Calculul Parametrilor Circuitului Secundar al Unui Reactor de Tip Candu 6. Calculul Parametrilor Nucleari Ai Reactorului Si Dimensionarea Zonei Active

CUPRINS

1. DESCRIEREA CNE CU REACTOARE DE TIP CANDU 6 4

1.1. INTRODUCERE 4

1.1.1. Avantajele și dezavantajele uitilizării reactoarelor de tip CANDU 5

1.2. Sstemele circuitului primar ale cne cu apă grea sub presiune 5

1.2.1. Apa grea ca agent de răcire în reactoarele CANDU 5

1.2.1.1. Presiunea AR 6

1.2.1.1.1. Concentrația izotopică a agentului de răcire 6

1.2.1.1.2. Degradarea apei grele agent de răcire 7

1.2.1.2. Pericole radiologice 7

1.2.2. Sistemul principal de transport al căldurii (SPTC) 8

1.2.2.1. Prezentarea circuitului primar al CNE CANDU 8

1.2.2.2. Rol. Funcții 8

1.2.2.3. Descrierea și funcționarea sistemului 9

1.2.2.3.1. Particularitățile sistemului (SPTC) 10

1.2.2.4. Componentele sistemului (SPTC) 10

1.2.2.4.1. Tuburile de presiune 10

1.2.2.4.2. Canalul tehnologic 11

1.2.2.4.3. Colectoarele și fiderii 12

1.2.2.4.4. Pompele primare de circulație 12

1.2.2.4.5. Generatorul de abur 13

1.2.2.4.6. Mărimile măsurate in circuitul primar 14

1.2.2.5. Amplasarea echipamentelor 14

2. CALCULUL PARAMETRILOR CIRCUITULUI SECUNDAR AL REACTORULUI DE TIP CANDU 16

2.1. Date de proiect 16

2.2. Parametrii de condensare ai aburului 16

2.3. circuitul de preîncǎlzire regenerativǎ 17

2.4. Destinderea aburului în turbinǎ 22

2.5. Stabilirea parametrilor aburului la prize 29

2.6. Calculul separǎrii de umiditate 32

2.7. Corecțiile punctului final al destinderii 36

2.8. Calculul debitelor de abur la prize 37

2.9. Calculul indicilor de performanțǎ 41

3. CALCULUL PARAMETRILOR NUCLEARI AI REACTORULUI

………………………………………………………………………………43

3.1. Date intrare 43

3.2. Geometria elementului combustibil 43

3.3. Calculul parametrilor nucleari ai combustibilului 44

3.4. Dizolvarea elementelor de structură în combustibil 49

3.5. Regimul de temperaturi în elementul combustibil 53

3.6. Corecția de temperatură a parametrilor 55

4. DIMENSIONAREA ZONEI ACTIVE PENTRU REALIZAREA CRITICITĂȚII ȘI A PUTERII 58

CONCLUZII 61

BIBLIOGRA

1. DESCRIEREA CNE CU REACTOARE DE TIP CANDU 6 [1][2][3]

INTRODUCERE

Acronimul CANDU provine de la „CANada Deuterium Uranium”, care este o marcă înregistrată pentru reactorul energetic dezvoltat în anii 50-60 de mai multe firme canadiene sub coordonarea AECL (Atomic Energy of Canada Limited).

Reactorul CANDU a fost instalat în toate centralele nucleare din Canada precum și în mai multe țări: India, Pakistan, Argentina, Coreea de Sud, China și România.

CANDU este un reactor nuclear de tipul PHWR (Reactor cu Apă Grea sub Presiune), care utilizează uraniul natural (0,7% U-235) drept combustibil și apa grea (D2O) ca moderator de neutroni și agent de răcire. Deoarece nu are nevoie de uraniu îmbogățit iar tehnologia de obținere a apei grele este relativ accesibilă, reactorul CANDU a fost preferat de țările mai puțin dezvoltate, preocupate de independența națională.

Reactorul CANDU se compune dintr-o zonă activă orizontală formată din 4560 fascicule de combustibil amplasate în 380 de tuburi din aliaj de zirconiu (canale de combustibil), care penetrează de la un capăt la celălalt vasul cilindric al moderatorului numit CALANDRIA. Prin canalele de combustibil circulă apă grea sub presiune (agentul de răcire), care transportă căldura degajată în combustibil la schimbătorii de căldura unde se generează aburul, folosit apoi pentru producerea de electricitate ca la o termocentrală.

Figura. 1. Schema unui reactor nuclear CANDU.

1- Bară de combustibil; 8- Mașini de alimentare;

Calandria; 9- Moderator de apă grea;

Tije de reglare; 10- Tub de presiune;

Rezervorul de apă grea; 11- Abur care merge la turbina cu abur;

Generator de abur; 12- Apa rece se întoarce de la turbină;

Pompa de apă usoară; 13- Clădire de izolare realizată din beton armat.

Pompa de apă grea;

Reactorul CANDU are câteva caracteristici structurale care îl deosebesc de celelalte tipuri de reactoare nucleare energetice:

Utilizarea canalelor de combustibil permite extragerea combustibilului uzat și introducerea de combustibil proaspăt fără a fi necesară oprirea reactorului;

Canalele de combustibil pot fi înlocuite în caz de defecțiune sau la expirarea duratei de serviciu, permițând extinderea duratei de funcționare a reactorului;

Materialele utilizate în zona activă a reactorului (aliaje de zirconiu, apă grea), asigură o buna economie de neutroni fapt ce permite utilizarea optimă a combustibilului nuclear.

Avantajele și dezavantajele uitilizării reactoarelor de tip CANDU

Avantaje:

Realimentarea cu combustibil fără oprirea reactorului permite o producție suplimentară de energie electrică.

Fiind un reactor optimizat din punctual de vedere al economiei de neutroni, poate utiliza mai eficient resursele de combustibil nuclear (uraniul natural, toriu);

Fascicolul de combustibil nuclear are o structură simplă și o tehnologie de fabricație accesibilă în toate țările care au reactori CANDU;

Reactorul CANDU poate recicla combustibilul ars din reactorii cu apă ușoară.

