Calculul de Proiectare al Reactorului Pwr cu Elemente Combustibile Inelare

INTRODUCERE

Pe parcursul celor trei generații de reactoare PWR s-a înregistrat o evoluție continuă,

care a condus la cristalizarea și generalizarea anumitor soluții constructive.

Această evoluție se datorează unei multitudini de factori tehnologici, economici, tehnico-științifici, dar chiar și schimbărilor profunde în concepția de securitate nucleară (prin rearanjarea și formalizarea priorităților).

Din punct de vedere tehnologic s-au perfecționat toate materialele utilizate,

tehnologiile de prelucrare și de testare nedistructivă.

Din punct de vedere economic, factorii generatori de progres în realizarea

combustibilului trebuie legați de necesitatea creșterii gradului de ardere, a fiabilității și

siguranței în funcționare, de creșterea campaniei la 12-18 luni, de creșterea puterii unitare și a

densității de putere în zona activă.

Toate acestea nu ar fi fost posibile fără utilizarea unor mijloace științifice evoluate

spectaculos în ultimii 30 de ani: coduri de calcul, modelarea și simularea proceselor nucleare,

a proceselor termo-hidraulice și nu în ultimul rând a stărilor de tensiuni mecanice.

Evoluția combustibilului pentru PWR a mers permanent la limita superioară a

tehnologiilor momentului și a fost factorul hotărâtor în evoluția puterilor unitare. Calea

parcursă pornește de la faptul că economicitatea și competitivitatea cresc cu puterea unitară,

cu gradul de ardere și cu durata campaniei.

Pentru creșterea puterii unitare este nevoie ca, în condițiile limitării tehnologice a

dimensiunilor reactorului, să crească puterea medie în zona activă. Pentru aceasta este nevoie

ca să se uniformizeze distribuția de putere (de flux), ceea ce a condus la folosirea

absorbanților consumabili sub forma sau în compoziția elementelor combustibile, împreună

cu alte tehnici cum ar fi dispunerea combustibilului pe diferite nivele de îmbogățire ,

utilizarea sistemului de reactivitate. Aceste tehnici atrag în același timp și creșterea gradului

de ardere, care are ca ultima restricție majoră defectarea combustibilului ca urmare a

modificărilor induse de iradiere.

CAPITOLUL I

DESCRIEREA ANSAMBLULUI DE COMBUSTIBILE PWR ȘI A ELEMENTULUI COMBUSTIBIL INELAR

Acest lucrare oferă o privire de ansamblu asupra rezultatelor NERI (inițiativa de cercetare a energie nucleare) finanțat de către departamentul de energie al statelor unite(US DOE) ce a dus la dezvoltarea programului de combustibil inelar răcit atât în plan intern cât și în plan extern pentru reactoarele cu apă sub presiune(PWR) la densitate de putere mare. Acest nou tip de combustibil a fost propus de Institutul Tehnologic din Massachusetts (MIT) pentru a permite o creștere substanțială a densității de putere (o creștere de 30% sau mai mare) ,dar în același timp să se mențină sau chiar să se îmbunătățească limitele de siguranță.

Un studiu bine elaborat a fost efectuat de o echipă formată din MIT(organizația lider), Westinghouse Electric Corporation,Gamma Engineering Corporation,Framatome ANP si Atomic Anergy of Canada Limited.

Studiul a implicat in evaluarea noului combustibil din punct de vedere hidraulic termic, neutronic, performant a combustibilului, producerea combustibilului și costul realizării, inclusiv primele teste de iradiere de la reactorul MIT.

Combustibilul propus este de forma inelară și are atât racire interna cât și răcire externă după cum se arată în figura fig.1.1. Pentru a furniza un debit suficient prin canalul interior ventilat dimensiunile tijelor folosite trebuie să fie semnificativ mai mari decât tijele tipice de combustibil pentru un PWR cu o matrice de 17X17. Prin urmare, pentru o dimensiune de asamblare fixa ansamblul combustibil PWR are un număr mai mic de tije de combustibil.

Figura1.1-Schema combustibilului inelar solid răcit inern și extern

O tranziție de la solid la geometrie inelară are două implicații importante care permit creșterea densității de putere: 1. reducerea grosimii caii de conducere, care îmbunătățește marja temperaturii de varf a carburantului la topire și 2. Suprafața de transfer a căldurii marită (în ciuda micșorarii numărului de tije de combustibil) care îmbunătășeste marja pentru DNBR(Departure from Nucleate Boiling Ratio)

Obiectivul principal al acestui proiect al NERI(inițiativa de cercetare a energie nucleare) a fost să analizeze potențialul de îmbunătățire a siguranței și economiei reactoarele cu apă sub presiune(PWR) cu ajutorul unui combustibil inelar racit atat extern cât și intern de performanță mărită.

Acest obiectiv a fost urmărit prin urmatoarele sarcini:

Identificarea celui mai promițător aranjament de asamblare a combustibilului pentru PWR astfel încat să se obțină o creștere a puterii densitătii cu cel puțin 30%.

Optimizarea combustibilului pentru o performanță termohidraulică superioară.

Efectuarea unor analize de siguranță,cum ar fi analiza pierderii accidentale a lichidului de răcire(LOCA) pentru a confirma că beneficiile de siguranță sunt optime.

Evaluarea designului combustibilului neutronic pentru a obține reactivitate limitată de ardere mărită și un ciclu de realimentare comparabil soluțiile curente PWR și pentru a obține de asemenea caracteristici economice pozitive.

Procese de fabricație superioare pentru producția elementelor combustibilului inelar cu caracteristicile necesare,inclusiv de fisiune în încarcare și placare de inaltă calitate,care sunt capabile să transforme producția elementelor intr-un proces eficient din punct de vedere economic cât și al calității.

Evaluarea materialelor și performanțele mecanice ale formelor de combustibil UO2 obtinuțe prin tehnologii de producție diferite de practicile americane actuale (de exemplu, combustibil vibropacked), și care funcționează în condiții noi (cum ar fi temperatura foarte redusă a combustibilului). Dezvoltarea modelelor de evaluare a performanței combustibilului, precum și pentru definirea testelor de iradiere efectuate la reactorul de cercetare de Massachusetts Institute of Technology (MIT).

Estimarea costul economic sau beneficiul în caz de utilizare a combustibilului inelar pentru dotarea actuala generație II PWR sau noi PWR avansate.

Performanța termohidraulică

Modelul de combustibil inelar care oferă o putere maximă a fost cercetat cu ajutorul unui model de nucleu realizat în VIPRE-01.Această metodologie este utilizată pentru analizarea geometriei combustibilului cu răcire internă și externă și a fost dezvoltat de către EPRI(Electric Power Research Institute).

Au fost analizate numeroase matrici patratice de diferite dimensiuni(11×11 pana la 15×15) care încap în dimensiunile fixe ale ansamblului de combustibil.

Cele mai promițătoare opțiuni bazate pe considerente DBNR s-au stabilit a fi matricile 13×13 și 12×12 cu dimensiunile din Tabelul 1.1

Deoarece rezultatele modelării performanțelor combustibilului au arătat că expansiunea termică și umflarea granulelor de combustibil în timpul procesului are loc către învelișul exterior, fluxul de căldură pe canalul exterior poate crește.

Matricea 13×13 adăpostește un flux termic mai ridicat catre canalul exterior, astfel matricea 13×13 fost selectată ca fiind matricea cu designul cel mai promițător.

Designul 13×13 permite o creștere a puterii de până la 50%. Aceasta este o creștere semnificativă, puterea fiind extrasă dintr-un nucleu de aceeași dimensiune dar cu o înregistrare a creșterii producției, în special la nivelul actual de la 1150MWe la 1750MWe. Aceeași capacitate de creștere a puterii a fost, de asemenea, dovedită a fi posibilă și pentru cele mai mari pompe de răcire a reactorului disponibile în prezent, care oferă debite limitate la 130 la sută, în cazul în care temperatura de bază de intrare se reduce cu 10 ° C. Creșteri ale puterii similare cu ale combustibilului inelar au fost posibile pentru modelele de nuclee cu zăbrele hexagonale tipice reactoarelor VVER din Rusia. La o astfel de putere, temperatura de vârf a carburantului este cu aproximativ 1300 ° C mai mica decât cea a carburantul de referință solidă, așa cum se arată în figura 1.2

Tabel 1.1 Dimensiuni (cm) elemente combustibil inelar ale matricilor optime si matricea de referință a combustibilului solid

Figura 1.2. Comparație între profilul solid și combustibilul inelar

O astfel de creștere mare a puterii necesită o creștere proporțională a debitului de bază rezultând într-o cădere de presiune și de viteza mai mare care la rândul său provoacă îngrijorări în legătură cu vibrațiile și lansarea asamblării combustibilului. Pentru a răspunde preocupărilor în legatura cu vibrațiile la viteze mari,au fost analizate tijele combustibilor inelari supuse la 5 fluxuri induse de vibrații mecanice.Comparativ cu combustibilul solid de referință,combustibilul inelar expus la un flux de debit 150% s-a comportat mai bine din punct de vedere mecanic.De asemenea frecarea,alunecarea și uzura la impact a fost mai mică în cazul combustibilului inelar.

