(t,j. U02» plynová mezera,Zr)«, Při děleni palivového článku v radiálním směru se neužívá obvykle deklarované dělení na stejný objem vrstev,ale zavádí se libovolné dělení podle přání uživatele. Přednost tohoto způsobu oproti dříve jmenovanému

120

je to,že umožňuje libovolně zhuštovat sít v místech, kde nás teplotní pole zajímá podrobně. Klíčovou otázkou je přenos energie z palivového článku do chladivá. Pro tyto účely se dělí oblast sdílení tepla na dvě zásadní skupiny, a to dokrizové sdílení tepla a zakrizové sdílení tepla* Y dokrizové oblasti pokrývají použité korelace oblast nucené konvekce v podchlazené kapalině,bublinkový var a odpařování při nucené konvekci. Zakrizová oblast sdílení tepla zahrnuje tranzitní oblast a oblast .filmového varu. Podrobný rozbor způsobu sdílení tepla,yolby korelací a způsobu používání korelací je popsán v / l / 0 Pro určení kritického tepelného tokujse užívá řady korelací v závislosti na parametrech chladivá v systému. Koncepce programu umožňuje modelovat objemy/kde dochází k separaci parní a kapalinové fáze,jako na př.v kompenzátoru objemu,nebo při pomalých přechodových procesech i v dalších velkých ojemecho Pro modelování se využívá lineární model gradientu koncentrace bublin. V závislosti na složení směsi v objerau se určuje složení unikající směsi, potrubím v závislosti na zaústění potrubí do objemu vzhledem k hladině p^rokapalinové směsic Ve své současné formě umožňuje program pouze vyšetřování fáze vyprazdňování okruhu. Není možno sledovat následné fáze opětného zaplavování zóny po jejím předchozím vyprázdnění. Tento nedostatek je odstraněn až ve vyšších členech řady,a v plném rozsahu až u M0D006„ 3• J? §šení_modelu_ Při formulaci diferenčních schémat jednotlivých rovnic se užívá explicitního vyjádření hledaných veličin na základě zpětných diferencí. Explicitní vyjádření má výhodu,že novou hodnotu získáme vlastně pouze jednokrokovým výpočtem (na př.oproti metodě Runge-Kutta),ale na druhé straně je nutno se vypořádat s problémem stability řešení* Kvůli zachování stability řešení je nutno volit časový krok v

121

diferenciálním schématu tak,aby byl podstatně menší než je doba šíření nejrychlejšího vzruchu (v daném případě tlaku) přes nejmenší objenu Z toho důvodu vycházejí,zejména při vyšetřování průběhu procesu v podchlazené kapalině,velmi krátké časové kroky# řádově 10 sec,což značně prodlužuje výpočetní dobu a tím prodražuje výpočet* Rovněž se tím do určité míry znehodnocují úspory dosažené použitím jednokrokového schématu0 Program sice umožňuje volit různé časové kroky v různých fázích výpočtu,ale ani to není bezpečnou zárukou výpočtu bez problémů,nebo£ volba časového kroku vyžaduje určitý cit a delší zkušenost s těmito výpočty. 4o Některé_v^sledkjr_modelového_výgočtu_ Modelový výpočet byl v plné šíři realizován pro W E R 440 typ 213,jelikož data potřebná pro výpočet se pro W E R 1000 nepodařilo zajistit. Pro účely demonstrace průběhu výpočtu rozebereme některé průběhy průtoku mezi jednotlivými objemyo Obr.l znázorňuje průběh průtoku ve spoji č.l a č.2. Spoj 1 je mezi aktivní zónou a horní směšovací komorou reaktoru, spoj 2 je mezi výstupem z reaktoru a místem připojení KO na horkou větev I.potrubí.Průběh průtoku ve spoji 1 ukazuje na značné zrychlující síly,které působí na hranicích spoje, nebot dochází v milisekundové oblasti k prudké změně průtoku z kladných do záporných hodnot,vzniku následných oscilací a pozvolné stabilizaci v záporné oblasti s tendencí přibližování k nule. Jelikož jde v podstatě o průtok aktivní zónou modelovanou jednobodové,lze říci,že na zónu budou působit v priběhu prvních časových okamžiků značné síly vyvolané změnami průtoku chladivá. Spoj 2 reprezentující průtok hlavním potrubím ukazuje na značné oscilace vznikající v důsledku tlakových změn v horní komoře a přechodu části chladivá do parní fáze. Oscilace kolem nulové osy trvají přibližně do osmé vteřiny,pak klesne průtok do zápotné oblasti (t.j.proudění jde směrem do zóny) a pomalu se blíží

122

k nule. Obr.2 představuje průtoky trubkovým svazkem parogenerátoru (spoj 6 a 7)»potrubím primárního okruhu do čerpadla (spoj 9),a za výtlakem čerpadla (spoj 9), Z průběhu grafů u spojů 6 a 7 je vidět,že oscilace průtoku zachvacuj í celou horkou větev primárního okruhu v důsledku odpařování kapaliny a změn tlaků v návazných objemech, U spoje 8 a 9 dochází poměrně rychle k pollesu na nulu a to z kladných hodnot,takže pravděpodobně někde v okruhu mezi spojem 7 a 8 je nulový bodo Průběhy grafů průtoku svědčí o tom,že parogenerátor působí jako brzda úniku z primáry protože veškerá hmotnost před ním a v něm po počátečníck oscilacích proudí opačným směrem než normálně,což znamená, že dříve než unikne z okruhy musí p r o j í t přes aktivní zónu a to je pro chlazení zóny velmi příznivec 0br<>3 dokumentuje náhlé obrácení průtoku mezi dolní směšovací komorou a prstencovou šachtou reaktoru (spoj 11),takže plný obrácený průtok jde ze zóny přes šachtu do t r h l i n y , V důsledku změn tlakových poměrů v dolní komoře a prstencové šachtě mění průtok ještě několikrát náhle hodnotu, ale j i ž nedochází ke změně smyslu proudění. Pokud se týče o s c i l a c í , je obecná praxe taková,že oscilace o kmitočtu menším než4[š1] jsou pravděpodobně fyzikálně opodstatněné, zatímco oscilace o vyšším kmitočtu jsou pravděpodobně spolCízpůsobeny numerickými vlivy p ř i ř e š e n í , 5, Vliv modelu okruhu na výsledky Zásadní vliv na výsledky má kompozice modelovaného okruhu. Zapojíme-li t o t i ž za sebe velké a malé objemy,pak dochází k prudkým změnán tlaku v malém objemu,nutnosti zmenšování časového kroku a získané výsledky jsou obvykle fyzikálně nereálnéo Příčina spočívá v tom,že při daném časovém kroku může u malého objemu dojít podle směru proudění k "přeplněni" objemu a tím nadměrnému vzrůstu tlaku, anebo zase k vyprázdnění objemu,,což vede k opačnému extrému, U velkého objemu se zase naopak "nie Heděje" což půso-

123

bí potíže při iteračních pochodech. Ve spoji mezi takovými objemy pak dochází ke značným oscilacím průtoku s ohromnými průtočnými hmotnostmi a následnému přerušení výpočtu# Stejně tak dělení aktivní zóny na malé úseky po výšce vede k enormně krátkým časovým krokům,značnému kolísání parametrů po výšce a v případě užití modelu separace k nereálnému rozložení páry po výšce aktivní zóny, U aktivní zóny dále přistupuje možnost rychlého střídání způsobu sdílení tepla a velikosti kritického tepelného toku v důsledku silných oscilací průtoku při drobném dělení zóny. Tato fakta je třeba mít na paměti při sestavování modelu primárního okruhu,abychom nedostávali fyzikálně neopodstatněné výsledky. Do jisté míry se tím omezí možnost sledování poměrů v zóně společně s celým okruhem,protože potom je nutno vyšetřit zónu jiným programem,který použije výsledky z RELAPu jako okrajové podmínkyo Na současných počítačích,které jsou u nás k disposici je kombinovaná analýza s podrobným dělením pakticky nerealizovatelná*

