Zentrale bteilung Forschungsreaktoren

KERNFORSCHUNGSANLAGE JOLICH

des Landes Nordrhein-Westfalen - e. V.

Das Verhalten des Reaktors FRJ-1 (MERLIN)

beim Ausfall der Zwangskühlung

Zweite erweiterte Auflage

von

E~ünch

Jül - 407 - RE August 1966

Als Manuskript gedruckt

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Berichte der Kernforschungsanlage Jülich

Zentralabteilung Forschungsreaktoren Jül - 407 - RE

Dok. : RESEARCH REACTOR FRJ-1 (MERLIN) DEFECT OF COOLING CIRCUIT

OK: 621.039.534.004.6: 621.039.573 .FRJ-1 (MERLINi- (43-2.393)

Nr. 407

Zu beziehen durch: ZENTRALBIBLIOTHEK der Kernforschungsanlage JOlich, Jülich, Bundesrepublik Deutschland

Das Verhalten des Reaktors FRJ-1 {MERLIN)

beim Ausfall der Zwangskühlung

Zweite erweiterte Auflage

von

E. Münch

I

I N H A L T S V E R Z E I C H N I S

Zusammenfassung

1. Einleitung

2. Reaktorbeschreibung

2.1. Aufbau des Reaktors

2.2. Instrumentierte Brennelemente

3. Meßverfahren

3.1. Meßeinrichtung

3.2. Ablauf der Messungen

4. Vorgänge beim Pumpenausfall

5. Auswertungsgrundlagen

5.1. Ermittlung der Heizflächenbelastung

5.2. Geschwindigkeit der Naturkonvektion

6. Ergebnisse

6.1. Kühlmitteltemperaturen

6.2. Brennstofftemperaturen

6.3. Strömungsumkehr

6.4. Temperaturoszillationen

6.5. Leistungsabfall

6.6. Dampfblaseneinfluß

6.7. Langzeitverhalten

Seite

1

2

3

3

6

1 1

1 1

13

15

21

21

23

27

27

30

33

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43

48

57

II

Seite

7. Schlußfolgerungen 59

Literaturverzeichnis 61

III

V E R Z E I C H N I S D E R A B B I L D U N G E N

Abb. 1

Abb. 2

Abb. J

Abb. 4

Abb. 5

Abb. 6

Abb. 7

Abb. 8

Abb. 9

Anordnung der Thermoelemente in einem

Brennelement

Anordnung der Thermoelemente in einem

Brennelement mit Leitungsplatte

Verteilungsschema der Thermoelemente

in den Spezialbrennstoffelementen

Konfiguration des 4x5-Kerns

Konfiguration des 31-Elemente-Kerns

Temperaturverlauf der Wassereintritts­

und Wasseraustrittstemperatur eines

Kühlkanals zur Festlegung des Umschlag­

punktes von Zwangsumlauf in Naturkon­

vektion

Heizflächenbelastung der instrumentierten

Elemente bei 1 MW Reaktorleistung

Konvektionsgeschwindigkeit in Abhängigkeit

von der Heizflächenbelastung

Abhängigkeit der Konvektionsgeschwindigkeit

von der Wassertemperatur

Seite

7

8

9

11

12

19

22

24

25

Abb. 10 Maximaltemperaturen am Wassereintritt und 29

Abb. 1 1

Abb. 12

Wasseraustritt als Funktion der Heiz­

flächenbelastung vor der Pumpenabschaltung

Brennstofftemperaturen als Funktion der

Heizflächenbelastung vor der Pumpenab-

schal tung

Umschlagzeit als Funktion der Ausgangsheiz-

flächenbelastung (4x5-Kern)

J2

J6

IV

Abb. 13 Umschlagzeit als Funktion der Ausgangs­

heizflächenbelastung (31-Elemente-Kern)

Seite

38

Abb. 14 Temperaturverläufe in Brennstoff und Kühl- 41

mittel in einem Kühlkanal

Abb. 15 Das Auftreten des ersten Minimums der Brenn- 42

stofftemperatur in Abhängigkeit von der Aus­

gangsheizflächenbelastung (4x5-Kern)

Abb. 16 Das Auftreten des ersten Minimums der Brenn- 44

stofftemperatur in Abhängigkeit von der Aus­

gangsheizflächenbelastung (31-Elemente-Kern)

Abb. 17 Negative Periode der Leistung beim Pumpen- 45

ausfall in Abhängigkeit von der Ausgangs­

leistung

Abb. 18 Leistungsverlauf und daraus errechnete Reak- 47

tivitätsabsorption nach der Pumpenabschaltung

Abb. 19 Leistungsverlauf bei der Pumpenabschaltung 49

Abb. 20 Transferfunktionen bei verschiedenen

Multiplikationsfaktoren k 0

Abb. 21 Vergleich der Reaktor-Transferfunktionen

bei a = 0 sec- 1 und a = 0,136 sec- 1

Abb. 22 Abhängigkeit der Reaktivitätsabsorption

durch Blasenbildung vom unterkritischen

Multiplikationsfaktor k 0

53

55

56

Z U S A M M E N F A S S U N G

Am Reaktor FRJ-1 wurde dessen Verhalten beim Ausfall der pri­

mären Kühlkreispumpen untersucht, wenn die Reaktorabschaltung

durch das Sicherheitssystem nicht ausgelöst wird. Diese Unter­

suchungen wurden an zwei verschiedenen Kernkonfigurationen

von unterschiedlicher Kompaktheit ausgeführt.