Combustibilul inelar beneficiază de viteze mai mici de curgere și foarte important, o rigiditate mai mare.

Analiza instabilității flambajului pe teaca căreia îi lipsește suportul grilă, a arătat că stresul maxim generat de momentul de încovoiere pe aceasta este mic datorită constrangerii limitate a placării de catre combustibil grila suport a tecii exterioare.

Evaluarea rezonanței acustice a tecii canalului interior a arătat că există o necesitate de a crește ușor separarea frecvenței naturale de frecvența de pulsație.Acest lucru poate fi realizat fie prin schimbarea frecvenței naturale prin creșterea lungimii boltului combustibilului fie printr-o schimbare a frecvenței de pulsație.Schimbarea frecvenței de pulsație se poate realiza fie prin micșorarea vitezei pompei fie prin numărul de lame.

Modelul de combustibil inelar propus s-a dovedit a fi rezistent la vibrații și la problemele produse de acestea.

Analiza performanței de siguranță

Patru accidente ale combustibilului inelare pentru reactorul PWR au fost evaluate într-un mod comparativ cu reactorul PWR de referință alimentat cu combustibil solid tradițional. Accidentele care au fost evaluante sunt urmatoarele:

1.Accident ce constă în pierderea lichidului de răcire(Loss of Coolant Accident-LOCA)

2. Accident ce constă în pierderea debitului (Loss of Flow Accident-LOFA)

3. Cedarea rețelei principale de abur(MSLB)

4. Accidentul tijei de ejecție

Pentru a efectua aceste analize s-au folosit programele RELAP5-3D / ATHENA dupa ce au fost dezvoltate modele corespunzatoare.

Pentru a face fața degradării termice cu 50% mai mare în timpul procesului de reîncalzire după LOCA, trei opțiuni de injective de siguranță (IS) și sisteme de acumulatoare (ACC) au fost verificate incluzând 100% SI și 150% ACC, 150% SI și 100% ACC și 150% SI și 150% ACC.

Temperatura de purjare de vârf a fost eliminată pentru toate cazurile chiar și la puterea de 150% din cauza energiei foarte scăzute stocate în combustibil. Temperaturile de vârf de placare date de încălzirea reactorului au rămas cu mult sub limita de siguranță de 1200ºC pentru toate cele trei cazuri, dar pentru cazul cu 100% SI, temperatura de vârf de placare a rămas la valori ridicate mult mai mult decât celelalte două cazuri înainte de stingere. Prin urmare, SI la 150% din capacitate și aceeași dimensiune a acumulatorului (capacitate 100%) au fost selectate pentru miezul nominal de 150%. În general, analizele au confirmat faptul că nucleul la o putere de 150% poate rezista la o LOCA fără a depăși limita temperaturii de placare.

Accidentul ce constă în pierderea completă a debitului (Lofa) a fost analizate utilizând codul RELAP3D / ATHENA și codul VIPRE-01. Rezultatele de la 150% putere arată că DNBR pentru combustibilul inelar scade mai repede decât in cazul combustibilului solid de referință la 100% putere, în principal din cauza sensibilității sale mai mari la debitul lichidului de răcire.

Cu toate acestea, deoarece marja DNBR inițială a combustibilului inelar este semnificativ mai mare decât pentru combustibilul solid, cea mai scăzută valoare a MDNBR atinsă în timpul tranzitoriu este ușor mai mare decât cea a combustibilului solid. După atingerea unui valoarea minime, MDNBR pentru combustibilul inelar crește mai rapid decât pentru combustibilul solid de referință datorită energiei mult mai mici stocată combustibilului inelar. Rezultatele Lofa au confirmat un stadiu de echilibru MDNBR la suprasolicitare fapt ce a demonstrate capabilitatea combustibilului inelar de a funcționa la o putere de 150%.

Cedarea rețelei principale de abur și accidental tijei de ejecție sunt evenimente ce au fost analizate pentru combustibilul solide de referință cât și pentru combustibilul inelar la nivele de putere de 100% și 150%. Rezultatele MSLB au confirmat așteptările : combustibilul inelar funcționează la putere de 150% are suficientă MDNBR și marjele sunt comparabile cu cele ale combustibilului solid la 100%.

De asemenea, rezultatele în cazul tijei de ejecție au arătat că temperatura carburantului de vârf pentru combustibilul inelar ar rămâne semnificativ sub cea pentru combustibilul solid (circa 1200 ° C, față de 2200 ° C). Pe de altă parte, creșterea temperaturii de la valori la starea de echilibru a fost de aproximativ 50% mai mare pentru combustibil inelar datorită densității de putere mai mare și volum al combustibil puțin mai mic.

Cu toate acestea temperaturile medii ale combustibilului inelar rămâne semnificativ mai mici decât cele pentru combustibil solid (1150 ° C, față de 1450 ° C). Corespunzător, temperature medie a entalpiei radiale a combustibilului la amplasarea axială a temperaturii vârfului este cu aproximativ 30% mai mică pentru combustibil inelar decât pentru combustibilul solid. Prin urmare, marjele limita a entalpiei de combustibil este considerabil mai mare pentru combustibilul inelar în ciuda densității de putere cu 50% mai mare.

În concluzie, rezultatele analizelor de siguranță de mai sus în cazul celor patru accidente majore arată că performanțelor de siguranță sunt satisfăcător în cazul combustibilui inelar pentru o creștere a puteri de până la 50%.

Performanța neutronică

Dimensiunile optime ale combustibilului inelar răcit pe plan intern și extern sunt determinate în primul rând de analize hidraulice termice, care au fost efectuate sub constrângerea de a menține metal greu la moderator la un raport apropiat de valoarea de referință a combustibilului solid curent. Este nevoie de un volum suplimentar de placare pentru combustibilul inelar, care reduce volumul disponibil pentru combustibil și lichidul de răcire.

Prin urmare pot fi încărcate în miez cu aproximativ 9% mai puțin metale grele, fapt care afectează negativ durata ciclului de combustibil. Totuși, raportul dintre metalul greu și moderator a fost conservat printro ușoară reducere corepunzatoare a volumului moderatorului. Încarcaturile mai mici de metale grele și placările adaugate necesită o îmbogățire substanțială,dar aceasta creșterea este minoră în comparație cu necesitatea de a realiza o ardere cu 50% mai mare datorată creșterii puterii și pentru a menține durata ciclului de 18 luni de practică curentă în cele mai multe centrale din SUA. De aceea, provocarea majoră în sarcina neutronică a fost de a proiecta nucleul și de a gestiona combustibilul astfel încât să poată indeplini ciclul de 18 luni la o densitate de putere cu 50% mai mare în același timp având o putere de varf acceptabilă precum alți parametri neutronici. Obiectivele modelului includ asigurarea funcționării nucleului la o capacitate de 90% pentru un ciclu de 18 luni, concentrația maximă de bor a nucleului la 1750 ppm și puterea maximă radială de 1,65.

Trei nuclee au fost proiectate folosind codurile CASMO4 / SIMULATE și o metodologie consistentă – un miez PWR de referință cu combustibil solid și două nuclee alimentate cu combustibil inelar, unul funcționând la putere 100%, iar cealălalt la o putere de 150%. Acest lucru a facut posibilă comparația între nucleele alimentate cu combustibil inelar și miezul de referință pe bazata pe același număr de ansambluri de reîncărcare și același set de criteria de proiectare.

Modelul nucleului inelar a pastrat ideea generica cu 3 loturi existente.. Cele 72 de ansambluri de reîncărcare au fost divizate în două niveluri de îmbogățire: 48 un nivel ridicat de îmbogățire și 24 cu nivel mai mic de îmbogățire. Sub-lotul cu îmbogățire mai mare rămâne în nucleu timp de 3 cicluri în timp ce combustibilul îmbogățit mai puțin rămâne doar 2 cicluri, dar la un flux mai mare pentru a realiza arderi comparabile.