Vzhledem k závažnosti těchto havárií je do budoucna,a zvláště u typu W E R 1000,nutno provádět detailní analýzy pro získání a prohloubení znalostí o důsledcích takovýchto havárií na elektrárnu. Zejména je třeba do analyzovaného spektra pojmout fázi opětného zaplavování zóny pro rozšíření působnosti programů tohoto zaměření, Z hlediska dlouhodobého plánování to neznamená pouze zdokonalovat modely a provádět rozsáhlé výpočty,ale také zajistit odpovídající technické vybavení pro teoretické, práce na jaderném programu, V současnosti lze říci,že dnešní běžná výpočetní technika v ČÍSSR není pro rozsáhlé analýzy jaderně energetických děl vhodná vzhledem k malým operačním rychlostem. Podle dosavadních zkušeností by se vyplatilo zřídit jakési odvětvové výpočetní středisko pro jaderný program a vybavit je vhodným strojem,který by pokrýval požadavky vôech zainte-

124

resovaných institucí a podnikůo V podstatě by se jednalo o stroj sjoperační rychlostí řádově miliony operací za vteřinu, vybavený virtuálními registry a disponující reálnou pamětí okolo 1 MByte. (odpovídající jsou na přo stroje nové řady 43 firmy IBM) o Takovýto stroj by umožnil i komplexní modelování provozních stavů jaderně energetických zařízení.

125

/ I / V.Březina: Havárie se ztrátou chladivá,1980,interní zpráva EGP,archoč.411-6-O2O345 /2/ I . B r i t t a i n : The Relap - UK MK IV Transient thermalhydraulic code,1978,AEE Winfrith /3/ IoBrittain: TRAC experience at Winfrith,1980,Newsletter /4/ W«HoRettig: Relap-3,Acomputer program for reactor blowdown analysis,1970,IN-1321,Idaho Nuclear Corporation /5/ Relap4/Mod5,A cumputer program for transient thermalhadraulic analysis of nuclear reactors and related systems, 1976,Aerojet Nuclear Company,ANCR-NUREG-1335 /6/ Proceedings of seminar on the thermal reactor safety computer program RELAP 4/MOD5,1976,Ispra /!/ VoBřezina: Havárie se ztrátou chladivá,1979,interní zpráva EGP,arch,čoEGP 11-6-19617

Ing Václav Březina, Ing Miloš Sekyra Závod jaderné energetiky Energoprojekt 170 00 Praha 7,Bubenská 1

126

fe]

PRŮTOK

1 I

šooo •

GOOO -

Mooo

SPOJ

O -SLOOO

-MOOO -6000-

SPOJ 2

15

127

25

30

;4

IÍ]

PRŮTOK

2000 • 1000 •

SPOJ G

o-AOOO-2000 WOO

MVW iooo •

.'

i

, UOOO: i

; t

O

.i

r'VXJO

; .!

••- I! ;f

4000 O 4

• -

.

t

i ,•'.!

;"•

. -i:' '

•

I

'; •.'r..

10

•

í.

128

20

I S5

•

•

. •

30:

!

PRÍTOK 2000 É000

i

'

4004 200 O

-kOO

25

IBT 129

30

[S3

DT: 621.039-566.8 V Ý Z K U M A K T I V N Í

H A V A R I J N Í H O Z Ó N Y

C H L A Z E N I

Václav Bláha, Josef Kotrnoch V referátu jsou uvedeny výsledky experimentálníclí prací za měřených na problematiku zalévání aktivní zóny/je zde uve den historický vývoj prací počínaje stanoveném optimálního způsobu měření teploty stěny imitátoru, pře^l výzkum vlivu dusíku rozpuštěného ve vodě na rychlost postupu chladící fronty a tlakové pulsace při havarijním yciilazení a konče stanovením průběhu koeficientu pře s t upír tepla a tepelného toku na povrchu imitátoru v závislosti na jednotlivých parametrech (teplotním gradientu, hmotové rychlosti a rela tivním obsahu páry). Experimenty Jtyly prováděny na jednoprutové a sedmiprutové maketě palivového článku. Klíčová slova: HAVARIJNÍ CHLAZENÍ, ZALÉVÁNÍ AKTIVNÍ ZÓNY, CHLADÍCÍ FR0NTA, P&2STUP TEPLA, IMITÁTOR PALIVOVÉHQ^LÁNKU.

Jaderně energetike zařízení musí být, vzhledem ke své povaze, natolik prchnicky zabezpečené, aby byl aaeučen odvod tepla z akt^ní zóny za všech okolností. Až do nedávna všechny projektové studie havarijních stavů předpokládaly jako nejnebezpečnější stav prasknutí primárního potrubí spojené se^trátou chladivá z primárního okruhu. Havárie na jaderne elektrárně Three Mile Island v USA v březnu 1979 však ukJrzala, že může dojít k vážnému poškození aktivní zóny \j případě, kdy nedojde k porušení primárního potrubí. Kombonace přerušení odvodu tepla na sekundární straně s rels/ivně malým únikem z primárního okruhu a doplněná selhá-

130

DT.

532.595

S O U B O R P R O G R A M S V O R P R O V Í P O C E T H Y D R A U L I C K É H O R / Z U V O B E C N E R O Z V f i T V B H Í M C I R K U I A Í U Í M O K R U H U

Petr Kodl

Obsahuje programy VOR 1 a VOR 2. Pomocí programu VOR 1 je možno provádět stacionární hydraulické výpočty obecně rozvětvené potrubní sítě* Tímto programem se řeší počáteční podmínky pro vlastní nestacionární výpočet hydraulického rázu, který se počítá pomocí programu VOR 2, Fyzikální model proudění je jednorozměrný, jednofázový, tlakové ztráty jsou soustředěny do míst fiktivních clon* Vlastní řešení se provádí numericky metodou fiktivních clon, která je obdobou grafické Scknyder-Bergeronovy metody a metody charakteristik. Jako poruchu pro ráz je možno zadat změny tlaku, průtoku a nastavení armatury v libovolném místě okruhu. Výpočet určí časové průběhy tlaku a průtoku ve všech bodech okruhu. Jako kontrolní příklad bylo zvoleno zadření hlavního cirkulačního čerpadla v jedné větvi primárního okruhu WER. Klíčová slova: HYDRAULICKÉ RA*Z, METODA SCHNYDER-BERGERONOVA, METODA FIKTIVNÍCH CLOW, PWR REAKTOR, PRIMÍRKf OKRUH, HADRAULIKA, NESTACIONA*RNÍ STAV, TLAKOVÍ KMITY 1• Hjdraulickj^ráz V počáteční fázi nestacionárních a havarijních stavů cikrulačních okruhů vodních, tepelných a jaderných elektráren dochází k šíření rázových vln. Se zvyšujícím se výkonem těchto zařízení dosahuje rychlost media v potrubích hodnot, při nichž tak zvané rázové jevy nabývají na významu. Jakékoliv změny v cirkulačních okruzích - změny nastavení armatur, výpadky čerpadel, změny tlaku a průtoku

141

v kterémkoliv místě okruhu apod, se projeví v počáteční fázi přechodového stavu jako tlakové kmity (rázové vlny). Tyto rázové vlny se šíří okruhem tzv. postupovou rychlostí, na koncích potrubních větví se odráží a navzájem interferujío ííasto se tyto tlakové vlny projevují v neškodném rozsahu, ale někdy mohou mít za následek poškození či vyřazení zařízení. Je proto důležité odhadnout předem přechodové stavy, v kterých by se mohly projevit rázové jevy a provést pro ně výpočty hydraulického rázu. Výchozí rovnice řešení rázu jsou rovnice kontinuity media, pohybové rovnice media, stavová rovnice media a rovnice pro deformaci potrubí. Klasická teorie hydraulického rázu v potrubí vychází z jednorozměrného proudění nevazké kapaliny a z deformace potrubní stěny, při které se zanedbává setrvačná hmota a podélná a ohybová složka napětí. Rázová vlna se v tomto případě šíří potrubím bez rozptylu postupovou rychlostí danou Zukovského vztahem: a

!