Dezavantaje:

Ca urmare a folosirii unei cantități mari de apă grea, un material foarte scump, reactorul CANDU are o investiție specifică mai ridicată decât celelalte filiere;

Reactorul CANDU prezintă un risc crescut de proliferare a armelor nucleare deoarece generează cantități însemnate de Plutoniu.

Deoarece utilizează uraniul natural ce conține puțin material fisionabil, cantitățile de combustibil nuclear uzat (deșeu puternic radioactiv) sunt mult mai mari față de reactorii cu apă ușoară.

Utilizarea apei grele ca moderator are dezavantajul că prin absorbția de neutroni se generează tritiu, un radioizotop foarte mobil ce reprezintă un risc pentru personalul operator și pentru mediul înconjurător.

SISTEMELE CIRCUITULUI PRIMAR ALE CNE CU APĂ GREA SUB PRESIUNE

1.2.1. APA GREA CA AGENT DE RĂCIRE ÎN REACTOARELE CANDU

Apa grea are proprietăți termofizice apropiate de cele ale apei ușoare; la presiunea atmosferică ingheață la 3.8 și fierbe la 101.4.

Avantaje:

principalul avantaj: din punct de vedere nuclear, are o absorție slabă de neutroni, ceea ce permite utilizarea uraniului natural;

Dezavantaje:

Este scumpă: fabricarea ei cere consum mare de energie;

cere presiuni mari la temperaturi modeste: la bar corespunde ;

la 250-300 este corozivă chiar in stare pură, fara ; pentru reducerea coroziunii se menține pH=10.

PRESIUNEA AR:

La reactoarele răcite cu apă sub presiune (PWR, PHWR), presiunea AR trebuie să prevină fierberea AR în reactor.

La CNE CANDU-600 ca și la CNE Bruce se admite fierberea nucleica (cu mici bule) în unele canale – pentru a crește transferul de caldură de la combustibil la AR (se evită fierberea în film) – care înrăutățește transferul căldurii și aduce o mare creștere a temperaturii combustibilului .

Creșterea presiunii agentului de răcire are efectele:

Crește grosimea pereților tuburilor de presiune: – ceea ce are ca urmare creșterea cantității și greutății materialului pereților de zircaloy, deci creșterea consumului de material și a costului său. La CNE cu tuburi de presiune cantitatea de zirconiu este de 5- 10 ori mai mare ca la CNE PWR cu vas de presiune. La reactoarele CANDU – 600 se folosește o cantitate de cca. 150 t zircaloy. La RN PWR numai tecile EC sunt din zircaloy.

Cresc pierderile de .

Crește probabilitatea crăpării (ruperii colectorului): – eveniment de inițiere pentru Accidentul Bază de Proiect (ABP – LOCA).

1.2.1.1.1. Concentrația izotopică a agentului de răcire

Concentrația izotopică standard a agentului de răcire este de 97,5 %. Concentrația izotopică minimă a agentului de răcire fixată prin norme este de cca 97.15 %. Există o limită superioară a concentrației izotopice a agentului de răcire prevăzută din considerente

de securitate nucleară. Această limită este dependentă de viteza de variație și de mărimea

reactivitații pozitive introdusă în zona activă la un LOCA prin creșterea temperaturii și a

coeficientului de goluri (fracția de vid).

Concentrația izotopică este legată direct de reactivitate și deci de costurile combustibilului.

Concentrația izotopică a AR poate scădea la 90 % și totuși să se mențină criticitatea reactorului. Limita inferioară a concentrației izotopice este fixată din motive de securitate a RN.

1.2.1.1.2. Degradarea apei grele agent de răcire.

Scăderea izotopicului apei grele agent de răcire, în funcționarea normală se poate datora urmatoarelor situații:

Adăugarea accidentală de apă grea degradată sau returnată de la colectare;

Utilizarea unor rășini impropriu deuterate în circuitul de purificare;

Adăugarea de hidrogen în SPTC;

Pătrunderea de vapori de apă în sistemul de colectare apă grea agent de răcire și în rezervorul de stocare, (dacă sistemele au fost deschise pentru întreținere).

Primele două surse de degradare sunt cele care au o mare contribuție la scăderea concentrației izotopice a AR. Ultimele două surse vor produce o degradare mai scăzută dar care este facută în mod continuu.

1.2.1.2.. PERICOLE RADIOLOGICE

Pe perioada funcționării la putere, agentul de răcire va conține:

Produse de activare: – Tritiu, N-16, 0-19;

Produse de fisiune: – Sursa principală este combustibilul defect:

a) halogeni, I-131;

b) Alte produse de fisiune gazoase – în special gaze nobile;

Produse de coroziune activate: – mai ales izotopi ai metalelor, creați prin coroziunea și activarea componentelor circuitului primar.

Produsele de coroziune activate vor fi distribuite în sistem și vor avea tendința să se depună pe componentele acestuia. Radiațiile gamma provenite de la acestea vor penetra sistemul de conducte, ducând la apariția pericolului de iradiere externă atât în funcționare cât și la oprire. Unele dintre produsele de coroziune activate sunt beta radioactive, ducând la pericol de iradiere in condițiile in care au loc scurgeri din sistem. Aceste pericole vor fi

sporite pe perioada lucrărilor de întreținere, (de ex. apropierea de diferitele componente ale sistemului sau când sistemul este deschis).

Majoritatea produselor de fisiune gazoase au viața scurtă și se vor dezintegra până la nivele scazute ale activității într-o zi sau chiar mai puțin; în consecință, aceste produse prezintă un pericol radiologic în exploatare. Izotopul de I-131 are timpul de înjumătațire de aproximativ 8 zile. Sursa iodului radioactiv este combustibilul defect. Sistemul de purificare al agentului de răcire va îndepărta în mare masură iodul. Scurgerile de apă grea din SPTC pot conduce la eliberarea de .

Scurgerea de agent de răcire din circuitul primar reprezintă un pericol radiologic. Scurgerea admisă de AR este de 14,3 kg /zi.