Modelul de încărcare al unui reactor inelar alimentat pentru 150% putere este prezentată (cu vârf și ardere. Ansamblurile de combustibil sunt expuse la arderi semnificativ mai mari de până la 102MWd / kg, deși acumulate pe aceeași perioadă de timp de 4.5 ani ca și pentru nucleul de referință cu combustibil solid.

Pentru a extrage ~ 50% mai multă energie per ansamblu necesită o creștere corespunzătoare de îmbogățire. Cei 8,1% și 9,0% sunt cu mult peste 5 W / o licențiere limita a celor mai multe centrale de producție, prin urmare, o trecere la acest combustibil inelar cu o densitate de putere mare ar necesita modificări în instalațiile de fabricare a combustibilului.

Cu toate acestea, în cazul în care compusii grei din uraniul pot fi considerate, de exemplu, nitrura de uraniu, iar numărul de reîncarcări ale ansamblurilor poate fi crescută, îmbogățirea combustibilului poate fi limitată la 5 w / o. Îmbogățirea mai mare întarește spectrul de neutroni și, ca o consecință reduce valoarea reactivității materiale de control. Satisfacerea limitei de concentrație de bază a borului implică arderea mai multor otrăvuri în combustibil proaspăt.

Managementul distribuției puterii în întregul ciclu asigurând în același timp o ardere acceptabilă a reziduurilor nedorite devine o provocare. Marja de închidere este, de asemenea, ușor redusă în funcție de Ag-In-Cd existente în tijele sistemului de control și necesită materiale de control puternice.

Reactivitatea raspunsului parametrilor a fost de asemenea evaluată pentru toate cele trei nuclee. Moderatorul coeficientul de temperatură al nucleului inelar este puțin mai negativă decât pentru nucleul solidul de referință. Coeficientul Doppler este aproximativ același, dar temperatura inițială mai mică a combustibil inelar oferă marje mai mari pentru raspunsul negativ Doppler în accidente ce implică creșterea reactivității.

Potențialul de ardere al plutoniului în nucleu cu densitate de putere mare cu combustibil inelar a fost de asemenea explorat. Combustibilul inelar fertil liber de plutoniu încărcate într-un nucleu îmbunătățit pare să fie fezabil, dar creșterile de putere sunt limitate la mai puțin de 50%, din cauza vârfului de putere relativ ridicat și potențialul pentru MTC ușor pozitiv la BOC.

Rezultatele sugerează că o creștere a densității de putere de 40% ar trebui să aibă inițial încarcarea de plutoniu suficient de scăzută pentru a asigura o temperatură de vârf acceptabilă pentru puterea nucleului și MTC negativ pe toată durata ciclului. Cu toate acestea, nevoia de o cantitate mare de otrăvuri inflamabile îmbogățite face proiectarea unui nucleu fără ardere a plutoniului neatractivă din punct de vedere economic. O opțiune mai atractivă pentru managementulul transuranic al izotopilor care merită în viitor o evaluare ar fi Combined Non-Fertile și UO2 (CONFU) , care ar putea fi ușor adaptat pentru combustibil inelar.

În general, nucleele de putere și densitate mare alimentate prin combustibil inelar au arătat stări de echilibru, inclusiv distribuții de energie și coeficienți de reactivitate, la t comparabili cu nucleul de referință alimentat cu combustibil solid.Astfel, reutilizarea noului combustibil inelar pare să fie din punct de vedere tehnic pentru generația următoare de PWR de mare densitate.

Fezabilitatea fabricației combustibilului

Una dintre problemele majore al oricărui tip nou de combustibil este fezabilitatea fabricației sale la standarde stricte. Prin urmare, sarcina importantă a acestui proiect a fost axata pe evaluare, dezvoltare, demonstrații ale proceselor de fabricație al combustibilului inelar la scara de laborator. Studiul de fezabilitate al fabricării combustibilului a fost realizată în trei etape.

În primul rând, o evaluare pe baza largă de a posibilelor procese de fabricare care sunt pertinente pentru o proiectare optimizată a combustibilului inelar a fost efectuata de Gamma Engineering.Potentialele rute de fabricație și tehnologii de prelucrare a elementelor combustibilului inelar, care au fost evaluate a inclus:

(1) traseul de fabricație a peletelor inelului sinterizat cu tehnologii curente de presare pentru realizarea de pelete verzi .

(2) traseul de fabricație a peletelor inelului sinterizat prin tehnologia extrudării suspensiilor pentru realizarea de pelete verzi.

(3) traseul de fabricație a peletelor inelului sinterizat prin prin tehnologia presării iso-statice la rece pentru realizarea de pelete verzi

(4) ruta VIPAC de fabricație a elementului combustibil cu diferite componente de dimensiunea particulelor de material combustibil UO2 sinterizat zdrobit la densitate mare.

(5) ruta VIPAC de fabricație a elementului combustibil cu diferite componente sferice de densitate mare de material combustibil UO2 format prin procese speciale, cum ar fi sol gel.

Tehnologiile de fabricație al peletulului inelului sinterizat (1) și VIPAC (4) au fost selectate ca fiind cele mai promițătoare pentru o evaluare suplimentară.

În a doua fază, au fost urmarite analiza și dezvoltarea celor mai promițătoare tehnologii de fabricație a combustibilului. A treia fază a constă în realizarea la nivel de laborator a demonstrații proceselor de fabricație dezvoltate pentru a oferi tije de combustibil cu oxid de uraniu sărăcit. Rezultatele majore obținute pentru procesele pelete inel sinterizat și VIPAC sunt rezumate mai jos.

Fabricarea combustibilului pentru VIPAC a fost efectuată la AECL. În primul rând, șase exemplare de 10cm de combustibil inelar cu uraniu îmbogățit au fost fabricate pentru a fi utilizate la MITR pentru iradiere – A se vedea figura 1.3 Pelete de UO2 de densitate mare (> 97% teoretic) ,zdrobit sinterizat 4.91wt% au fost folosite ca materii prime. Datorită diferenței mici între inel și materialul de combustibil (de exemplu, ~ 2 mm), a fost găsit materia prima de combustibil optimă trebuia să indeplinească dimensiunea particulelor componentelor (adică, ~ 70wt% din 0,25-0,50 mm granule și ~ 30% în wt% din 0.025 – 0.053 mm granule) pentru realizarea celei mai mari densități de frotiu din produsul finit.

Densitatea maximă de frotiu atinsă prin prelucrarea vibrației a fost doar de ~ 77% (teoretic). O creștere a densității de până la 82% a fost posibilă folosind o tehnică mecanică de prelucrare a impactului cu o forță crescută dezvoltat de AECL. Creșterea densității suplimentar la 88% a fost realizată prin amestecarea a 15% pulbere de uraniu metalic cu UO2. Dimensiunea pulberii de metal a fost 0.25- 0.50 mm.

Figura 1.3 Modele de combustibil inelar pentru iradiere la MITR

Apoi, două lungimi de 1.20m de combustibil inelar au fost fabricate și încărcate cu succes utilizând abordarea VIPAC pentru a obține o densitate maximă de 77%( teoretic). Aceasta este insuficientă pentru a îndeplini cerințele de încărcare al combustibilului de referință ale unui oxid de uraniu eficient care necesită o densitate de cel puțin 85% din densitatea teoretică de UO2. De asemenea, s-a observat că granulele s-au compactat la o anumită densitate de aproximativ 72% relativ repede și după acest punct au fost inregistrate creșteri mici ale densității realizate numai după compactare ample.

Prin urmare, explorarea în continuare a combustibilului VIPAC nu a fost continuată, dar s-a constatat că densități mari pot fi atinse printr-un adaos de pulbere de uraniu metalic la amestecul particulelor de oxid înainte de compactare. Astfel, traseul de fabricare al combustibilului VIPAC ce implică adăugarea de pulbere de uraniu metalic poate fi o opțiune de rezervă mai promițătoare pentru ruta peleților sinterizați care este descrisă mai jos.

Peleții inelului sinterizați pentru barele de combustibil inelar 13×13 au fost fabricați la Westinghouse Nuclear Fuel Company în Columbia, Carolina de Sud. Saptezeci de peleți inelari verzi au fost produși și șaizeci din acești peleți au fost apoi sinterizati. Figura 1.4 prezintă unii peleți inelari sinterizați. Proprietățile a treizeci de peleți sinterizați au fost apoi măsurat intensiv și suprafața OD a peletelui a fost apoi finisat utilizând un polizor comercial. Randamentul total al treizeci dintre peleții selectati care au fost presați, sinterizați și suprafața OD de măcinare a fost de 97%, cu pierderea unui pelete timpul șlefuirii. Nu au existat probleme tehnice cu fabricarea peleți de combustibil sau OD la șlefuirea de suprafață. Toleranțele cruciale dimensionale ale peletului au indeplinit specificațiile de proiectare ale combustibilului preliminar.