-

kde a ••••• rychlost rázové vlny Z~m/s_7 D •.. •. vnitřní průměr potrubí • /Tra J e tloušíka potrubní stěny ••••••••• ZTni_7 E ..... modul pružnosti pro materiál potrubí C$/*?J E ..... modul pružnosti media ••••..••••• ZľN/a _7 a ráz je popsán 2 rovnicemi # v

1

0p

.

dt

2

f

Q* 'Z? p

a

2

142

kde v ••••• r y c h l o s t media p • •»<>• t l a k media

t čas O® U x ,•••• souřadnice na ose potrubí £~m_7 Obecné řešení těchto 2 parciálních diferenciálních rovnic je pak ve tvaru: h

a

x — a

-f

( *-

)J

t+ a

kde p o a v o představují počáteční stav, P a f jsou dány okrajovými podmínkami a představují 2 vlny šířící se v kladném (P) a záporném (f) směru osy x, Pro vlastní numerické řešení rázu programem VOR se využívá metody fiktivních clon, která umožňuje zahrnutí třecích ztrát (viz. lit. 2,3,5)* Principielně tato metoda vychází z grafické Schnyder-Bergeronovy metody a je obdobou metody charakteristik. Potrubí je rozděleno na elementy o délce, kterou urazí rázová vlna za zvolený časový výpočtový krok. Na koncích těchto elementů jsou soustředěny tlakové ztráty ve formě fiktivních clon* K rovnicím 4 a 5 přibude rovnice pro tlakovou ztrátu na fiktivní cloně. Řešením těchto 3 rovnic pro všechny clony potrubní větve dostaneme na základě znalosti průběhu tlaku a průtoku v čase o krok zpět průběhy v počítaném čase. Okrajové podmínky rázu na koncích potrubí jsou dány charakteristikami připojených zařízení (čerpadlo, armatura, styk 2 či více větví apod.) e Řešený okruh se dá zobrazit ve formě sítě, kde úsečky představují jednotlivé potrubní větve a uzly různé okrajové podmínky.

143

2, Jako kontrolní příklad bylo zvoleno zadření hlavního cirkulačního čerpadla v jedné větvi primárního okruhu W E R , Schema obsahuje 30 uzlů a 31 větví a je zobrazeno na obr,1* Uzel 6 představuje vstup do reaktoru, uzel 1 výstup z reaktoru* Úsek zahrnující větve 23, 29, 24, 25, 26, 27» 28 představuje smyčku s kompenzátorem objemu (uzel 30), úsek s větveni 1 , 2 , 3 a 19 představuje standardní smyčku (započtena 4x), úsek větví 4, 20, 5, 6, 21, 22 představuje poruchovou smyčku* Uzly 20, 21, 22 jsou hlavní cirkulační čerpadla, uzly 19, 23, 24, 25 jsou zavírací armatury, větve 2, 5, 25 představují parogeneratory. tfseky mezi uzly 9-12 představují kazety: větve 12, 11, 10 představují palivovou kazetu, větve 15, 16, 17 regulační a větve 32, 33, 34 poruchovou kazetu, 2.1, Stacionární^stav Stacionární stav, který určuje počáteční podmínky rázu, byl řešen programem VOR 1# Každý uzel je zde popsán rovnicí bilance hmoty a každá větev pohybovou rovnicí. Řešením těchto rovnic, jejichž počet je dán součtem počtu uzlů a větví, dostáváme tlaky v uzlech a průtoky ve větvích. Tato soustava je soustavou nelineárních rovnic a je zde řešena Newtonovou metodou v kombinaci s metodou Gaussovou, Výpočtem pomocí programu VOR 1 byly získány následující hodnoty: průtok přes reaktor 11,01 nr/s, v jedné smyčce 1,83 nr/s, v trubce parogenerátoru 3157.10"*^ nr/s a v kazetě 2,86*10 B T / S ; tlak v uzlu 6 (vstup do reaktoru) 12,552 MPa, v uzlu 1 (výstup z reaktoru) 12,27 MPa, v uzlu 4 (vstup do parogenerátoru) 12,208 MPa a v uzlu 5 (výstup z parogenerátoru) 12,115 atd, 2.2. Zadření„čerpadla V poruchové smyčce se uvažuje zadření čerpadla (uzel 21), při výpočtu to znamená skokovou změnu původní charakteristiky čerpadla za místní odpor. Pro tento výpočet byl použit program VOR 2 a počítač ODRA 1305, výsledky byly graficky zpracovány

144

pomocí kalkulátoru HP 9830 B. Tlak v sání čerpadla okamžitě vzroste z původní hodnoty 12,098 MPa na 12,705 MPa a na výtlaku poklesne z 12,614 MPa na 12,010 MPa. Průtok přes zadřené čerpadlo okamžitě poklesne z 1,84 nr/s na 1,73 m / s . Přetlaková vlna se šíří ze sání čerpadla přes parogenerátor k výstupu z reaktoru (uzel 1) a podtlaková z výtlaku směrem ke vstupu do reaktoru (uzel 6 ) , Nejprve dorazí podtlaková vlna do uzlu 6 a zde se částečně odrazí s opačnou fází. Jelikož pracuje všech 6 smyček (4 standardní, 1 poruchová, 1 s kompenzátorem objemu) ráz se rozdělí a kmity tlaku v uzlech 6 i 1 jsou menší než v poruchové smyčce. Přesnější popis rázu v reaktoru by vyžadoval vícerozměrný model proudění. Ha obr, 2 je znázorněn časový průběh tlaku před a za uzlem 21 (zadřené čerpadlo) do času 0,4 s o Tlak v sání tohoto čerpadla dosáhne maximální hodnoty 13»453 MPa v čase 0,0426 s a tlak na výtlaku dosáhne minimální hodnoty 11,921 MPa v čase 0,0838 s. Tlakové kmity se postupně tlumí a navzájem přibližují a v čase 0,81 s splývají (průtok přes čerpadlo je nulový). Proposouzení rázu je rozhodující počáteční fáze, při které nejsou tlakové vlny utlumeny a tlaky dosahují extrémních hodnot. Pro ilustraci je na obr. 3 průběh tlaku na vstupu do parogenerátoru a na obr. 4 průběhy tlaků na vstupu a výstupu z reaktoru. Z uvedených průběhů je zřejmé, že největší tlakové kmity jsou v poruchové větvi, kde dosahují amplitudy řádově 0,6 MPa a překmit proti původnímu stacionárnímu stavu asi 1 B/IPa na vstupu do parogenerátoru a 1,4 MPa v sání zadřeného čerpadla0 3. Závěr Výpočtové programy VOR 1 a VOR 2 jsou v jazyce ALGOL 1900 pro počítač ODRA 1305 a umožňují řešit jak stacionární stavy cirkulačních okruhů (VOR 1) tak jejich nestacionární stavy pomocí modelu hydraulického rázu (VOR 2 ) . Přesto, že rázový model výpočtu má pro primární okruh PWR některá nepříjemná omezení (jednorozměrný a jednofázový

145

model proudění), mohou uvedené programy přispět k ocenení rázových jevů probíhajících v počáteční fázi každého nestacionárního děje.