Im Normalbetrieb wird Leichtwasser im Zwangsumlauf von oben

nach unten durch den Kern gepumpt. Nach dem Pumpenausfall

nimmt der Zwangsumlauf ab und geht in Naturkonvektion über,

einer aufwärts gerichteten Strömung. Die Zeit vom Pumpenausfall

bis zum Umschlag der Kühlmittelströmung wurde ermittelt. Diese

Zeit wird mit wachsender Heizflächenbelastung kürzer und er­

reicht bei 75 W/cm2 etwa 7 Sekunden.

Die im Brennstoff beim Ausfall der Zwangskühlung auftretenden

Temperaturoszillationen wurden als Folge der bei höheren Heiz­

flächenbelastungen mit dem Strömungsumschlag auftretenden Bla­

senverdampfung gedeutet.

Im Leistungsverlauf zeigte sich ein durch Temperatureffekte

bedingter starker Abfall, dem bei höheren Leistungen unregel­

mäßige Schwankungen überlagert waren. Als Ursache dieser Schwan­

kungen wurden unterkritische Reaktivitätsänderungen durch Bla­

senbildung festgestellt. Innerhalb von JO Minuten nach dem

Pumpenausfall wurde kein neuer Leistungsanstieg beobachtet.

Während der Versuche ergaben sich keine unsicheren Betriebszu­

stände des Reaktors.

2

1 . E I N L E I T U N G

In diesem Bericht werden Experimente beschrieben, die das Ver-

halten eines leichtwassermoderierten Schwimmbadreaktors vom

MTR-Typ bei Ausfall der Zwangskühlung zum Gegenstand haben.

Bei den beschriebenen Experimenten wurden bei konstanter An-

fangsleistung des Reaktors im Megawatt-Bereich die Primärkühl-

pumpen abgeschaltet und das Verhalten der Kühlmittel- und

Brennstofftemperaturen sowie des Leistungsverlaufs verfolgt.

Die Untersuchungen wurden an zwei verschiedenen Reaktorkernen

von unterschiedlicher Kompaktheit durchgeführt, die im folgen-

den als " 4 x 5 - Kern" und als " 31-Elemente-Kern" bezeichnet

werden. Beide Reaktorkerne haben einen negativen Temperatur­

koeffizienten der Reaktivität, der auf 5 . 10-J % 6k/k pro 0 c

geschätzt wird. Der mittlere Blasenkoeffizient im Reaktorkern

ist ebenfalls negativ und dürfte in der Größenordnung von

einigen 10-4 % 6k/k pro cm3 Blasenvolumen liegen.

Aus dem zeitlichen Verlauf der Reaktorleistung und der Tempe-

ratur in den Brennstoffplatten und in den Kühlkanälen der Brenn-

elemente können bestimmte Rückschlüsse auf thermodynamische

Vorgänge im Reaktorkern gezogen werden, die im vorliegenden

Bericht erläutert werden. Die hier dargestellten Ergebnisse

sind das Resultat eines erweiterten Versuchsprogramms. Über

erste Ergebnisse wurde bereits von Jacquemin und Barmann [1]

berichtet. Diese Ergebnisse sind in der vorliegenden umfassen­

deren Untersuchung mit verarbeitet.

J

2. R E A K T 0 R B E S C H R E I B U N G

2. 1. Aufbau des Reaktors

Der Forschungsreaktor FRJ-1 (MERLIN) ist ein Schwimmbadreaktor

mit Uran als Spaltstoff, dessen Anreicherung an U-235 80 %

beträgtw Der Reaktorkern wird von Leichtwasser als Reflektor

und Moderator umgeben. Zur Kühlung wird entmineralisiertes

Leichtwasser in einem Zwangsumlauf von oben nach unten durch

den Kern gepumpt.