Figura 1.4 Peleți sinterizați confecționați la Westinghouse

Bazat pe această testare a celor de la Westinghouse,ruta de fabricare a peletelui prin presare și sinterizare părea să fie tehnologia cea mai promițătoare pentru fabricarea comerciala a combustibilul inelar de referință. Prin urmare, un al doilea set de fabricare al peletor inelari și studii de încarcare ale tijelor, folosind tehnici de fabricatie comerciale, a fost organizat de Westinghouse și efectuate la Invap (situat în SC de Bariloche – Río Negro ,Argentina). Al doilea lot de aproximativ 200 de peleti, care a fost produs a arătat că toleranțe dorite pot fi atinse. Forma conică a peletilor inelari a fost redusă substanțial. Mai mult, dopuri de capăt au fost proiectate și tehnici de sudură realizate cu succes. În cele din urma, tijele lungi de 1.2m au fost încărcate cu succes cu peletii inelari și ambele dopuri de capăt sudate in interior și în exterior și tijele au fost presurizat cu gaz heliu.

În general, concluzia este că elementele combustibile inelare pot fi fabricate prin tehnici de fabricație comercială conform specificațiilor necesare utilizând ruta peletelui inelului sinterizat, la costuri rezonabile. Prin urmare, fabricarea de combustibil inelar nu trebuie să fie un factor de inhibare în introducerea comercială a combustibilului inelar pentru a îmbunătăți performanțele existente ale reactoarele cu apă ușoară.

Fezabilitate economică

Noul combustibil ar putea fi introdus numai dacă poate aduce beneficii economice semnificative operatorilor de centrale nucleare. Prin urmare, cuantificarea potențialului câștigul economic este un obiectiv cheie al acestui proiect, astfel încât o sarcină separată a fost dedicată studiilor economice.

Costul ciclului de combustibil și evaluarea impactului combustibil inelar de mare putere si densitate asupra economiei centralelor au fost efectuate de către Westinghouse. Obiectivul a fost de a oferi analize economice și inginerești pentru a se determina raportul cost / beneficiu al combustibilului inelar. Evaluările au fost urmărite în două zone. Prima zonă s-a axat pe costul de producție, în special cu privire la modificările necesare pentru că centrala de la Columbia sa găzduiasca procesul de fabricație a barelor de combustibil inelar și costurile aferente. În a două etapă, au fost evaluate beneficiile unei creșteri de putere mare de energie electrică.

Costurile de producție a combustibilului au fost estimate la o evaluare a problemelor de fabricație întâlnite în cazul unui tub central introdus în spațiul inelar al unui nucleu. Ipotezele utilizate reflectă autorizatiile de funcționare și constrângerile actuale de la uzina Westinghouse Nuclear Fuels plant in Columbia, Carolina de Sud.

Două tipuri de combustibil au fost considerate. Primul este un pelete inelar similar cu peletele inelar de UO2 realizat pentru tijele WABA de la Columbia dar mai mare decât acesta. Al doilea este un combustibil de particule ce folosește particule neregulate de UO2 ecranate și zdrobite ce a fost folosit de AECL la Chalk River pentru segmentele carburantului de testare.

Pentru peletii combustibilului inelar,se presupune că peleții sunt mai întâi încărcați în tubul exterior, așa cum este face în prezent pentru peletele solide. Această abordare este luată în considerare deoarece exteriorul peleților se pot inpamânta o toleranță foarte apropiata de cea necesara. Tubul interior este apoi introdus cu o închidere în partea de jos sudată și atașată în prealabil. Adaugarea celui de-al doilea tub necesită doar o minora modificare a stației de asamblare curentă. Arcul și închiderea inelar sunt apoi adăugate la capătul opus. Creșteri minore ale costurilor de fabricație sunt de așteptat pentru două noi stații de sudare. Singura investiție de capital este aceea de creștere a capacității cuptorului de sinterizare datorită densității mai mici a acestor peleți. Cu toate acestea,nu este de așteptat nici o creștere semnificativă în costul final al combustibilului, deoarece zona secțiunii transversale a peleților nu o depășeste pe cea a peleților solizi necesari în fiecare ansamblu.

O estimare a costurilor a fost făcută pentru a lua în considerare capitalul suplimentar și costurile suplimentare necesare fabricării combustibilului inelar:

Taxele de produs pentru costurile de capital ca urmare a creșterii numărului de cuptoare de sinterizare;

Taxele de produs pentru costurile de capital asociate cu stațiile de sudură suplimentare;

Taxele datorate utilizării crescute a zirconiului.

Creșterile costurilor de producție pentru combustibil au fost determinate de aceste costuri de capital combinate cu costurile suplimentare pentru utilizarea zirconiului obținându-se astfel creșterea totală a costurilor marginale ale combustibilul inelar.Acest cost crește de la suma de 0.005 dolari / kWhr (e) la aproximativ 0.00502 dolari / kWhr (e) creștere considerată neglijabilă.

În ceea ce privește avantajul în economia centralei, trei opțiuni de centrale folosind combustibil inelar au fost comparate cu două opțiuni de centrale ce utilizează combustibil solid standard. Ratele reduse ale rentabilității pentru opțiuni alese s-au dovedit a fi după cum urmează (enumerate de la cea mai bună variantă la cea mai proastă):

1717 MW (e) Generația III PWR; combustibil inelar – 11,3%

1717 MW (e) Generația III PWR; combustibil standard – 10,8%

1117 MW (e) Generația III PWR; combustibil inelar – 7,3%

1117 MW (e) Generația III PWR; combustibil standard- 6,9%

600 MW (e) creștere a puterii pentru PWR Generation II; combustibil inelar – 6,3%

Utilizarea de combustibil inelar îmbunătățește întotdeauna rata de rentabilitate a capitalului investit. În cazul unei noi centrale de Generatia III, utilizarea de combustibil inelar poate fi utilizat pentru a obține fie o capacitate mai mare pentru o centrala nucleara de acceași dimensiune cu cea folosind combustibil solid fie de a reduce dimensiunea centralei.

Se pare că rata de rentabilitate a banilor poate fi majorată cu 0.4- 0,5% în cazul în care este utilizat noul combustibil inelar.

Pentru centralele nucleare de Generatia a II-a, combustibil inelar oferă un mijloc de a actualiza în mod semnificativ puterea (până la 50%), folosind aceeași centrala nucleară cu modificări ale generatoare de aburi și pompe de circulație, precum și un nou echilibru elementar al centralei (construit în timpul funcționării instalației) să se ocupe de producția de energie crescuta. Cu toate acestea, receptorul nuclear ROR este mai mic decât pentru noile opțiuni ale reactorului. Acest lucru se datorează în principal costului ridicat al puterii de înlocuire și valoarea combustibilului neutilizat în timpul tranziției de la combustibilul standard la combustibil inelar. De exemplu, în cazul în care aceste două elemente nu au fost incluse, costul capitalului ar scădea în mod semnificativ și valoarea acestei opțiuni ar crește intensiv cu un ROR de circa 11,6%.Prin urmare, în cazul în care înlocuirea la un cost scazut este disponibilă în perioada de tranziție și dacă costul combustibilului nefolosit poate fi redusă datorită unui management strict al combustibilului înainte de tranziție, opțiunea de a trece de la un combustibil solid la cel inelar este net favorabilă.

În general, combustibilul inelar pare să fie mai rentabil din punct de vedere economic în comparație cu combustibilul solid de referință folosit într-o centrală PWR obișnuită.

Performanța combustibilului

Performanța combustibilului inelar răcit pe plan intern și pe plan extern în timpul iradierii a fost evaluată folosind o abordare de modelare și, de asemenea, un test de iradiere la MITR, dupa cum este prezentat în cele două secțiuni de mai jos.

Codul FRAPCON-3 a fost modificat cu codul FRAPCON-INELAR pentru a dezvolta performanța combustibiluui inelar, care a fost apoi utilizat pentru a efectua o analiză a iradierii celui mai încălzit bolt din designul combustibilului inelar sinterizat. Comparațiile au fost făcute tija unui reactor ce utilizează combustibil solid de referință la putere nominală, precum și o tija PWR comercială ce operează la o putere ridicată. Combustibilul inelar de mare putere ar fi iradiat (în model) la o ardere mult mai mare decât combustibil solid (86 versus 50 MWD / kg).