4* iä / 1 / Haindl Karel: hydraulický ráz ve vodovodních a průmyslových potrubích, SNTL 1963. / 2 / Valvis P#G.: Water-hammer analysis including friction losses - Water power 2/1967. / 3 / Kohara I,, Ogawa J.f Iwakiri T, t Shiraiski T.t Transient phenomena of circulating water system for thermal and nuclear power plants - MHI Technical review - 10/1973* / 4 / Skalák R,: Water hammer - Water power 12/55, 1/56. / 5 / Katkovskij E.A., Poletajev G.H.: Volnovyje procesy v gidrosistémach - material konsultacii stran SEY po terne "Havárii s istečeniem teplonositelja", g. Plzeň, ČSSR, 1974. / 6 / P, Kodl: Soubor programů VOR, Ae 4036/Dok, 1977. Ing, Petr Kodl, ZES, k,p. SKODA Plzeň

t46

Obr:? PORUCHOVÁ SMYČKA

SMYČKA S KOMPEZÁTORE M OBJEMU STANDARDNÍ SMYČKA

REAKTOR

147

X

iň

IM

pi

B PI*

C

aj

P4•

pi

148

i

i T

PI»

i

i f •» PI I S PI• * PI•

* x

.

PI

19 IM

ši

149

T

*

m Of

S K

a

i i

is i a

-Q

O

i

a a 0.

5

« •

> 1

H -—1

1

—4—— I — — 1 — - H

h-

el pi

X 14

IM

IM

150

a a M*

DT: 621.039.517.5 P R O G R A M TRANS PRO Y í P O C E T D 0 7 Í C H PROCESU* V P A L I V O V Í L E H K O V O D N Í H O R E A K T O R U

PRECHOK A Z E T Ě

Zdeňka Jůzová Program je určen k řešení přechodových procesů, ke kterým může dojít v palivové kazetě lehkovodního reaktoru vlivem vstupních poruch (reaktivity, výkonu, tlaku, vstupní teploty nebo průtoku9 tlakové ztráty na kanále a pod*)* Program se nezabývá detailní subkanálovou analýzou, ale uvažuje soustředěné parametry chladivá po průřezu kazety a popisuje jednorozměrné proudění chladivá svazkem tyčí* tfloha řeší problematiku termodynamické nerovnováhy mezi vodní a parní fází, zabývá se přestupem tepla z paliva do chladivá i vedením tepla v palivu* Počítá bezpečnost vůči krizi přestupu tepla* úlohy spojené se změnou reaktivity jsou řešeny pomocí "bodového modelu neutronové kinetikytt* Uvedený příklad nastiňuje možnou aplikaci programu* Klíčová slova: lEHKOVODNf REAKTOR, KAZETA, PRECHODOV? PROCES, NEH0M0GEMÍ DVQUF/ZOYtf PROUDĚNÍ 1 • tfvod Při projektování jaderné elektrárny s reaktorem chlazenýii tlakovou vodou je nutno věnovat pozornost řešení přechodových procesů v aktivní z&ně reaktoru* Uvedený program umožňuje řešit odezvu hlavních teplofyzikálních parametrů palivové kiizety (resp* zóny) na vzniklé poruohy výkonu, vstupní teploty, tlaku, vstupního průtoku nebo tlakové ztráty na aktivní sině, reaktivity a pod* Řeší se jednorozměrné proudění chladivá svazkem palivových tyčí (počítá se se soustředěnými parametry po příčném průřezu kazety)* Úloha vyžaduje zabývati se problematikou hydrodynamiky nehomogenního dvoufázového proudění,

161

přestupu tepla z paliva do chladivá, vedením tepla v pokrytí a palivu a neutronovou kinetikou* 7 programu je zachycena termodynamická nerovnováha mezi vodní a parní fází, která ovlivňuje množství vznikající resp* kondenzující páry* 2* K formulaci matematického modelu byly sestaveny rovnice zachování hmoty, energie a hybnosti pro chladivo, dále rovnice popisující vedení tepla v palivu a pokrytí a rovnice t*zv* "bodového modelu neutronové kinetiky". Kromě rovnic "bodového modelu" jde vesměs o dvourozměrné (u paliva o trojrozměrné) parciální diferenciální rovnice (se závislostí časovou a prostorovou)* Tyto rovnice byly převedeny rozdělením kanálu na úseky stejné délky na soubor diferenciálních rovnic závislých na čase* Paliv© je navíc koaxiálně rozděleno na rovnoplochá mezikruží* Fro daný diferenční úsek kanálu se uvažují v daném čase stejné teplofyzikální vlastnosti v celém objemu úseku* Z rovnic zachování hybnosti je prostorová složka odstraněna provedením prostorové integrace přes celý kanál* Toto zjednodušení má za následek zanedbání zvukových efektů* takže poruchy tlaku a rychlosti jsou šířeny nekonečnou rychlostí* K základním rovnicím matematického modelu je nutno připojit počáteční podmínkyt charakterizované výchozím stacionárním stavem a okrajové podmínky, které představují vazbu palivové kazety se zbytkem primárního okruhu v průběhu přechodového pro* cesu* Dále model zahrnuje jednoduché vztahy popisující teplofyzikální vlastnosti vody a páry f korelace pro výpočet tlakových ztrát, skluzu, přestupu tepla a pod* Program počítá s termodynamickou nerovnováhou mezi vodou a párou, a to jak při varu kapaliny, tak i při kondenzaci páry* Mírou této nerovnováhy je t*zv* rychlost vypařování resp* kondenzace* k jejímuž výpočtu se používají empirické korelace*

K řešení získaného souboru časově závislých diferenciálních rovnic I* řádu je použita metoda Runge-Kutta-Merson

162

4« stupně. Program je psán v jazyce Algol 1900 pro počítač ODRA 1305 nebo ICL 1905.

Program byl již použit k propočtu mnoha značně různorodých úloh* Zde je uveden příklad, který umožňuje srovnání s experimentem, V NDR byly na jaderné elektrárně Rheinsberg (typu WER-70) v roce 1980 prováděny experimenty s diagnostickou kazetou DE-1• Byl proveden i nestacionární experiment, při kterém byl regulačním orgánem snižován vstupní průtok do této kazety <*yB^ dle zadané funkce* Na obr*1 jsou uvedeny naměřené hodnoty 6_a+ a časový průběh jejich polynomické náhrady. Y čase v = 9 s dochází k uzavírání regulačního orgánu a přechodový proces je sledován až do času *ť = 50 s t kdy byl regulační orgán náhle otevřen* Byl měřen časový průběh teplot chladivá v různých bodech po výšce diagnostické kazety* Tlak chladivá byl A/ 9>53 MPa* Výchozí výkon diagnostické kazety byl *s 1,9 MW. Rozložení výkonu po výšce kazety byl© těsně před experimentem proměřeno* Během přechodového procesu docházelo vlivem poklesu průtoku k růstu teplot v kazetě a ke vzniku páry* což vede k poklesu výkonu kazety* K určení poklesu výkonu se změnou těchto parametrů byla na základě podkladů v lit* / 2 / určena závislost výkonu na rovnovážném výstupním obsahu páry* Dále byl zadáván časový průběh vstupní teploty do kazety (jednoduchá lineární náhrada naměřených hodnot)* Pro výpočet přechodového procesu byla kazeta rozdělena po výšce na 10 úseků* Byla sledována teplota chladivá na jednotlivých úsecích výšky, váhový a objemový obsah páry a časový průběh výkonu* Jak patrno a obr.1, lze konstatovat dobrou shodu výsledků výpočtu s experimentem* Termočlánek T01 leží na 2* úseku výšky kazety, T02 na 3* úseku, TO5 na 7* úseku, T09 na 9•úseku a T10 na 10. úseku výšky kazety* Typočtené teploty t f i se v rámci přesnosti naměřených hodnot a výchozích výpočtových předpokladů (konstantní teplota na celen úseku výšky kazety a značně zjednodušené vztahy pro teplofyzikální vlastnosti vody) dobře shodují s naměřenými hodnotami teplot*