SISTEMUL PRINCIPAL DE TRANSPORT AL CĂLDURII (SPTC)

1.2.2.1. PREZENTAREA CIRCUITULUI PRIMAR AL CNE CANDU

Sistemul primar de transport al căldurii (HTS – Heat Transport System)

Figura. 2. Prezentarea principială a SPTC

1.2.2.2. ROL. FUNCȚII

Să răcească combustibilul în timpul funcționării reactorului și dupa oprirea reactorului;

Să transporte căldura de la reactor la generatoarele de abur (la CNE cu 2 circuite) sau la turbină cu abur (la CNE cu un singur circuit), scop specific pentru reactoarele energetice, cu tendința de a obține la ieșirea din RN o temperatură cât mai mare.

1.2.2.3. DESCRIEREA ȘI FUNCȚIONAREA SISTEMULUI

Figura. 3. Sistemul primar de transport al căldurii

Una din pompele primare () refulează AR către un colector de intrare, la fiderii individuali de intrare și distribuie AR în 95 de canale de combustibil. AR trece prin reactor și se încălzește. Fiderii individuali de ieșire conduc AR către colectorul de ieșire și de acolo către GA ().

Dupa ce cedează căldură apei de alimentare și o vaporizează in GA, AR trece prin a doua pompă primară (P2), prin colectorul de intrare și apoi prin fideri către un alt grup de 95 de canale de combustibil care sunt parcurse în sens invers față de primele.

După ce trece prin reactor, agentul de răcire este transportat prin fiderii de ieșire către colectorul de ieșire și mai departe către GA () – unde cedează excesul de căldură și se întoarce către aspirația pompei primare , de unde a plecat.

Această dispoziție în forma de 8 asigură un flux bidirecțional prin zona activă a reactorului, astfel încât fluxul are direcții opuse în canale adiacente.

Fiecare din cele două bucle răcește 190 de canale de combustibil și este independentă – cu excepția presurizorului – care este comun.

Existența a două bucle are avantajul ca în caz de accident de pierdere a AR ( APAR = LOCA) la una din bucle, izolarea automată a celeilalte bucle face ca numai jumătate din ZA a reactorului să fie afectata de accident.

Sistemul de transport al căldurii este cel mai solicitat sistem în timpul funcționării CNE la plină sarcină – aici se ating cei mai ridicați parametrii (temperatura AR – 312°C; presiunea 112,3 bar), cele mai mari solicitări mecanice, problemele cele mai mari de securitate nucleară. Sistemul reprezintă cea de-a doua barieră în calea ieșirii produselor de fisiune în mediu. Accidentul cel mai grav (de care se ține seama în proiect) – ABP – este ruperea unui colector. Inventarul de activitate la accident APAR poate străpunge tecile, pereții sistemului circuitului primar și ieși din anvelopă.

1.2.2.3.1. Particularitățile sistemului (SPTC)

2 bucle identice, fiecare buclă cu: 2 GA, 2 pompe principale de circulație; 1 presurizor – comun celor 2 bucle; 2 colectoare de intrare; 2 colectoare de ieșire; 190 canale de combustibil (jumătate din ZA), fideri individuali de legatură canal-colector.

Axa orizontală a reactorului – simplifică încărcarea – descărcarea combustibilului; La PWR, BWR – reîncărcarea combustibilului se face pe axa verticală.

Amplasarea deasupra reactorului a: GA, pompelor și colectoarelor – ajută la răcirea prin convecție naturală (termosifon) a AR – la oprirea pompelor principale de circulație (pierderea circulației forțate).

Nu există vane de izolare în interiorul celor 2 bucle. Justificare: folosirea lor rară pentru izolarea celor 2 bucle la APAR nu justifică costul mare de investiție și întretinere; – ar fi reprezentat o sursă suplimentară de pierderi de AR și ar necesita o întreținere dificilă și costisitoare în condiții de radiație (datorită câmpurilor de radiație).

Protecție la suprapresiune a STPC – 4 supape de siguranță – dimensionate 4 x 100 % – câte două pe fiecare colector de ieșire la fiecare buclă.

Circulația in “8” a AR în circuit.

1.2.2.4. COMPONENTELE SISTEMULUI (SPTC)

1.2.2.4.1. Tuburile de presiune

Figura. 4. Tuburile de presiune

Caracteristici:

Lungime: 6300 mm

Diametru interior minim: 103 mm

Raza interioară: 51,698 mm

Raza exterioară: 56,007 mm

Grosime perete: minim 4,19 mm

Grosime perete: medie: 4,34 mm

Adaos pentru coroziune și uzură: 0,20 mm

Secțiune transversală interioară: 8393 mm

Greutate: 61,2 kg

Presiunea de proiect: 10, 98 MPa absolut

Materialul tubului de presiune: aliaj Zirconiu + 2,5 % Niobiu :Zircaloy

1.2.2.4.2. Canalul tehnologic

Date tehnice ale canalelor tehnologice:

lungime totală (inclusiv fitingurile terminale): 10,800 mm

greutate gol: 395 kg

secțiune transversală: – tub presiune: 8393 mm

– fascicul combustibil: 4972

– agent de răcire: 3421

debit: – total pentru 380 canale: 7600 kg/s

– maxim pe un canal: 24 kg/s

viteza agentului de răcire la ieșirea din canalul central: 9,14 m/s

temperaturi: – colector intrare reactor: 267°C

– intrare în elementele combustibile: 267°C

– ieșire din elementele combustibile: 312 °C

– colector ieșire reactor: 310 °C

presiuni: – colector intrare reactor: 11,23 MPa

– intrare în elementul combustibil: 11,05 MPa

– ieșire din elementul combustibil: 10,30 MPa

– colector ieșire din reactor: 10 MPa

puterea maximă nominală pe canal: 6,5 MWt

titlul agentului de răcire:- la ieșire din elemental combustibil: 3 %

– colector de ieșire reactor 4 %

Vaporii de AR sunt răciți și condensați în țevile în U ale GA.