La aceasta ardere ridicată ,eliberarea gazelor de fisiune (FGR) din combustibilul inelar extrem îmbunătățit este mai mare decât în cazul combustibilului solid de referință, în ciuda faptului că temperatura de operare a combustibilului este mult mai mică. Acest lucru se datorează faptului că o eliberare semnificativă de gaze de fisiune începe să apară la o ardere mai mare de 45 MWD / kg datorită modificărilor microstructurii din combustibil. Cu toate acestea, totalul gazelor de fisiune( FGR) al combustibilul inelar de 86MWd / kg este încă relativ scăzut (mai puțin de 6%).Ambele placări ale combustibilului inelar îmbunătățit duc la apariția unor tulpini mai mari în primele sute de zile de operare datorită diametrului inițial mai mare, dar rămâne sub limita de 1%.Grosimea oxidului de placare al combustibil inelar și aderența hidrogenului s-au dovedit a fi mai mică decât pentru combustibil solid datorită temperaturii de placare inferioare. La o putere de 150% , placarea interioară a avut o grosime de oxid puțin mai mare decât combustibilul solid datorită fluxului de căldură mai mare, dar a ramas încă în limite acceptabile. Deoarece arderea este realizată la aproximativ aceeași temperatură de placare și în aceeași perioadă de timp ca și pentru combustibil solid de astăzi, performanța placarii combustibilului inelar de putere și densitate inalta nu este semnificativ diferit de cazul de combustibilul solid de referință.

O potențială problemă identificată prin modelare este asimetria dintre exteriorul și interiorul conductanțelor golului și efectul său asupra valorilor de flux termic, ca rezultat al extinderii peletelui inelului spre exterior. Un număr de abordări a fost explorat pentru a rezolva problema asimetriei conductanței golului. O abordare promițătoare este adăugarea prin pulverizare a unui strat combustibil exterior de particule ZrO2. Acest lucru previne contactul rapid între placare și combustibil, limitând astfel conductanța decalajului exterior datorită unei bariere ce are o conductivitate termică mai mică în momentul închiderii golului exterior, dacă golul interior este deschis. După închiderea golului interior, particulele de ZrO2 de la suprafața exterioară sunt zdrobite datorită exercitării unei presiuni mari de contact și conductanța termică a golului exterior crește strâns pana ajunge la o valoarea asemanatoare cu cea a golului interior. Acoperirea a 50% din suprafața exterioară a combustibilului cu particule de ZrO2 în asociere cu iregularitățile placării tipice din 3 µm a dus la un randament de simetrie excelent a conductanței golului de-a lungul întregii perioade de iradiere. În plus,in urma rezultatelor de producție ale peleților sinterizați s-a constatat că se pot atinge toleranțe excelente în ce privește dimensiunile peleților inelari, ceea ce sugerează că tija poate fi asamblată cu un decalaj interior mai mic și stratul pulverizat de ZrO2 poate sa nu fie necesar. Acest trebuie să fie confirmat prin iradiere, deci tehnica de pulverizare cu particule de ZrO2 poate servi ca o variantă de rezervă.

Pentru a simula performanța combustibilului VIPAC a fost dezvoltat codul FRAPCON3-INELAR (V) care încorporează mai multe modele noi. Acestea includ un VIPAC empiric cu o relație de conductivitate termică în funcție de temperatură, ardere, porozitate și presiunea gazelor; un model de combustibil VIPAC și conductanța termică a placării bazat pe modelul original FRAPCON de conductanță termică;un model de combustibil VIPAC cu interacțiunea mecanică a placării; un model de schimbări dimensionale și un model de eliberare a gazelor de fisiune atermale pentru VIPAC. Performanța combustibilului VIPAC fost comparată cu cea a combustibilului sinterizat. Rezultatele au arătat că în timpul primelor apriximativ 50 de EFPDs,temperaturile medii ale combustibilului inelar VIPAC au fost mai mici decât cele ale combustibilului inelar sinterizat în ciuda conductivității mici ale combustibilului VIPAC, o consecință a lipsei de lipsei de goluri la placarea cu combustibil. După ce se închid golurile combustibilului inelar, temperatura medie a combustibilului scade sub cea a combustibilului VIPAC din cauza conductivității termice mai mari a combustibilului sinterizat. Gazele de fisiune ale combustibilului VIPAC se preconizează a fi mai mari decat în cazul combustibilului sinterizat (~ 12% la EOL pentru VIPAC versus ~ 6% pentru combustibilul sinterizat), din cauza suprafeței mari de volum dea particulelor combustibilului VIPAC, care facilitează scaparea atomilor de fisiune de recul. Pe cealaltă parte,tija combustibilului VIPAC prezintă tulpini medii la placare substanțial mai mici decât cele ale combustibilului sinterizat. De asemenea, rezultatele FRAPCON-INELAR (V) au confirmat așteptările de simetrie excelenta a conductanței golului.

În ceea ce privește testele de iradiere a combustibilului VIPAC, s-au putut efectua doar experimente de iradiere limitată din cauza timpului și din cauza constrângerii financiare a acestui proiect. Deoarece există o experiență mai vastă în ce privește comportamentul peleților sinterizați decât cu combustibilul VIPAC,testele de iradiere s-au realizat numai pentru combustibilul VIPAC combustibil .

Scopul experimentului iradierii a fost de a obține date privind eliberarea gazelor de fisiune și potențiale schimbări dimensionale induse de iradiere, care ar putea apărea la începutul procesului de iradiere. Două dintre probele de combustibil inelar VIPAC fabricate de AECL au fost instrumentate cu termocuple și asamblate în capsule de iradiere. A fost folosit lichid de racire al reactorului la temperatura de 50 ° C. Aceasta a necesitat proiectarea unei capsule de iradiere speciale care asigură o rezistență suplimentară la transferul de căldură între lichidul de răcire și placare pentru a se potrivi temperaturilor placării și combustibilului prevăzute în timpul funcționării PWR. Acest lucru a fost realizat printr-un gol umplut cu un amestec eutectic de plumb cu bismut. Sigiliul sudat și capsulele de presiune testate au fost inserate în miezul MITR-II. Cele două capsule asamblate au fost iradiate la o ardere de 6,9 și 5,7 MWD / kg-U în perioada martie – septembrie 2004. Ratele de generare de căldură liniare în probele de combustibil au fost aproape de cele care ar s-ar fi experimentat într-o tijă de vârf la 150 % din PWR la densitate de putere curentă. După ce iradierea a fost oprită, probele de combustibil au fost transferate din nucleul reactorului în inelul de depozitare al combustibilului în reactor pentru examinarea post iradiere(PIE).

Examinarea post iradiere care a fost efectuata în august 2005, a confirmat faptul că au fost prezente arderi în câteva procente și a arătat o eliberare a gazelor de fisiune mai mică decât a fost anticipată. O eliberare de gaze de fisiune de aproximativ 0,5% a fost estimată pentru fiecare capsulă. Aceste valori sunt supuse unei incertitudini destul de mari, deoarece varful de 514 keV este aproape de vârful de anihilare 511 keV și nu este pe deplin rezolvată. Cu toate acestea, este foarte probabil ca eliberarea reala de gaze de fisiune nu este mai mare de cateva procente din gazul de fisiune generat.

Figure 1.5 Vedere în ansamblu a nucleului MITR cu combustibil inelar

CAPITOLUL II

CONSIDERENTE TEHNICE CARE STAU LA BAZA DIMENSIONĂRII DE PRINCIPIU A REACTOARELOR PWR

Un reactor nuclear este o instalație tehnologică în care are loc o reacție de fisiune nucleară în lanț în condiții controlate, astfel încât să poată fi valorificată căldura generată sau utilizate fascicolele de neutroni .

Reactorul cu apă sub presiune – PWR 

Reactorul cu apă sub presiune (PWR), cel mai răspândit pe plan mondial, folosește apă ușoară ca moderator și agent de răcire. Apa de răcire este menținută sub presiune ridicată pentru a nu fierbe în interiorul vasului de presiune al reactorului și a circuitului primar. Căldura preluată din zona activă este transferată unui schimbător de căldură unde se produce aburul pentru acționarea turbinei și generarea de electricitate.