163

Výkon kazety poklesl až na 1,42 MW v čase v s 40 a, t.;J# na 74,7 % výchozí hodnoty* Maximální hmotový průtočný obsah. páry (střední po průřezu) na výstupu z kazety byl v čase V = 39 s a činil xjjjýjj. • 8,2 % a maximální objemový obsah páry (střední po prořezu) byl <
164

Obr. 1: ČASOVÝ PRŮBĚH MĚŘENÝCH A VYPOČTENÝCH VELIČIN p =9,53 MPa

0>

en

10

D T : 621.039.517 V Ý Z K U M Z Á K O N I T O S T Í V Z N I K U K R I P R E S T U P U T E P L A V P A L I V O V Ý C H K A Z E T Á C H V V E R Jan

Schettina, Vojtěch Holouš

V rámci momentu "Výzkum krize přestupu tepla za/stacionárních a nestacionárních podmínek" byla na maléXrodní smyčce ZES ŠKODA provedena měření kritických hustoJT tepelných toků při parametrech chladivá charakteristickými pro W E R . Experimenty byly provedeny v mezikruhovém kdnále s centrálním topeným prutem, v tříprutovém a sedmiorutovém svazku při rovnoměrném a rovněž axiálně a radiálně nerovnoměrném vývi— nu tepla v elektricky vytápěném mojaelu. Klíčové slova: KRIZE PŘESTUPU 2EPLA, PALIVOVÁ KAZETA, EXPERIMENT, VODNÍ SMYČKA, MODELOVÝ VÝZKUM, METODIKA EX1ERIMENTU, DETEKCE KRIZE, MĚSÍCÍ SYSTÉM, KORELACE, USAZENINY, AXIÁLNE NEROVNOMERNÝ VÝKON 1. Úvod Měrný výkon paftivových kazet lehkovodních reaktorů VVER je limitován vznikem krize přestupu tepla. Podstata krize spočívá v přechodu bublinkového režimu varu v blánový. Termický odpor souvislého parního filmu utvářejícího se na teplosměiyre ploše je tak vysoký, že dochází k řádovému poklesu součinitele přestupu tepla, a tedy prakticky k přerušení B^estupu tepla do chladivá. způsob jak předcházet poškození aktivní zóny v případě zhoršení podmínek chlazení, spočívá v omezení tepelíého zatížení palivových prutů na takovou hodnotu, aby vlivem změny parametrů chladivá nebo výkonu aktivníhzóny, ne-

166

E

5» Literatura L 1

L 2

L 3

L 4

L 5

L 6

L 7

L 8

L 9

Holouä V., Doležal A. Bystrodějstvujuščije datčiky dla izmerenija temperatu ry stenki prutkov. Ref. semináře RVHP TF 74, Moskva 974 Holouš V., Kotrnoch J. Metod opredelenija koeficienta teplootdač, při šich teplovych nagruzkach. Ref. semináře RVHP TF 74 Moskva 1974 Svojgr K. Modelový výzkum krize vsr*u s freonem 11. ef. semináře "Problematika proudění a tepla jaderné ektrárny WER", Plzeň 1976 Holouš V., Sviták F., ávojgr K. Modelování krize přestupu tepla v ezikruhovém kanálu s freonem 11. Ref. semináře RVH TF 78, Budapešť 1978 Kotrnoch J., Krett V., švojgr ., Lisecová Z. Vliv lokálního vyhnutí prut na krizi přestupu tepla. Ref. semináře RVHP TF 78, udapešt 1978 Holouš V., Schettina J., Výzkum krize varu v me kruhovém kanálu. Ref. semináře "Problematika proudě a tepla jaderné elektrárny VVER", Plzeň 1976 Holouš V., Svitá Měření a výhod cení kritického tepelného toku při axiální nerovnom nosti zdroje tepla. Ref. semináře "Fyzikální a tep né poměry W E R z hlediska bezpečnosti provozu", Pr a 1980 Holouš V , Kotrnoch J., Krett V., Schettina J. Vliv č stoty povrchu na krizi přestupu tepla při vynucené proudění. Ref. semináře RVHP TF 78, Budapešť 1978 Ce J., Holouš V., Jukl M., ření a vyhodnocení výsledků teplotechnických experimentů. Ref. konference AUTOS 79, Plzeň 1979

g. Vojtěch Holouš, Ing. Jan Schettina Závod energetické strojírenství k. ŠKODA Plzeň

177

DT: 536.423.1

K R I T I C K Í

621.039.54

T E P E L N É

T O K Y

P A L I -

VO V f C H Č L Á N C Í C H LEHKOVODNÍCH JADERNÝCH REAKTCRČ J o s e f Vampola, J a r o s l a v

Košíélek

V r e f e r á t u j e uvedena empirická k o r e l a c e pro výpočet k r i t i c k ý c h h u s t o t tepelných toků, odvozená z v l a s t n í c h měření na modelech s a x i á l n ě rovnoměrným a r a d i á l n ě rovnoměrným i nerovnoměrným vývinem t e p l a . Jsou uvedeny výsledky j e j í h o o v ě ř e n í na početném souboru publikovaných e x p e r i mentálních d a t a dále j e provedeno k r i t i c k é zhodnocení kor e l a c í jiných a u t o r ů . J e zahrnut v l i v a x i á l n ě nerovnoměrného r o z l o ž e n í tepelného toku na k r i z i varu a stanovena míra b e z p e č n o s t i pro jmenovité parametry r e a k t o r u VVER100C. Klíčová s l o v a : PALIVOVÉ ČLÁNKY JADERNÝCH REAKTORU, KRIZE VARU, BEZPEČNOST V&ČI KRIZI VARU

0. tfvod

Jednou z nejzávažnějších partií bezpečnostní problematiky jaderně energetických zařízení je řešení odvodu tepla z aktivní zóny jaderného reaktoru. Důležitým úkolem je zde stanovení koeficientů bezpečnosti vůči vzniku krize varu, která by znamenala vážné ohrožení bezpečnosti zařízení vzhledem k možnému propálení pokrytí palivového proutku, a tím zavlečení radioaktivních látek do celého primárního okruhu. Krize varu je proto jedním z limitujících faktorů nominálního výkonu reaktoru a vystupuje i do popředí úvah spojených s přechodovými a hypotetickými havarijními stavy. Cílem předloženého referátu je podat informaci o výsledcích výzkumu provedeného v SVtlSS v období 5. a 6. PLP, zaměřeného k získání dostatečně spolehlivých výpočtových pod-