1.2.2.4.3. Colectoarele și fiderii

Figura. 5. Fideri și colectoare

8 colectoare: 4 colectoare intrare reactor: t=267°C; p=11,23MPa;482/57;

4 colectoare ieșire reactor: t=310°C; p=10,00MPa: 532/63

Fiecare colector are 95 fideri racordați, căderea de presiune în canal: 758 kPa

1.2.2.4.4. Pompele primare de circulație

Figura. 6. Pompa de circulație din circuitul primar

Fiecare pompă are urmatoarele componente principale:

lagăre axiale verticale – de sus și de jos;

volantul – care prelungește timpul de funcționare după oprirea pompei, viteza de scădere a debitului fiind similară cu scăderea puterii după declanșarea pompei;

frâna, care împiedică rotirea pompei la oprire;

motorul de antrenare;

răcitorul de aer – pentru motorul de antrenare;

etanșarea la arborele pompei – pentru a reține scurgerile;

lagărul pompei – lubrefiat cu AP rotorul și carcasa pompei.

Fiecare pompă e legată de GA – printr-o simplă conductă de aspirație și prin două conducte de refulare – către un colector de intrare.

1.2.2.4.5. Generatorul de abur

Figura. 7. Generatorol de abur

AR intră în colectorul GA cu un titlu până la 4,4 %, abur în greutate la presiunea nominală.

Partea de circuit primar a GA constă din: colectorul de intrare, placa tubulara, fasciculul de țevi în U din incaloy sudate la placa tubulară din oțel carbon placată cu inconnel și mandrinată în interiorul plăcii tubulare. Colectorul din oțel carbon are 2 guri de vizitare.

Partea de circuit secundar a GA: Manta cu: racord pentru intrarea apei de alimentare, racord pentru purjarea apei din GA, o gură de vizitare; instalația de separare a aburului; șicanele de preîncalzire ale economizorului; plăcile suport pentru țevi; cămașa fasciculului de țevi.

Instalația de alimentare (la 187°C) în zona de economizor, prevazută cu șicane și curgere peste capătul de ieșire al din fasciculul de țevi. În economizor apa se încălzește până la temperatura de saturație, amestecându-se cu apa saturată de recirculare. Amestecul apă-abur urcă și trece prin separatoarele de umiditate. Aburul cu o umiditate de sub 0,25 % în greutate iese prin racordul de ieșire al GA.

Apa la saturație curge din separatorul de umiditate printr-un orificiu inelar din interiorul mantalei: apa trece prin ferestrele din partea inferioară a cămașii fasciculului tubular, patrunde și curge peste partea de intrare a AR din fasciculul de țevi în U. Nivelul apei în GA este controlat prin măsuratori de: nivel, de debit de apă și debit de apă de alimentare.

1.2.2.4.6. Mărimile măsurate in circuitul primar

presiunea de aspirație a pompei principale de circulatie;

presiunea în colectoarele de intrare;

presiunea în cele 4 colectoare de ieșire- măsurare triplă pentru: oprirea reactorului la presiune foarte joasă, reducerea presiunii – la presiune înaltă, oprirea reactorului – la presiune foarte înaltă;

presiunea în colectoare;

temperatura în colectoarele de ieșire – care se afișează în camerele de comanda principală și secundară;

diferența de temperatură în reactor – măsurare facută de 3 ori și folosită pentru a calcula puterea reactorului;

mărimile măsurate la fiecare ansamblu pompă de circulație-motor;

presiunea uleiului de ungere a motorului pompei, temperaturile uleiului, nivelele uleiului;

temperaturile lagărelor;

viteza motorului;

vibrații;

presiunea aerului de frână;

Urmărirea temperaturii în canalele tehnologice se face cu ajutorul a 380 detectori – termorezistențe prevazute pe fiecare fider de ieșire. Semnalele de la fiecare detector sunt

transmise unui procesor de date care baleiază aceste intrari la intervale mici și informează asupra condițiilor anormale.

AMPLASAREA ECHIPAMENTELOR

Echipamentele SPTC sunt amplasate în clădirea R (anvelopă) și sunt accesibile în timpul funcționării RN. Amplasarea in anvelopă urmărește izolarea SNPA radioactiv de mediu. Se remarcă :

componentele SPTC sunt dispuse simetric – la fiecare capăt al calandriei – deasupra reactorului – pentru a asigura circulația AR prin convecție naturală la oprire.

toate porțiunile cu ale componentelor sunt protejate contra radiațiilor: generatoarele de abur sunt protejate până la nivelul superior al fasciculului de țevi in U; pompa principală de circulație este ecranată separat de motor – pentru a ușura accesul la înlocuirea etanșărilor pompei;

generatoarele de abur, pompele și colectoarele sunt amplasate cât mai aproape de capetele reactorului pentru următoarele motive:

să reducă la minim lungimea țevilor;

să reducă la minim pierderile de presiune și de temperatură;

să reducă la minim volumul de AR.

Figura. 8. SPTC

Amplasare:

1- conducte de abur viu;

2- GA;

3- pompe primare;

4- fideri;

5- calandria;

6- terminale tuburi presiune;

7- podul masinii de încărcare descărcare;

8- pompe și schimbătoare ale sistemului principal moderator.

CALCULUL PARAMETRILOR CIRCUITULUI SECUNDAR AL REACTORULUI DE TIP CANDU [4]

DATE DE PROIECT

Se va proiecta partea clasicǎ a unei centrale nuclearo-electrice, plecând de la urmǎtoarele date inițiale:

– filiera: PHWR

– numǎrul de grupuri nucleare: n=3

– puterea termicǎ a reactorului nuclear: =2300 MWt

– presiunea aburului viu: bar

– temperatura apei de alimentare: °C

– temperatura apei râului: °C

– cota de apǎ de rǎcire luatǎ din râu:

– numǎrul de preîncǎlzitoare regenerative fǎrǎ degazor: :-

–

PARAMETRII DE CONDENSARE AI ABURULUI

Se propune temperatura apei provenite de la turnul de rǎcire =24÷26°C, iar din ecuația de bilanț:

rezultǎ valoarea temperaturii apei de rǎcire la intrarea în condensator .