Aceste reactoare utilizeaza un recipient sub presiune care contine combustibil nuclear , bare de control, moderator, și lichid de răcire. Acestea sunt răcite și moderate de apa lichidă la o presiune înaltă. Apa caldă radioactivă, care parasește vasul de presiune este rotită într-o buclă printr-un generator de abur, care, la randul sau, încalzește o altă buclă cu apă non-radioactiva pentru abur, în așa fel încât aburul eliberat să poată rula turbimele. Această tehnologie pentru reactoare este cea mai recentă și este cea mai sigură tehnologie, în prezent în desfășurare la scară largă.

Figura2.1 prezintă schematic componentele cele mai importante din circuitul primar și secundar al unui reactor de tip PWR. Apa sub presiune (aprox. 15.5 MPa) din circuitul principal intră în miezul reactorului la aproximativ 275 C, primește căldura de la miez, care are o temperatura de ieșire de aproximativ 325C și transferă căldură de-a lungul tuburilor de U în generatorul de vapori ce alimentează turbina și este condensată pentru ca mai apoi să-și reia circuitul.

Figura2.1 Schema circuitelor primar și secundar ale reactorului cu apă sub presiune și a materialelor metalice de construcție folosite

Figura 2.1 prezintă aliajele folosite de-a lungul circuitelor principale și secundare, care intră toate în contact cu apa la temperaturi înalte și sunt supuse unor presiuni mecanice semnificative.

Aliajele din interiorul vasului reactorului (și inclusiv cele care îl alcătuiesc) sunt supuse unor variații de iradiere care produc avarii de tip decalaj și descompunere prin radioliză a agentului de răcire (a apei). Componentele metalice folosite la limita majoră de solicitare (vasul de presiune a reactorului, presurizatorul, generatorul de aburi, liniile de aburi, turbinele și condensatorul) sunt, în general, realizate din oțel cu un nivel scazut de carbon sau din aliaje speciale. Oțelul austenitic inoxidabil domină miezul materialelor structurale dar servesc și drept protecție pe suprafața interioară a vasului de presiune a reactorului și a presurizatorului. Componentele cu o duritate mai mare precum arcurile și șuruburile sunt făcute din aliaje pe bază de nichel.

Locurile de penetrare a vaselor și tuburilor generatorului de aburi sunt facute din aliaje pe bază de nichel tip 690 (înainte era din aliaj nichel 600 dar s-a descoperit că nu avea destulă rezistență la fisurile produse de coroziunea sub tensiune). Tuburile de condens sunt făcute în principal din titan sau din oțel inoxidabil. Selectarea aliajelor pe bază de nichel și a oțelului austenitic inoxidabil pentru miezul reactoarelor și a tuburilor generatoare de aburi s-a realizat din nevoia de găsi un material destul de rezistent la coroziunea acvatică și în special la temperaturi înalte. Aceste aliaje au o viteză mică de coroziune datorită formațiunilor purtatoare de crom care alcătuiesc straturi protectoare de suprafață, ce cresc încet la temperaturile operaționale.

Astfel aliajele de zirconiu au un rol mai important ca material de susținere a presiunii

în reactoarele PWR

Avantajele reactoarelor de tip PWR

Reactoarele cu cea mai mare dezvoltare sunt cele în care un singur mediu (apă sau apă grea) îndeplinește simultan rolurile de agent de răcire și de moderator. Acest tip de reactoare

prezintă următoarele avantaje generale:

tehnologie accesibilă și condiții relativ simple de experimentare a proprietăților apei,

care joacă și rolul de mediu de protecție și de răcire în depozitul de combustibil,

putere specifică și totală ridicate,

posibilitatea manipulării combustibilului sub nivelul apei,

putere de moderare ridicată a apei pentru energii inferioare pragului de fisiune al

U235 care, asociată cu împrăștierea slabă a neutronilor de energii mari, permite grade

de ardere ridicate pentru îmbogățire medie,

stabilitate, datorită coeficientului negativ de variație a reactivității cu temperatura.

Neajunsurile teoretice ale acestui tip de reactoare sunt legate de proprietățile și comportarea

apei:

secțiune de absorbție mare în comparație cu alte materiale moderatoare, ceea ce

necesită îmbogățire a combustibilului,

presiune ridicată a apei pentru atingerea unui nivel de temperaturi utilizabile eficient

energetic ,

procese de coroziune, care impun utilizarea unor materiale superioare și ridică

probleme în legătură cu producerea, activarea și reținerea produselor de coroziune,

limitarea fluxului de căldură datorită apariției crizei fierberii,

formarea produselor de radioliză,

volumul mare al organelor de reglaj și compensare.

Trecerea de la centralele prototip sau pilot, de puteri mici, la centralele din generația a doua și

dezvoltarea cu precădere a reactoarelor de tip PWR au făcut posibilă acumularea

unui volum imens de informații și conturarea unor caracteristici distincte în concepția

sistemelor reactorului, în primul rând a combustibilului nuclear, ca și tendința de tipizare a

acestuia.

Ansamblul combustibil

După încercări de folosirea a elementelor combustibile sub formă de plăci (preluate de la reactoarele de cercetare ale timpului), s-au impus elementele cilindrice de tip creion sau

vergea, cu o lungime egală sau mai mare decât a zonei active, grupate în ansambluri

combustibile (casete).

Ansamblul combustibil (caseta) reprezintă deci un ansamblu constructiv de elemente

combustibile care asigură răcirea, prinderea corespunzătoare și manipularea comodă a

elementelor combustibile.

Casetele trebuie să îndeplinească o serie de cerințe cum ar fi:

forma și dimensiunile casetei trebuie să permită manipularea comodă, rapidă și sigură a combustibilului și să corespundă construcției și distribuției sistemului de reactivitate.

Dimensiunile optime ale casetei sunt determinate în principal de considerente de fizica

neutronilor și sunt de ordinul 150-250 mm. Greutatea casetei atinge 300-600 kg și este în

principal limitată de forțele necesare pentru transportul și extragerea ei din zona activă.

Conturul exterior al casetei trebuie să fie regulat pentru o manipulare ușoară și pentru

evitarea spațiilor goale, fără elemente combustibile, dintre casete.

elementele combustibile trebuie fixate în casete astfel încât să li se permită dilatarea

termică, dar să se limiteze vibrațiile și deformarea (curbarea) ca urmare a neuniformității

distribuției energiei și a abaterilor întâmplătoare de la dimensiunile și proprietățile fizice

nominale în secțiunea transversală a fascicolului de elemente;

parametrii ca secțiunea de trecere, diametrul hidraulic, îmbogățirea, precum și

diafragmarea agentului de răcire, trebuie stabiliți astfel, încât să permită funcționarea

sigură, cu rezerva suficientă până la regimul periculos;

construcția mecanică a casetei trebuie să permită folosirea ei îndelungată în condiții de

vibrații, coroziune, de modificare a proprietăților materialelor constructive datorită

iradierii și, de asemenea, să suporte eforturile mecanice suplimentare la extragerea din

zona activă, ca urmare a deformării, a micșorării sau înfundării spațiilor libere, sau a

instabilității dimensionale;

deteriorarea unui element constructiv al casetei nu trebuie să conducă la deteriorarea

întregii casete, mai ales a elementelor combustibile;

construcția casetei trebuie să permită amplasarea instrumentelor de măsură și control ;

trebuie evitată distribuția neuniformă a materialelor constructive cu secțiune de absorbție și de împrăștiere mare, pentru a nu se produce perturbații importante ale fluxului neutronic și termic;

costul casetei (care se reflectă în componenta de combustibil a costului energiei) trebuie

să fie minim. Acest deziderat se realizează prin minimizarea costului elementelor

combustibile, prin tehnologii perfecționate care limitează rebuturile, prin tipizare și

standardizare, prin refolosirea unor componente scumpe ale casetei.

Pentru exemplificare sunt prezentate caracteristicile reactoarelor PWR dezvoltate în Franța, cu puteri de 900 MWe și 1300 MWe.

Figura 2.2Caseta de combustibil PWR

Zona activă

Zona activă (fig.2.3) este susținută de o structură internă a reactorului, realizată din oțel

inoxidabil, care la rândul sau este suspendată de peretele vasului de presiune. În acest fel, în

concepția PWR vasul de presiune devine componenta cheie în ceea ce privește atât funcția de

securitate, cât și din punctul de vedere al comportării mecanice, termice, al rezistenței la

coroziune, al posibilității creșterii puterii unitare. Reactoarele PWR cu puterea de 900 (1300)

MWe pot fi considerate aparținând generației a doua, cu caracteristici comerciale, dezvoltate

de-a lungul unei perioade de circa 20 de ani. Combustibilul pentru aceste reactoare a parcurs

aceeași cale ca la reactoarele similare din SUA. Germania: pentru creșterea puterii unitare a

reactorului și mărirea gradului de ardere elementele combustibile au scăzut în diametru,

numărul lor într-o caseta a crescut, s-a extins suprafața de schimb de căldură, s-au utilizat

absorbanți consumabili, s-au utilizat tehnici de uniformizare a distribuției de putere în volumul zonei active.