178

kladů pro predikci podmínek vzniku krize varu v palivových článcích lehkovodních jaderných reaktorů. 1. Krize_varu_£ři_axiálně_rovnom5rném_v^vinu_te2la 1.1 Kgrelace_SVÚSS Ke stanovení kritických hustot tepelných toků pro po* třeby dimenzování aktivních zón jaderných reaktorů se ve světovém měřítku převážně vychází z experimentů získaných na elektricky odporově vytápěných modelech při průtoku vody směrem nahoru. Stejným způsobem byly provedeny i experimenty v SVÚSS na zařízení blíže popsaném v / I / . Měření byla realizována na devíti sedmiproutkových modeleoh, tvořených trubkami o průměru 10 mm s poměrnou roztečí 1,4 , umístěných v kruhovém kanálu o průměru 46 mm. Šest modelů o vytápěné délce 0,6 , 1,1 , 2,1 a 3,4 m mělo radiálně rovnoměrný vývin tepla a u tří modelů o vytápěnč délce 1,1 m byla radiální nerovnoměrnost výkonu = 1 a Jelikož tepelné zatíže»28 stř max ní jednotlivých buněk svazku bylo značně nerovnoměrné, byl lokální parní obsah i hustota hmotnostního toku v místě vzniku krize varu stanoven pomocí výpočtového programu VIVEKKÄ, / 2 / , u něhož byly z řady zabudovaných doplňujících výpočtových vztahů vybrány následující: -

Levyho model / 3 / pro stanovení termodynamické nerovnováhy v zóně povrchového varu,

-

Madsenův model / 4 / pro výpočet poměrného objemového parního obsahu,

-

model Osmačkina-Borisova / 5 / pro stanovení součinitele třecího odporu s Armandovou modifikací pro dvoufázové proudění,

-

Beusův model /6/ pro turbulentní míšení v dvoufázové oblasti a jím doporučený V2tah pro jednofázovou oblast.

Uvedeným způsobem bylo zpracováno 1041 naměřených krizových stavů v rozsahu parametrů: tlak 2,6 * 18,3 MPa,

179

—2 —1 hustota hmotnostního toku 12 5-5- 4350 kg.m .s , vstupní parní obsah -1,14 až -0,02, střední výstupní (kritický) parní obsah -0,23 až +0,80. Pro srovnání experimentálních výsledků s měřeními provedenými v SSSR při podobných geometrických a režimových parametrech, zajímavých z hlediska W E R , bylo užito sovětských korelací, odvozených na základě těchto měření. Pro závislosti

IAE/0smačkin-3 IAE/0smačkin-4 ÔKB/Bezrukov-2 /13/ ENIN/Miropolskij /14/ ENIN/D.ubro vski j /15/ JTIKIET/Smolin /16/ byla přímým výpočtem (srovnání vztažené na dané kritické parametry chladivá) zjištěna pro jednotlivé vztahy odchylka aritmetického průměru -12,6 až +7,0 % při středně-kvadratické chybě 27,3 až 32,6 %, resp. iteračním výpočtem (respektujícím tepelnou bilanci při zachování vstupního stavu chladivá) středně-aritmetická odchylka -6 až +2 % při směrodatné odchylce 11,5 až 13,5 %. Protože všechna měření byla provedena na modelech s jednotnou geometrií příčného průřezu, byl za účelem stanovení vlivu geometrických parametrů na krizi varu vlastní soubor experimentálních dat doplněn dalšími 2055 publikovanými údaji, získanými na 51 modelech zcela rozdílných geometrických uspořádání. Na základě lokálních parametrů v tepelně nejzatíženější buňce svazku, vypočtených programem VEVERKA, byla odvozena korelace ve tvaru: 6

3

1

5

q k r = 1,051.106 (2 + 1O~3 G V J ° » ^ (TJT,) ( T J T , )*1 5

BBEP

kde: A = 0,623 - 0,786 x ^ A = 0,565 - 0,399 x k r

pro x k p á 0,15 pro x ^ > 0,15

B - (P / P]crit ) 0 > 5 7

Pro

180

P ž 4»5

,

B = ( p / P k r l t ) 0 > 5 1 [(P/P k r l t'"°' 1 5 - * pro

p < 4,5 MPa

C = 1,47 / (1 + 0,005 I/dv) D = 1 8 6 D = 1 + 6,2857.10~ (7.10 - p)

pro p ä 7,0 MPa pro p < 7,0 MPa

E = 1

pro

L^2,5i

S = 1 + 0,1 (L - 2,5)

pro

L > 2,5 m

3

F'= 1 + l,33.1O" (15O - G k r ) • 0,667(xkr - 0,5) P = 1 F = p'

pro pro

F'= F">

i 1.

Odvozená závislost postihuje zkoumaný jev v celém souboru 3096 měření s nulovou odchylkou aritmetického průměru a se středně-kvadratickou chybou 15 % při výpočtu přímém, resp. 10 % při výpočtu iteračním. Platnost vztahu je ohra ničena rozsahem určujících parametrů v celém výchozím souboru experimentálních dat krize varu (obr. 1): tlak p(MPa) —2 —1 hustota hmotnostního toku Gkr,(kg.m .s ) lokální kritický poměrný parní obsah x k r vstupní poměrný parní obsah x, vytápěná délka L(m) poměr V d y

1 100 -0,3 -1,1 0,4 25

* Ť * Ť + *

20 7000 0,99 0,44 5,00 500

1.2. Korelace_jin£ch_autorů K posouzení vhodnosti korelací jiných autorů bylo na celém souboru 3096 experimentálních dat otestováno 19 korelací použitelných pro výpočet metodou subkanálové analýzy. Při testování byl ignorován rozsah platnosti vztahů uváděný jejich autory, nebot souhlasí-li vliv jednotlivých parametrů s obecnou zákonitostí krize varu, měly by jednotlivé závislosti vyhovovat v celém rozsahu měřených údajů. Z porovnání byly vyloučeny pouze případy vybočující z matematických možností vyčíslení. Výsledky výpočtů, stanovené přímou metodou, jsou uvedeny v tabulce I. Nejsou v nich zahrnu-

161

ty korelace IAE/Osmačkin-4 /1C/, Y/-3 /17/, B&7/-2 /19/, Goldmar-Thomas /17/ a Macbeth /17/, které celkově dávaly velmi rozporné výsledky, i kdy? pro některé modely palivových článků vyhověly dob?e. Celkové lze konstatovat, že všechny testované korelace dávají podstatně horší výsledky než korelace SVTJSS. Tabulka I: Přehled výsledků testování jednotlivých korelací vhodných pro subkanálovou analýzu na celém souboru vyšetřovaných experimentálních dat korelace IAE/Ostpačkin-1 / 7/ CK3/Bezrukov-2 /13/ ERIN/Mircpolskij /14/ rriKIET/Smolin /16/ IAE/0smačkin-3 / 8/ General E l e c t r i c /17/ IAE/Csmačkin-2 / 9/ Westinghouse-2q /18/ ENIN/Dubrovskij /15/ OKB/Bezrukov-1 /12/ Westinghouse-2Ai /17/

počet bodů 3096 3096 3096 3096 3096 3078 3096 2975 3095 3096 3096

1•3

s tř.-aritou stř.-kvádr. odchylka odchylka -19,5%

22,6 %

-17,1 %

-23,2 %

27,4 % 28,6 % 33,5 % 38,7 % 39,1 %

+ 3,2 %

40,6 %

-29,9 %

40,8 % 42,1 %

- 7,6% + 1,4 % + 5,9 %

+ 0 , 1%

-50,9 % +40,5 %

26,1 %

47,0 %

metodou

CT

uvážením ra Tato metoda představuje obecně jistý kompromis v určení lokálních hodnot parametrů mezi metodou subkanálové analýzy, realizovanou složitým analytickým řešením, a mezi prostými metodami středních parametrů a izolovaných subkanálů. Testováno bylo sedm korelací, uzpůsobených pro odhad účinků radiální nerovnoměrnosti: NIKUST/Smolin /20/, Barnett /21/, IAE-1,2,3,4 /7-11/ a CISE-4 /22/. Zatímco prvních šest korelací poskytlo výsledky kvality přibližně odpovídající údajům v tab. I, dala velmi dobré výsledky