Creșterea de temperaturǎ a apei de rǎcire în condensator este:

Δt=8÷10°C,

iar diferența dintre temperaturile condensatului și a apei de rǎcire, la ieșirea din condensator, este:

δt=2÷5°C.

Temperatura condensatului va fi:

Dar

Deci se citesc și . Se alege și se citește .

Figura. 9. Evoluția temperaturilor în condensator

în funcție de suprafata de schimb de căldură.

Mpa= 0.03169 bar

Mpa= 0.04246 bar

bar

CIRCUITUL DE PREÎNCǍLZIRE REGENERATIVǍ

Se alege numǎrul de preîncǎlzitoare de înaltǎ presiune și de joasǎ presiune , preîncǎlzitoare de joasǎ presiune (în afarǎ de degazor). Se considerǎ creșterea de entalpie a condensatului, în pompa de alimentare, kJ/kg și cǎldura specificǎ a apei în stare lichidǎ kJ/kg K. Rezultǎ încǎlzirea condensatului în pompǎ:

Într-o primǎ fazǎ, creșterea de temperaturǎ a condensatului, pe un preîncǎlzitor, este aproximatǎ cu:

Rezultǎ temperatura la ieșirea din degazor:

Acestei temperaturi îi corespunde o presiune de saturație. Se alege o valoare rotunjitǎ pentru pentru care se citește temperatura de saturație .

bar =550 KPa

Plecând de la aceastǎ temperaturǎ se calculeazǎ:

Considerând cǎ presiunea în refularea pompei de alimentare este:

bar =550 KPa

= 0.001093

0.001097

Randamentul pompei este:

%

Volumul specific este:

Rezultǎ creșterea de entalpie în pompǎ:

Ca și volumul mediu se calculeazǎ o cǎldurǎ specificǎ medie a apei în pompǎ.

Folosind valoarea cǎldurii specifice calculate se recalculeazǎ creșterea de temperaturǎ în pompǎ:

Pentru preîncǎlzitoarele de înaltǎ presiune se calculeazǎ:

Cunoscând creșterile de temperaturǎ în fiecare preîncǎlzitor se calculeazǎ temperaturile în punctele caracteristice ale circuitului de preîncǎlzire regenerativǎ.

Presiunile în aceste puncte se calculeazǎ de la degazor și considerând cǎ pierderea de presiune pe un preîncǎlzitor este de 2 bar, iar în amonte de degazor este necesarǎ o rezervǎ de presiune de 1 bar.

Pentru aburul scos la prize se calculeazǎ temperatura de saturație, respectiv presiunea la saturație, considerând diferența terminalǎ de temperaturǎ la intrarea aburului în preîncǎlzitor (condensator):

δt=3°C.

Temperatura aburului condensat la ieșirea din preîncǎlzitor (subrǎcitor) se calculeazǎ considerînd diferența terminalǎ de temperaturǎ în acest punct:

Δt=5°C.

Figura. 10. Evoluția temperaturilor în preîncălzitoarele regenerative

în funcție de suprafața de schimb de căldură.

Figura. 11. Principalii parametrii in preîncălzitoarele regenerative.

Știind presiunile și temperaturile se citesc din tabele termodinamice, entalpiile condensatului la intrarea și ieșirea din fiecare preîncǎlzitor, respectiv entalpia aburului condensat la ieșire; Presiunile aburului scos la prize se calculeazǎ cu relația:

Pentru PJP1: –

–

– bar

– bar

–

–

–

–

– bar

– bar

–

–

Pentru PJP2: –

–

– bar

– bar

–

–

–

–

– bar

– bar

–

–

Pentru PJP3: –

–

– bar

– bar

–

–

–

–

– bar

– bar

–

–

Pentru DEG: –

–

– bar

– bar

–

–

–

–

– bar

– bar

–

–

– Pentru PIP: –

–

– bar

– bar

–

–

–

–

– bar

– bar

–

–

Toate aceste mǎrimi se vor afișa într-un tabel:

Tabelul. 1. Mărimile caracteristice pentru preîncălzirea regenerativă.

DESTINDEREA ABURULUI ÎN TURBINǍ

Figura. 12. Punctele de calcul pe traseul de abur.

Plecând de la se calculeazǎ presiunile aburului, din circuitul secundar:

bar

bar

bar

bar

bar

bar

bar

bar

bar

Considerând cǎ aburul viu are la ieșirea din generatorul de abur titlul x=0.98,

rezultǎ parametrii aburului în punctul 0:

bar =5 MPa

La intrarea în corpul de medie presiune aburul viu are presiuneabar =4.8 MPa și entalpia , rezultǎ:

Considerând randamentul brut al centralei % și debitul specific , rezultǎ puterea electricǎ la bornele generatorului:

MW= 736000 KW

respectiv debitul de abur viu la ieșirea din generatorul de abur:

Debitul de abur prin corpul de medie presiune va fi:

iar prin corpurile de joasǎ presiune

Debitul volumetric de abur la intrarea în corpul de medie presiune este

=73677.43 (corpul de medie presiune este în dublu flux).

Randamentul intern de bazǎ al corpului de medie presiune:

% =0.915

Se citește din diagramǎ în funcție de debitul volumetric și de raportul =3.51.

Coeficientul de corecție pentru treapta de reglaj este , iar coeficientul

de corecție pentru umiditate () se citește din diagramǎ, în funcție de umiditatea medie în corpul de medie presiune și de presiunea .

= 87.9%

Se itereazǎ pânǎ la o eroare relativǎ mai micǎ de 1%.

= 88.8 %

Punctul 3 este determinat de bar și . Din tabele termodinamice se citesc:

Punctul 4 este determinat de bar și . Din tabele termodinamice se citesc:

Punctul 10 este determinat de bar, aici având apǎ la saturație (). Din tabele termodinamice se citesc:

Punctul 8 este determinat de bar și . Din tabele termodinamice se citesc:

Punctul 5 este determinat de bar și de , unde

și Δt=15 °C.