Zona activă a unui reactor de 900 MWe (1300 MWe) este alcătuită prin asamblarea unui număr de 157 (193) module combustibile (casete) (fig.2.2).Acestea sunt dispuse vertical, în trei zone de îmbogățiri diferite, fiecare conținând circa 52 (64) casete. Casetele cu cele două îmbogățiri mai mici sunt dispuse în tablă de șah în centrul zonei active, iar cele cu îmbogățire mai mare sunt amplasate la periferie. La sfârșitul campaniei casetele cu cea mai slabă îmbogățire sunt descărcate, iar cele care rămân sunt repoziționate din nou în tablă de șah în centrul zonei active. Această strategie se aplică la toate ciclurile următoare.

Pentru prima încărcătură de combustibil îmbogățirea inițială a combustibilului este, pe zone,

ca în figura 2.3.

Începând cu prima reîncărcare se înlocuiesc cate 52 (64) casete cu casete noi, având o

îmbogățire de 3,25 (3,10) %, care sunt dispuse la periferie.

Aceasta dispunere, denumită gestiune 1/3 ZA, asigură o repartiție de putere cvasi-uniformă în zona activă și realizează un grad de ardere mediu de circa 33000 MWz/tU.

Există și alte tactici de manipulare a combustibilului, de exemplu gestiunea 1/4 ZA

combinată cu utilizarea unui combustibil cu îmbogățire mai mare, care permite atingerea unui

grad de ardere mai ridicat.

Reactivitatea poate fi modificată cu ajutorul barelor de control (bare-deget sau cluster) și a acidului boric dizolvat în apă. Barele de control permit pornirea, oprirea reactorului, urmărirea variațiilor de sarcină și compensarea variației reactivității cu temperatura. Oprirea reactorului se face prin inserția barelor sub acțiunea greutății proprii. Concentrația de acid boric este reglată în funcție de variația de reactivitate datorată epuizării progresive a combustibilului și în funcție de variația otrăvirii cu xenon ca urmare a variațiilor de sarcină.

Figura 2.4 Secțiune orizontală prin vasul de presiune și zona activă a reactorului PWR – EPR

Elementele combustibile, denumite uneori și creioane combustibile datorită formei

geometrice, sunt plasate în casetă între cele două elemente de capăt astfel încât să existe un joc între extremități.

Figura 2.5 Secțiune printr-un ansamblu de elemente combustibile PWR

CAPITOLUL III

CALCULUL TERMOHIDRAULIC:DISTRIBUȚIA AXIALĂ A PARAMETRILOR TERMOHIDRAULICI,CALCULUL TERMIC AL ELEMENTULUI DE COMBUSTIBIL

Geometria elementului combustibil

Pentru 11×11:

Dce=1.7 cm

Dci=1.2 cm

Pentru teaca interioară:

Dte=1.1876 cm

Dti=1.0733 cm

Pentru teaca exterioară:

Dte=1.8267 cm

Dti=1.7124 cm

Pasul retelei:

S=1.952 cm

Se calculează:

Dimensiunea la interior a grilei de rigidizare:

li=n(s1+2Rte) =51.04 [mm] (3.1)

Lungimea la exterior a grilei de rigidizare:

le=li+2s2=56.04 [mm] (3.2)

Calculul parametrilor nucleari ai combustibilului

Caracteristicile materialelor:

Tabelul 3.1

Tabelul 3.2

Tabelul 3.3

Tabelul 3.4

Se calculează:

AUO2=2AO+rAU235+(1-r)AU238=269,85 (3.3)

masa atomic a dioxidului de uraniu

µUO2==0,002470508 (3.4)

cosinusul unghiului de împrăștiere

Participațiile componentelor combustibilului

XU235==0,043542709 (3.5)

participația U235

XU238==0,827311469 (3.6)

participația U238

XO==0,118584399 (3.7)

participația oxigenului

Secțiunea microscopică de absorbție a combustibilului

σAuo2=XU235σau235+XU238σau238+XOσs0=28,19848 (3.8)

Secțiunea microscopică de absorbție se corectează cu si cu coeficientul de

corecție Westcott gAu235=0.974.

Secțiunea microscopică de împrăștiere a combustibilului

ΣSuo2=XU235σSu235+XU238σSu238+XOσSo=3,220696683 (3.9)

Numărul de nuclee de UO2 dintr-un cm3 este:

NUO2==2,23198*1022 (3.10)

cu ρUO2=10000kg/m3

Secțiunile macroscopice de absorbție șî respectiv împrăștiere sunt:

ΣAuo2=NUO2σAuo2=0,629384562 (3.11)

ΣSuo2=NUO2σSuo2=0,071885329 (3.12)

Secțiunea macroscopică de fisiune pentru combustibil:

ΣfUo2=XU235NUO2σfU235gfU235=0,496475019 (3.13)

cu gfU235=0,977

Secțiunea macroscopică de transport a combustibulului este:

ΣtrUO2=ΣSuo2(1-µuo2)= 0,071707736 (3.14)

Coeficientul de difuzie al combustibilului:

DUO2==4,648498917 (3.15)

Coeficientul de material al combustibilului:

XUO2==0,367960903 (3.16)

Calculul parametrilor nucleari ai tecii

OL-INOX-> participațiile metalelor sunt:

98.23%Fe; 0.1%Cr; 0.05%Ni; 1.5%Si; 0.12%Mn

Masa atomică a tecii

Aliaj oțel inoxidabil

Ateaca=XFeAFe+XCrACr+XNiANi+XSiASi+XMnAMn=55,429626 (3.17)

Densitatea tecii

Aliaj oțel inoxidabil

ρteaca=XFeρFe+XCrρCr +XNiρNi +XSiρSi +XMnρMn= 7,767365 cm3 (3.18)

Secțiunea microscopică de absorbție a tecii

Aliaj oțel inoxidabil

σateaca=XFeσaFe+XCrσaCr+XNiσaNi+XSiσaSi+XMnσaMn=2,222842 (3.19)

Aceasta se corectează cu /2

Secțiunea microscopică de împrăștiere a tecii

Aliaj oțel inoxidabil

σ steaca=XFeσsFe+XCrσsCr+XNiσsNi+XSiσsSi+XMnσsMn=10,84531 (3.20)

Cosinusul unghiului de împrăștiere pentru teacă este :

µteaca==0,012027263 (3.21)

Densitatea de nuclee din teacă:

Nteaca==8,44004*1025 (3.22)

Secțiunile macroscopice de absorbție șî respectiv împrăștiere sunt:

Σateaca=Nteacaσateaca=211,6939032 (3.23)

Σsteaca=Nteacaσsteaca=915,348763 (3.24)

Secțiunea macroscopică de transport a tecii este:

Σtrteaca=Σsteaca(1-µteaca)= 0,904339623 (3.25)

Coeficientul de difuzie al tecii:

Dteaca==0,368593087 (3.26)

Coeficientul de material al tecii:

Xteaca==0,023965174 (3.27)

Calculul parametrilor nucleari ai moderatorului

Masa atomica a moderatorului:

AH2O=2AH+AO=18 (3.28)

µH2O==0,037037037 (3.29)

cosinusul unghiului de împrăștiere

Participațiile componentelor moderatorului

XH==0,111111111 (3.30)

pentru hidrogen

XO==0,888888889 (3.31)

pentru oxigen

Secțiunea microscopică de absorbție a moderatorului

σ a H2O=XHσa H+XOσ Ao=0,032842 (3.32)

Secțiunea microscopică de absorbție se corectează cu /2

Secțiunea microscopică de împrăștiere a combustibilului

σ s H20=XHσSh+XOσSo=7,955555556 (3.33)

Numărul de nuclee de H2O dintr-un cm3 este:

NH2O==3,34611*1023 [cm3] (3.34)

cu ρH2O=1000 [kg/m3]

Secțiunile macroscopice de absorbție șî respectiv împrăștiere sunt:

Σa H2O=NH2Oσa H2O=0,010989164 (3.35)

Σs H2O=NH2Oσs H2O=2,662017284 (3.36)