182

výpočtové metoda CISJE-4. Tato metoda vyhodnocuje shodu výpočtu s experimentem způsobem odpovídajícím iteračnímu typu srovnávacího kritéria. Pro všechny body vyšetřované ho souboru činí v tomto případě odchylka aritmetického průměru +0,4 % se středně-kvadratickou chybou 14,1 %. 1.4 V^DOčet_kritick^ch_hustot_tegeln^ch^toků_metodou

Obě metody představují nejprostší, a tím i nejsnáze realizovatelné přístupy k zahrnutí účinků radiální nerovnoměrnosti výkonu ve svazku. Byly prošetřeny pomocí korelace SVÚSS a ve shodě s očekáváním bylo zjištěno, že u zkušebních modelů, které mají malou výkonovou nerovnoměrnost po průřezu, neposkytuje detailní výpočet lokálních parametrů složitou metodou subkanálové analýzy výrazný efekt. U sekcí s velkou radiální nerovnoměrností byla naproti tomu zjištěna odchylka středně aritmetického průměru pro metodu středních parametrů až +72 % a pro metodu izolovaných subkanálů až -46 %. Vzhledem k převládajícímu počtu modelů s nízkou nerovnoměrností výkonu po průřezu jsou výsledky získané oběma metodami pro celý vyšetřovaný soubor přijatelné. Při přímém výpočtu činí u metody středních parametrů odchylka aritmetického průměru +11,3 % se středně-kvadratickou chybou 17,9 % a u metody izolovaných subkanálů je chyba aritmetického průměru -6,7 % se směrodatnou odchylkou 17,2 %. 1.5 Zhodnocení_y^DOčtov^ch_metod_krize-varu Porovnání výpočtů kritických hustot tepelného toku, provedených různými výpočtovými postupy prostřednictvím řady korelací, s experimentálními údaji, získanými na 60 zkušebních úsecích v mnoha laboratořích několika zemí, je souhrnně uvedeno v tabulce II. Z výsledků vyplývá, že nejlepší shodu výpočtu s experimentálními údaji dává výpočtová metoda SVtfss, založená na určení lokálních parametrů metodou subkanálové analýzy, realizovanou výpočtovým pro-

183

Tabulka II: Celkové zhodnocení výpočtových metod krize varu výpočtová metoda

způsob výpočtu

subkanál. iterační analýza subkanél. přímý analýza str.parám, odpovídá s respekt, iteračnímu rad.nerovn. izolov. přímý subkanálů středních parametrů přímý subkanál. přímý analýza stř.param. s respekt, přímý rad.nerovn.

odchylka aritmet. průměru (%)

korelace

směrodatná odchylka <%)

SVÓSS

-0,2

10,0

SVÚSS

0,0

15,1

CISE-4

+C,4

14,1

SVTJSS

-6,7

17,2

svúss

+11,3

17,9

viz tab.I

-50,9 až +40,5

22,6 až 47,0

IAE-1,2,3 Smolin Barnett

-34,T až +52,1

23,6 až 53,3

grsmem VEVSRKA, a návazném výpočtu kritické hustoty tepelného toku z korelace uvedené v oddílu 1.1. Z ostatních výpočtových postupů dává souměřitelné výsledky pouze výpočtová metoda CISE-4, které ovšem s ohledem na svůj globální charakter není schopna - na rozdíl od metody subkanálové analýzy - postihnout ani vlivy detailnějšího konstrukčního uspořádání palivových kazet (distanční elementy, perforace obálky apod.), ani účinky nerovnoměrnosti rozložení tepelného výkonu po výšce aktivní zóny.

varu K odvození korekčního faktoru

K8 , respektujícího vliv 8

axiálně nerovnoměrného vývinu tepla na krizi varu, byly použity výsledky měření uvedené v /23,24/, získané na kruhových trubkách s lineárním, symetrickým kosinovým a deformovaným sinovým profilem vývinu tepla. Při použití ko-

184

relace SVÚ3S byl korekční faktor stanoven ve tvaru

0,8

4

_ kr,rovn. q

kr,nerovn.

y.q(y)

q(z) dz

Jelikož v korelacích IAE-4, OKB-2, W-3 a B&W-2 jsou korekční faktory uváděny v odlišném tvaru, byly provedeny porovnávací výpočty kritických hustot tepelného toku při podmínkách odpovídajících jmenovitým parametrům pro tepelně nejzatíženější proutek reaktoru VVER-1000 při symetrickém kosinovém průběhu vývinu tepla. Z obr. 2 vyplývá, že koeficient bezpečnosti vůči vzniku krize varu, stanovený z uvedených korelací, se pohybuje v rozmezí 1,41 až 1,99. Místo vzniku krize pak jednotlivé korelace indikují v rozmezí y/L = 0,675 až 0,865. 3. Závěr Presentované výpočtová metoda, ověřené na dostatečně rozsáhlém souboru experimentálních údajů, představuje ve srovnání s dosavadními publikovanými výpočtovými postupy podstatné zpřesnění a přispívá tak ke zkvalitnění výpočtových podkladů pro komplexní řešení bezpečnostní problematiky jaderných elektráren. Zjištěnou směrodatnou odchylku 10 % na celém vyšetřovaném souboru experimentálních údajů lze považovat za přiměřenou jak st ohledem na nutný rozptyl měření v souboru, tak i s ohledem na přesnost ostatních článků celého systému výpočtových podkladů nutných k sestavení Bezpečnostních zpráv. Podstatné jsou i dílčí výsledky prací, zejména komplexní zvládnutí metody subkanálové analýzy a umožnění její aplikace na plné kazety WER-440 i WER-1000 k obecným potřebám stanovení lokálních tepelných a proudových charakteristik. Význam má i osvojení a ověření složité metodiky měření kritických tepelných toků na vybudovaném zkušebním zařízení SVÚSS. Vybudování databanky experimentálních údajů krize varu

185

při stacionárních podmínkách v rámci RVHP, které je v SVÚSS plánováno, by mělo otevřít cestu dalšímu rozšíření souboru naměřených hodnot, a tím přispět ke zpřesnění a zobecnění výpočtové metody. Nezastupitelnou úlohu v tomto úsilí bude mít rovněž pokračováni v experimentálních programech výzkumu krize varu jak v ZES k.p. SKOBA, tak i v SVÚSS.

Seznam_označení A,B,C,D,E,F,F'

v a L P q T x y z

pomocné symboly ekvivalentní tepelný průměr horkého subkanálu hustota hmotnostního toku korekční faktor celková vytápěná délka tlak hustota tepelného toku teplota poměrný hmotnostní parní obsah délková souřadnice proměnné v integrálu

m

-2«s-1

kg.m

m Pa W.m"2 K kg.kg" 1 m m

Indexy kŕ kŕ it max nerovn. rovn. s stř 1

/!/

krize varu; lokální stav v místě krize termodynamický kritický bod maximum (po průřezu) nerovnoměrný (po výšce) rovnoměrný (po výšce) mez sytosti střední (po průřezu) vstupní

VAMPOIA, J.: Tlakové zkušební zařízení pro výzkum krize varu v modelech palivových článků jaderných reaktorů a pro výzkum teplotních rázů. /Výzkumné zpráva SVUSS-76-05014/. Praha, SVÚSS 1976.