Din tabele termodinamice se citesc:

Punctul 9 este determinat de bar, în acest punct având apǎ la saturație . Din tabele termodinamice se citesc:

Punctul 6 este determinat debar și . Din tabele termodinamice se citesc:

Destinderea aburului in CJP

Se împarte destinderea aburului în corpurile de joasǎ presiune în douǎ zone:

• zona I – destinderea aburului supraîncǎlzit și

• zona II – destinderea aburului umed.

Figura. 13. Atingerea saturației și destinderea pâna la presiunea de condensare în CJP.

Se calculeazǎ debitul volumetric la intrarea în corpurile de joasǎ presiune:

=6

=64860.84

Pentru a determina presiunea () la care aburul atinge curba de saturație se calculeazǎ iterativ:

• se propune o valoare pentru ,

pp:=6

• se citește din diagramǎ (procedura) randamentul intern al turbinei pe zona I,

• se citește din tabele termodinamice ,

• se calculeazǎ ,

• se comparǎ cu .

Se itereazǎ pânǎ la o eroare relativǎ a entalpiei mai micǎ decât 0.1%.

< 0.1%

Rezultǎ valorile:

=6 bar

Pentru zona II se folosește metoda dezvoltatǎ de General Electric. Se folosește

presiunea de calcul la condensator bar și debitul masic de calcul . Cu acest debit masic se calculeazǎ debitul volumetric, de bazǎ, pe

un flux la intrarea în zona II:

De asemenea se calculeazǎ debitul volumetric la intrarea in zona II , plecând de la debitul real de abur .

Randamentul intern al turbinei în zona II este: ( % ), unde (%) este citit din diagramǎ în funcție de debit și de raportul , iar factorul de corecție (0.999).

STABILIREA PARAMETRILOR ABURULUI LA PRIZE

Cu acest randament se traseazǎ destinderea aburului pe zona II (pânǎ la) și se

determinǎ punctul de ieșire din CJP (7).

Se citește din tabele termodinamice urmǎtoarele valori:

bar

Intersectând procesul aburului în CJP cu izobarele corespunzǎtoare prizelor turbinei se determinǎ parametrii aburului la fiecare prizǎ.

Pentru DEG:

bar

Pentru PIP1:

bar

Pentru PJP3:

bar

Pentru PJP2:

bar

Pentru PJP1:

bar

Tabelul. 2. Parametrii la prizele de abur pentru preîncalzirea regenerativă.

CALCULUL SEPARǍRII DE UMIDITATE

Figura. 14. Destinderea aburului în CJP cu separare internă de umiditate.

Se considerǎ cǎ se face separare internǎ de umiditate doar la treptele din dreptul

primelor douǎ prize de preîncǎlzire regenerativǎ.

Pentru PRIZA 2:

bar

%

%

%

%

%

%

%

Pentru PRIZA 1:

bar

%

%

%

%

%

%

%

Tabelul. 3. Datele calculate pentru separarea internă de umiditate.

CORECȚIILE PUNCTULUI FINAL AL DESTINDERII

Punctul final al destinderii aburului în turbinǎ are entalpia:

m

m

CALCULUL DEBITELOR DE ABUR LA PRIZE

Figura. 15. Sistemul de preîncălzire regenerativă.

Se noteazǎ cu debitele de abur la prize, cu debitul de abur cu care se face

supraîncǎlzirea, dupǎ separarea externǎ de umiditate, și cu β debitul de condens

evacuat din separatorul mecanic (extern) de umiditate. Aceste debite sunt raportate la

debitul de abur viu . Ecuațiile de conservare a energiei scrise pentru preîncǎlzitorul

de înaltǎ presiune, supraîncǎlzitorul intermediar și separatorul mecanic de umiditate

alcǎtuiesc urmǎtorul sistem:

Rezolvând acest sistem rezultǎ , α, și β.

Ecuația de conservare a energiei pentru degazor este:

Ecuația de conservare a energiei pentru PJP3 este:

Ecuația de conservare a energiei pentru PJP2 este:

bar

Ecuația de conservare a energiei pentru PJP1 este:

bar

Se considerǎ un contur, în jurul sistemului de preîncǎlzire regenerativǎ, pentru

care se face bilanțul de energie. Puterea intratǎ, raportatǎ la debitul , este:

Puterea evacuatǎ este:

Eroarea relativǎ este:

< 1 %

CALCULUL INDICILOR DE PERFORMANȚǍ

Randamentul termic al ciclului cu abur este:

Cantitatea de cǎldurǎ preluatǎ de circuitul secundar este:

Puterea utilǎ este:

Puterea aparentǎ este:

Randamentul mecanic se propune:

Puterea mecanicǎ, transmisǎ la cuplǎ, este:

Randamentul generatorului este:

Puterea la bornele generatorului este:

Puterea aparentǎ la borne este:

Energia specificǎ la borne este:

Debitul de abur viu este:

Consumul specific de cǎldurǎ al circuitului secundar este:

Consumul specific de cǎldurǎ al grupului nuclear este:

Debitul specific de abur viu este:

Randamentul de bazǎ al grupului nuclear este:

CALCULUL PARAMETRILOR NUCLEARI AI REACTORULUI [5]

Date intrare:

Tip reactor: PHWR

Tip combustibil: UO

Aliaj teaca: Zyrcaloy 4

Material moderator: D₂O

Putere termica : P = 2300 MW

Procent imbogatire combustibil cu U-235: r = 0.7 %

Temperatura la intrare a agentului de racire in zona activa: T=280C

Temperatura la iesire din zona activa a agentului de racire: T=312C

Geometria elementului combustibil

Raza pastilei de combustibil: R= 0.5 cm

Grosimea interstițiului: Δ= 0.005 cm

Raza interioara a tecii: R= R+Δ= 0.505 cm

Grosimea tecii: Δ= 0.035 cm

Raza exterioară a tecii: R= R+Δ= 0.54 cm

Se calculează:

Fascicol cu 37 de elemente combustibile așezare pe 3 cercuri concentrice cu un creion central.