Secțiunea macroscopică de transport a moderatorului este:

trH2O=ΣS H2O(1-µH2O)= 2,563424051 (3.37)

Coeficientul de difuzie al moderatorului:

DH2O==0,13003441 (3.38)

Coeficientul de material al moderatorului :

XH2O==0,290705461 (3.39)

Dizolvarea elementelor de structură în combustibil

Secțiunea elementului combustibil:

SC=π(rce2-rci2)=(0.852-0.62)=1.1388 [cm2] (3.40)

Sectiunea tecii:

St=π[(rtee2-rtie2)+(rtei2-rtii2)]=π[(0.913352-0.85622) +(0.59382 -0.536652)]=0.52067 [cm2] (3.41)

Raza combustibilului omogenizat:

πRco2=Sc+St→Rco===0.72679 [cm] (3.42)

Raza moderatorului:

π * rmod2 =s2→rmod= = =1.101[cm] (3.43)

Considerând că toate celelalte elemente în afară de pastilele de combustibil sunt din aliaj de zirconiu rezultă participațiile masice:

Xuo2==

XUO2=

Xuo2=0.735 (3.44)

Xmateriale= =

Xmateriale= =

Xmateriale= =0.322 (3.45)

Masa atomică a combustibilului omogenizat:

Aco=Xco*Aco +Xmat*Ateaca (3.46)

Aco= 0.735*269.85+0.322*55.429=216.188[ kg/kmol]

Densitatea combustibilului omogenizat:

ρco=Xuo2*ρuo2+Xmat*ρteaca (3.47)

ρco=0.735*10000+0.322*7767.365=9851.092[ kg/m3]

Densitatea de nuclee din din combustibil:

Nco= (3.48)

Nco==2.744*1028[ nuclee/m3]

Secțiunea macroscopică de absorbție a combustibilului echivalent:

Σaco=Xuo2 Σauo2+Xmat Σa teaca (3.49)

Σaco=0.735*0.629+0.322*0.211=0.53[ cm-1]

Secțiunea macroscopică de împrăștiere a combustibilului echivalent:

Σsco=Xuo2 Σsuo2+Xmat Σs teaca (3.50)

Σsco=0.735*0.0719+0.322*0.919=0.347 [cm-1]

Secțiunea macroscopică de transport a combustibilului omogenizat:

Σtrco=Σsco*(1-=0.347*(1-=0.346 [cm-1] (3.51)

Secțiunea macroscopică de fisiune a combustibilului omogenizat:

Σfco=XUO2*Σf UO2=0.735*0.346=0.254[ cm-1] (3.52)

Coeficientul de difuzie a combustibilului omogenizat:

DCO=(asa cum este indicat in tabel)

Coeficientul de material a combustibilului omogenizat:

XCO===0.539 (3.53)

Factorul de fisiune cu neutroni rapizi

ε =1+=1+=1.142 (3.54)

p==0.842 (3.55)

Factorul de regenerare

=2.43*=1.916 (3.56)

cu ν=2.43

Factorul de utilizare termică

=()F+E=(1.019059147+1.379479212=1.406616961 (3.57)

f ==0.710925595 (3.58)

Unde

F= =1.019059147 (s-a aflat cu funcția lui Bessel) (3.59)

E=*=1.379479212(calculat cu funcția bessel) (3.60)

Probabilitatea de evitare a capturii la rezonanță

p ==0.6473634524 (3.61)

T= -1= -0.535407086 (3.62)

=Frez+Erez=0.464592914 (3.63)

lRef=4.15+26.6=51.0100379 (3.64)

Frez= =1.0039581(calculat cu functia Bessel) (3.65)

Xcr=0.245

Erez= =0.464592914

(calculat cu funcția bessel) (3.66)

Xmr=0.583

Factorul de multiplicare în mediu infinit la rece

k∞=εpfη=1.142*0.6473634524*0.710925595*1.916=1.007010354 (3.67)

CAPITOLUL IV

DETERMINAREA DIMENSIUNILOR CRITICE ȘI A DIMENSIUNILOR ZONEI ACTIVE

Dimensiunea elementului combustibil

Datele de intrare sunt centralizate în tabelul de mai jos:

Tabel 4.1

Vitezele wo a fost determinată utilizând formula: wo= (4.1)

respectiv wi= pentru wi (4.2)

Pentru entalpia la intrare hi și entalpia la ieșire ho a fost folosită urmatoarea formulă:

h i=*0.023*Reo0.8*Pr0.4 si analog pentru ho (4.3)

Proprietățile fluidului:

Coeficientul de transfer de căldură:

(4.4)

Nu=0.023*Re0,8*Pr0.4 (4.5)

Determinarea variației de temperatură în zona 1:

Determinarea variației de temperatură in zona 3

Tabel 4.3

Grafic 4.3

Determinarea variației de temperatură in zona 4

Tabel 4.4

Grafic 4.4

Determinarea variației de temperatură in zona 5

Tabel 4.5

Grafic 4.5

Determinarea variației de temperatură in zona 6

Tabel 4.6

Grafic 4.6

Determinarea variației de temperatură in zona 7

Tabel 4.7

Grafic 4.7

Determinarea variației de temperatură in zona 8

Tabel 4.8

Grafic 4.8

Calculul neutronic Tmod===341.4158 [°C] (4.23) Tteaca===319.5437[ °C] (4.24) Tcomb=Tmed in comb=330.4798 °C (4.25) Factorul de multiplicare in mediu la cald

p ==0.996978669 (4.26)

T= -1= -0.535407086 (4.27)

=Frez+Erez=0.464592914 (4.28)

lRef=4.15+26.6=51.0100379 (4.29)

Frez= =1.0039581(calculat cu functia Bessel) (4.30)

Xcr=0.245

Erez= =0.464592914

(calculat cu funcția bessel) (4.31)

Xmr=0.583

k∞=εpfη=1.142*00.996978669*0.710925595*1.916=1.550 (4.32)

CONCLUZII

În această lucrare a fost realizat calculul termohidraulic și anume calculul termic al elementului combustibil inelar într-un reactor de tip PWR.De asemenea au fost determinate dimensiunile critice și dimensiunile zonei active.

Primul pas a fost aflarea parametrilor nuclear ai combustibilului, urmat de calculul parametrilor nuclear ai tecii și nu în ultimul rand calcularea parametrilor nuclear ai moderatorului.

De asemenea pentru a ajunge la determinarea factorului de multiplicare în mediu infinit la rece a fost nevoie și de determinarea dizolvării elementelor de structură în combustibil,factorul de fisiune cu neutron rapizi ,factorul de regenerare,factorul de utilizare termică și probabilitatea de evitare a capturii la rezonanță.

Partea a doua a calculului constă în determinarea factorului de multiplicare în mediu la cald.De aceea s-a aflat puterea fasciculului ,fluxul termic la intrarea și ieșirea din fiecare zona în parte și implicit temperaturile la intrarea și ieșirea din fiecare zona în parte.În continuare au fost aflate temperaturile medii și de asemenea temperaturile în funcție de razele elementului combustibil.

Acești pași se folosesc în mod similar la fiecare dintre cele 8 zone ale elementului combustibil.

În urma acestor calcule a fost foarte usor de observat variația temperaturilor din toate cele 8 casete.

În general, combustibilul inelar pare să fie mai rentabil din punct de vedere economic în comparație cu combustibilul solid de referință folosit într-o centrală PWR obișnuită.

La aceasta ardere ridicată ,eliberarea gazelor de fisiune (FGR) din combustibilul inelar extrem imbunătățit este mai mare decât in cazul combustibilului solid de referință, în ciuda faptului că temperatura de operare a combustibilului este mult mai mică.

BIBLIOGRAFIE

Mihailescu N. –Notiuni de teoria reactoarelor nucleare vol I si II, Editura PROXIMA Bucuresti 2005

Daniel Dupleac-Termohidraulica instalatiilor nucleare (note de curs)

Mihailescu N,Dragusin O-Teoria reactoarelor nucleare-Îndrumar de proiect Editura PROXIMA 2005

Yong Sik YANG,Chang Hwan SHIN, Tae Hyun CHUN and Kun Woo SONG- Journal of NUCLEAR SCIENCE and TECHNOLOGY, Vol. 46, No. 8, p. 836–845 (2009)

Ilie Prisecaru,Gheorghe Neguț, Petre Ghițescu-Curs de ingineria si tehnologia reactorilor nucleari

Mujid S. Kazimi, High Performance Fuel Design for Next Generation PWRs

https://ro.wikipedia.org/wiki/Reactor_nuclear