186

/Z/

KOŠÍÍLEK, J.: Výpočtový program VEVERKA pro řešení lokálních tepelných a hydraulických charakteristik palivových kazet jaderných reaktorů. /Výzkumná zpráva S7ÚS3-78-O5OO6/. Praha, SVÚSS 1978. /3/ LEVY, S., Int. Jour, of Heat and Mass Transfer, 10, 196T, s. 951. / 4 / MADSEN, W.; A Vcid Fraction Correlation for Vertical and Horizontal Bulk-Boiling of Water. In: Fifth Int. Keat Transfer Gonf., Tokyo 1974, paper B5.1. /5/ 0SMAČKIN, V.S. - B0P.I50V, V.I).: Gidravličeskcje scprotivlenije púčkov teplovydeljajušcich steržnej v potoke kipjáščej vody. /Výskumná zpráva IÄE-1957/. Moskva, Institut atomnoj energii 1971. /6/ Y/EISMAtf, J. - BCWRING, R.V/., Nuclear Science and Engineering, jjj, 1915, s. 255. / 7 / 03MAČKIN, V.3.: rjŕizis teploobaena pri dviženii kipjaščej vody vdol púčkov teplovydeljajuščich steržnej. /Výzkumná zpráva IAE-2C14/. Moskva, Institut atomnoj energii 1971. /8/ OSMAÔKIN, V.S. - LYSCOVA, F.N.: Sravnenije opytnych dannych po uslovijam krizisa teploobnena v mo^eljach toplivnych sborok reaktorov tipa T/ER 3 rezul tatami rasčetov po metodike IAE. /Výzkumná zpráva IAE-2558/. Moskva, In3titut atomnoj energii 1975. /9/ OSMAČKIN, V.S. - LY330VA, N.N.: C rasčete kritičeskich teplovych nagruzok v pučkách steržnej. /Výzkumná zpráva IAE-2£C4/. Moskva, Inst.atomnoj energii 1972. /10/ CSMAÔKIN, V.S.: 0 mechanizme krizisa teploobmena v uslovijach reaktorov, ochlaždajemych vodoj. In: Seminar TF-78 Teplofizičeskije issledovanija dlja obespečenija nadežnosti i bezopasnosti jaderných reaktorov vodovod janogo tipa, Budapest RVHP 1978, s. 27. /Íl/ OSMAÔKIN, V.S.: Issledovanija teplogidravličeskich charakteristik modelej toplivnych sborok reaktorov v IAE im. I.V. Kurčatova. /Výzkumná zpráva IAE-234 5/. Moskva, Institut atomnoj energii 1974. /12/ BEZRUKOV, Ju.A. aj.: Issledovanije kritičes,kich teplovych votokov v pučkách steržnej primenitel no k reaktoram tipa W E R . In: Seminar TF-74 Issledovanija kritičeskich teplovych potokov v pučkách steržnej, Moskva RVHP 1974, s. 57. /13/ BEZRUKOV, Ju.A. aj., Teploenergetika, 1976, č.2, s.80. /14/ MIROPOLSKIJ, Z.L. - SEMIN, E.T. - VINOGRADOVA, M.N., Teploenergetika, 1969, 5. T, s. 49. /15/ JUGAJ, T. aj.: Issledovanije teplofizičeskich charakteristik modelej aktivnoj zóny pri stacionárnych režimach i avarijnom sniženii raschoda teplonositelja dlja reaktorov tipa W E R . In: Seminar TF-78 Teplofizičeskije issledovanija dlja obespečenija nadežnosti i

187

/16/ /17/ /IS/ /19/ /20/

/21/

/22/

/23/

/24/

bezsopasnosti jaderných reaktorov vodo-vodjanogo tipa, Budapeäí RVHP 1978, s. 555. SMOLIN, V.N. - POLJAKOV, V.K., Teploenergetika, 19 67, č. 4, s. 54. TONG, L.S.: Boiling Crisis and Critical Heat Flux. /ABC Critical Review Series, TID-25887/. USAEC 1972. TONG, L.S. - CUREIN, H.B. - THORP, A.G., Nucleonics, 21, 1963, č. 5, s. 43. GELLERSTEDT, J.S. aj.: Correlation of Critical Heat Flux in a Bundle Cooled by Pressurized Water. In: ASMS Winter Annual Meeting, Los Angeles 1969, s. 63. SMOLIN, V.N. - POLJAKOV, V.K.: Metodika rasčeta krizisa teplootdači pri kipenii teplonositelja v steržnevych sborkách. In: Seminar TF-78 Teplofizičeskije issledovanija dlja obespečenija nadežnosti i bezopasnosti jaderných reaktorov vodo-vodjanogo tipa, Budapest RVHP 1978, s. 475. BARHETT, P.G.: A Comparison of the Accuracy of Some Correlations for Burnout in Annuli and Rod Bundle. /Výzkumná zpráva AEEW-R-558/. UKAEA, Atomic Energy Establishment Winfrith, 1968. GAŠPARI, P.G. - HASSID, A. - LUCCHINI, F.: A Rod-Centered Subchannel Analysis with Turbulent (Enthalpy) Mixing for Critical Keat Flux Prediction in Rod Clusters Cooled by Boiling Water. In: Fifth Int. Heat Transfer Conf., Tokyo 1974, paper B6.12. FLINTA, J. aj.: Burnout Measurements at Studsvik 1969/70 (Paper to European Two Phase Flow Group Meeting, June 8 - 10, 1970 in Milan). /Výzkumná zpráva AE-RL-1220/. Studsvik, AB Atomenergi 1970. PREVITÍ, G. - CAMPANILE, A. aj.: Forced Convection Burnout and Hydrodynamic Instability Experiments for Water at High Pressure. Part III: Comparison Between Experimental Burnout Data 3nd Theoretical Prediction for UniforDi and Non-Uniform Heat Flux Listribution. /Výzkumné zpráva EUR-3H3.e/. Euratom 1966.

Ing. Josef Vampola C S c , Ing. Jaroslav Košíálek Státní' výzkumný ústav pro stavbu strojů, odbor Termomechanika 250 9T Praha 9 - Běchovice

188

x

l

0,4

0,2 0,0 -0,2 -0,4 -0,6 -0,8 -1,0-1,2-

L(n) 4,5

u 1

4,03,5-

X

3,02,5-

"T

2,0-

1

J

1,51,00,5-

o, -s

a

,„, i

L

H1 L

800

1200

1— 1 1

O

400

CM

16-

0,8-

5

0,6

4 - 12-

0,20,0-

-0,2-0,4

Obr.

1600 2000 počet bodů

'o, 18-

1,0-

0,4-

l

3

14

10 8

2- 6 10-

4 20-

200 1

400

600 800 počat bodů

čatnost bodů pro růsný rozsah hlavních paranatrů (soubor 3096 zpracovaných azpariaiantálnioh dat)

189

1,2

Obr. 2

Bezpečnost vůči vzniku krize varu u reaktoru WBR-1000 1 - k o r e l a c e BátW-2 /19/ OKB-2 2 /13/ W-3 3 /17/ CISB-4 4 /22/ Smolin 5 /16/ S7USS 6 / 8/ 7 IAB-3 8 /10/ IAE-4

190