Distanța dintre 2 creioane pe cercuri adiacente: S= 0.01 cm

Distanța dintre ultimul cerc exterior și tubul de presiune: S= 0.05 cm

Grosimea tubului de presiune: Δ= 0.45 cm

Distanța dintre TP și tubul calandria: Δ= 0.8 cm

Grosimea tubului calandria: Δ= 0.155 cm

Raza creionului central: R= 0.54 cm

Raza pentru primul cerc: R= 2R+S= 1.09 cm

Raza pentru cel de al doilea cerc: R= R+2R+S= 2.18 cm

Raza pentru cel de al treilea cerc: R= R+2R+ S= 3.27 cm

Raza interioară a TP: R= R+S= 3.32 cm

Raza exterioară a TP: R= R+Δ= 3.77 cm

Raza interioară a TC: R= R+Δ= 4.57 cm

Raza exterioară a TC: R= R+Δ= 4.725 cm

Tabelul.4. Procentele de metale pentru principalele aliaje folosite la tecile creioanelor de combustibil.

Pentru Zircaloy 4 avem:

(A A A A A A A) = ( 118.71 55.847 51.996 58.693 91.224 28.086 54.938 )

(ν ν ν ν ν ν ν) = ( 1.50 0.12 0.1 0.00 98.28 0.00 0.00 )

ν = participatia in procente

Calculul parametrilor nucleari ai combustibilului

Masa atomica a dioxidului de uraniu imbogatit:

A= 16

A

A

– Cosinusul unghiului de împrăștiere:

µ

Participațiile componentelor combustibilului:

adica 0.6093 %

adica 87.538 %

adica 11.853 %

Sectiunile microscopice de absorbtie pentru O, U-238, U-235:

σ= 698 barn

σ= 2.75 barn

σ= 0.00019 barn

Sectiunea miscrocopica de absorbtie pentru UO:

σσ+ σ+ σ=

=barn

Secțiunea microscopică de absorbție se corectează cu σ=și cu coeficientul de corecție Westcott g= 0.974, obtinem:

barn

Sectiunile microscopice de imprastiere pentru O, U-238, U-235:

σ= 10 barn

σ= 8.3 barn

σ=4.2 barn

La 20 grade Celsius,sectiunea macroscopica de imprastiere pentru UO2 va fi:

σσ+ σ+ σ=

= barn

Numărul de nuclee de UO dintr-un cm este:

N (numărul lui Avogadro)

Secțiunea macroscopică de absorbție și imprăștiere (la ultima facem si corecția s=):

Pentru combustibili vom avea:

barn

aplicând corecțiile: si ,

obținem secțiunea macroscopică de fisiune pentru combustibil:

=

Secțiunea microscopică corectată:

barn

Secțiunea macroscopică de transport a combustibulului:

Coeficientul de difuzie al combustibilului:

cm

Coeficientul de material al combustibilului:

Pentru teacă:

( ) = ( )

( ) = (0.6 2.53 2.9 4.6 0.18 ) barn

( ) = (4 11 3 17.5 8) barn

Calculul parametrilor nucleari ai tecii:

Masa atomică a tecii:

=

=

=

Densitatea tecii:

=

=

=

Secțiunea microscopică de absorbție a tecii:

=

= 0.19184 barn

Aceasta se corectează cu

barn

Secțiunea microscopică de împrăștiere a tecii:

=

= 7.9386 barn

Cosinusul unghiului de împrăștiere pentru teacă:

Densitatea de nuclee dintr-un cm teacă:

Secțiunile macroscopice de absorbție și respectiv împrăștiere:

Secțiunea macroscopică de transport a tecii:

Coeficientul de difuzie al tecii:

cm

Coeficientul de material al tecii:

Calculul parametrilor nucleari ai moderatorului

Masa atomică a moderatorului:

Cosinusul unghiului de împrăștiere pentru moderator:

Participațiile componentelor moderatorului:

Secțiunea microscopică de absorbție a moderatorului:

barn

Secțiunea microscopică de absorbție se corectează cu

barn

Secțiunea microscopică de împrăștiere a moderatorului:

barn

Numărul de nuclee de D2O dintr-un cm:

=1105

Secțiunile macroscopice de absorbție șî respectiv împrăștiere:

Secțiunea macroscopică de transport a moderatorului:

Coeficientul de difuzie al moderatorului:

cm

Coeficientul de material al moderatorului:

Dizolvarea elementelor de structură în combustibil

Secțiunea unui element combustibil:

cm

Secțiunea unei teci:

cm

Secțiunea tubului de presiune:

cm

Secțiunea tubului calandria:

cm

Secțiunea totală a elementului combustibil:

= cm

Raza combustibilului omogenizat:

cm

Se consideră raza moderatorului:

cm

Participațiile masice in combustibilul omogenizat:

=

= 0.70541

=

= 0.29459

Masa atomică a combustibilului omogenizat:

=

Densitatea combustibilului omogenizat:

=

Densitatea de nuclee din combustibil:

Secțiunea macroscopică de absorbție a combustibilului echivalent:

=

Secțiunea macroscopică de împrăștiere a combustibilului echivalent:

= 0.20843

Secțiunea macroscopică de transport a combustibilului omogenizat:

Secțiunea macroscopică de fisiune a combustibilului omogenizat:

Coeficientul de difuzie a combustibilului omogenizat:

cm

Coeficientul de material a combustibilului omogenizat:

Factorii de multiplicare:

Factorul de fisiune cu neutroni rapizi:

Factorul de regenerare:

=2.43 (numarul mediu de neutroni produși)

Factorul de utilizare termică:

Alegem: R=100 cm

cm

Se calculează funcțiile Bessel I(x) și I(x), respectiv K(x) și K(x).

I()=1.77521

I()=1.10968

I()=1.00001

I()=0.00356

I()=0.09128

K()=5.06226

K()=140.6272

K()=5.28834

=

=1.04326

=

Probabilitatea de evitare a capturii la rezonanță:

cm

cm

I()=1.00376

I()=0.06136

I()=1.0015

I()=0.03878

I()=

K()=2.67892

K()=12.78014

K()=

=

=731.02718

barn

=

=730.02718

Factorul de multiplicare în mediu infinit la rece:

Regimul de temperaturi în elementul combustibil

Puterea medie liniară în combustibil:

Densitatea medie de putere:

Densitatea maximă de putere:

(factor de neuniformitate)

Temperatura medie a agentului de răcire:

Diametrul echivalent:

cm

Coeficientul de transfer de caldură în AR:

Temperatura la exteriorul tecii:

K

Temperatura la interiorul tecii cu

K

Temperatura la exteriorul combustibilului cu:

K

Temperatura în centrul combustibilului cu :

K

Temperatura exterioară maximă a tecii:

K

Conductivitatea termică maximă a tecii:

=

=0.161252

Conductivitatea termică a spațiului inelar:

Temperatura interioară maximă a tecii:

= K

Temperatura maximă la eteriorul combustibilului:

=908.22625 K

Conductivitatea termică maximă combustibilului:

=

=0.04217

Temperatura maximă in centrul combustibilului:

K

Corecția de temperatură a parametrilor

Se consideră:

=293.15 K

Temperatura moderatorului:

K

Temperatura tecii:

K

Temperatura combustibilului:

K

Pentru combustibil, corectăm cu factorul de corecție:

=

=

=

=0.03492

cm

Pentru teacă:

=

=

cm

Pentru moderator:

=

cm

Secțiunea macroscopică de absorbție a combustibilului echivalent:

=

Secțiunea macroscopică de împrăștiere a combustibilului echivalent:

= 0.15319

Secțiunea macroscopică de transport a combustibilului omogenizat:

Secțiunea macroscopică de fisiune a combustibilului omogenizat:

Coeficientul de difuzie a combustibilului omogenizat:

cm

Coeficientul de material a combustibilului omogenizat:

Factorii de multiplicare:

Factorul de fisiune cu neutroni rapizi:

Factorul de regenerare:

=2.43 (numarul mediu de neutroni produși)

Factorul de utilizare termică:

Alegem: R=100 cm

cm

Se calculează funcțiile Bessel I(x) și I(x), respectiv K(x) și K(x).

I()=1.25645

I()=0.55317

I()=1.00001

I()=0.00323

I()=0.08287

K()=5.15967

K()=155.02051

K()=5.85344

=

=1.03453

=

Factorul de multiplicare în mediu infinit la cald:

DIMENSIONAREA ZONEI ACTIVE PENTRU REALIZAREA CRITICITĂȚII ȘI A PUTERII [5]

Lungimea de difuzie a moderatorului:

cm

Vârsta termică a moderatorului:

cm

Din condiția de atingere a criticității:

, rezultă buckling-ul geometric

cm

Știind că:

,rezultă înălțimea H și raza R a zonei active pentru realizarea criticității.

cm

cm = 1.31063 m

cm = 0.70774 m

Pentru realizarea puterii se folosește relația:

m

Înălțimea Zonei Active:

m

Distanța de extrapolare:

cm = 0.05269 m

Raza reactorului pentru realizarea puterii și înălțimea :

m = 977.295 cm

m = 1805.317 cm

cm

Factorul de multiplicare în mediu finit la cald:

CONCLUZII

Proiectul de față a avut ca temă calculul circuitului secundar al unei centrale de tip CANDU și calculul parametrilor nucleari pentru un reactor de tip CANDU precum și dimensionarea pentru criticitate și pentru realizarea puterii a zonei active a rectorului.

Ca date inițiale au fost aleși parametrii apropiați de cei de la CNE Cernavodă cu o presiune a aburului viu puțin mai mare și o putere termică a reactorului tot mai mare decât valorile întâlnite la Cernavodă.

Calculele au vizat determinarea randamentului ciclului cu abur, a randamentului global al unui grup și consumurile specifice, alături de alți parametrii de performanță pentru ciclul de abur.

Pornind de la datele inițiale și de la puterea termică a reactorului s-au facut calcule neutronice plecând de la o arhitectură clasică a unui reactor CANDU și a unui fascicol de combustibil CANDU 6 cu 37 de creioane, îmbogațirea naturală a uraniului și folosirea apei grele ca moderator și agent de racire, cu separarea moderatorului de sistemul principal de transport al căldurii.

Astfel, pentru ciclul de abur a rezultat un randament termic de 34.38% și un randament al grupului de 32,12% , valori care se încadrează în marjele caracteristice ale unei centrale CANDU, cu un randament termic crescut datorită parametrilor mai mari la generatorul de abur (50 de bari presiunea aburului viu față de 46 de bari la centrala de la Cernavodă).

Pentru calculul nuclear al reactorului s-a vizat determinarea parametrilor principali, secțiuni macroscopice caracteristice pentru combustibil, moderator si agentul de raciere, determinarea coeficientului de multiplicare a reactorului la rece și la cald în mediu infinit și coeficientul de multiplicare real al reactorului la cald împreună cu dimensionarea reactorului pentru realizarea criticității și pentru realizarea puterii. Parametrii determinați se incadrează și ei în limitele obișnuite.

Calculele efectuate au avut ca scop dimensionarea fizică a unui reactor, calcularea parametrilor nucleari și a parametrilor de performanță a circuitului de abur aferent reactorului pentru date inițiale apropiate de cele ale centralei de la Cernavodă, iar rezultatele se încadreaza în marjele așteptate.

BIBLIOGRAFIE

[1] Ilie Prisecaru și Daniel Dupleac, “Sistemele centralelor nuclearoelectrice CANDU”, Editura Universitară “Carol Davila”, 2013;

[2] Note curs;

[3] http://ro.wikipedia.org/wiki/CANDU;

[4] CNE, îndrumar de proiectare, note de laborator;

[5] Nicolae Mihăilescu, Gabriel Pavel, Andrei Budu, “Teoria reactoarelor nucleare, îndrumar de proiect”, Editura Proxima 2010.