Reaktorkern, Moderator und Reflektor befinden sich im Reaktor­

tank, einem Aluminiumzylinder. Er hat eine Höhe von 9,4 m. Der

untere Teil des Tanks, bis zu einer Höhe von 4,9 m, hat einen

Durchmesser von 1,7 m und enthält den Reaktorkern. Der obere

Teil hat einen Durchmesser von J,5 m und ist zur Strahlenab­

schirmung nach oben ebenfalls mit Leichtwasser gefüllt. Die

Brennelemente, die den Reaktorkern bilden, werden in eine Git­

terplatte eingesetzt, die wie ein Fahrstuhl in einem recht­

eckigen Strömungskanal im unteren Teil des Tanks verfahren

werden kann. Der Strömungskanal hat quadratischen Querschnitt

und besteht aus Aluminiumblechen, die bis auf den Boden des

Reaktortanks reichen. Der Kanal hat die Aufgabe, den von oben

nach unten gerichteten Kühlwasserstrom durch die auf der Gitter­

platte befindlichen Brennelemente zu leiten. Die Gitterplatte

hat in quadratischer Anordnung 81 Plätze, von denen 49 mit

Brennelementen besetzt werden können. In die Plätze der äuße-

4

ren Reihen können nur Leer- oder Reflektorelemente eingesetzt

werden.

Die Brennelemente bestehen aus 14 Brennstoffplatten, die zur

Verhinderung von unkontrollierten Wärmedeformationen leicht

gekrümmt sind. Die Platten sind parallel zueinander in einem

lichten Abstand von J,J mm angeordnet.

Der aktive Teil der Platten ist 0,46 mm dick, 60 mm breit,

60,J cm lang und besteht aus einer Uran-Aluminium-Legierung.

Diese Legierungsschicht ist allseitig von Aluminium abgedeckt.

Jede Brennstoffplatte enthält 11 ,5 g U-235.

Das Brennelement hat mit den 14 Brennstoffplatten und den zwei

ebenfalls gekrümmten Deckplatten aus Aluminium die Form eines

langgestreckten Kastens von 7,J • 7,J • 63,5 cm3 (s. Abb. 1).

Die parallelen Platten bilden hierin 15 Kanäle von je

6,9 • O,JJ cm2 Querschnitt, entsprechend einem hydraulischen

Durchmesser von 0,6JO cm, für das hindurchströmende Kühlwas­

ser. Am unteren Ende besitzt das Element einen Führungszapfen,

mit dem es in die Gitterplatte eingesetzt wird; das obere

Ende des Elementes trägt eine Vorrichtung zur Befestigung der

Ladewerkzeuge.

Die nicht mit Brennelementen besetzten Positionen auf der

Gitterplatte werden im Reaktorbetrieb mit Leerelementen be-

setzt. Diese gleichen in äußerer Form und in den Abmessungen

den Brennelementen, bestehen jedoch aus einem nach unten ab­

geschlossenen Aluminiumkasten, der mit Wasser gefüllt ist,

5

aber keine Wasserströmung durch den Boden zuläßt.

Die Steuerung des Reaktors wird durch einen Grob- und einen

Feinsteuerstab vorgenommen. Außerdem stehen zur Abschaltung

zwei Sicherheitsstäbe zur Verfügung. Die 4 Absorberstäbe sind

in den Ecken eines Rechtecks angeordnet, in dessen Innerem

die 6 zentralen Elemente Platz haben. Die Stäbe sind platten­

förmig und werden in schmalen Aussparungen zwischen den Brenn­

elementen bewegt.

Grobstab und Sicherheitsstäbe bestehen aus zwei gekreuzten

Cadmiumblechen von 1,2 mm Stärke, die mit rostfreiem Stahl­

blech von 1 mm Stärke ummantelt sind. Der Feinstab besteht aus

einer schmalen J,2 mm starken Platte aus rostfreiem Stahl.

Zur Wärmeabfuhr durch Zwangsumlauf durchfließen im Primär­

kreis 480 m3 Leichtwasser pro Stunde den Kern von oben nach

unten. Die Strömungsgeschwindigkeit des Zwangsumlaufs erreicht

im Mittel über alle Kühlkanäle Werte zwischen 100 cm/sec und

200 cm/sec. Die Größe der Geschwindigkeit hängt ab von der

Zahl und Position der Brennelemente auf der Gitterplatte und

von der Zahl der Leer- oder Reflektorelemente.

Das Kühlwasser tritt am oberen Ende des schmalen Teils des

Reaktortanks in den Strömungskanal ein, der das Wasser durch

den Kern führt. Unterhalb der Gitterplatte tritt es durch den

Tankboden wieder aus und gelangt durch den Verzögerungstank,

die Wärmetauscher und die Pumpen in den Reaktortank zurück.

6

Bei Normalbetrieb befinden sich rund 25 t Wasser im Kreislauf.

Das Primärkühlwasser wird in den Wärmetauschern durch einen

Sekundärkreislauf gekühlt; der Sekundärkreis gibt seine Wärme

über Luftkühler an die Außenluft ab. Der Reaktor ist z. Zt.

für eine Leistung von 5 MW ausgelegt.

2.2. Instrumentierte Brennelemente

Bei den beschriebenen Experimenten enthielt der Reaktorkern

6 instrumentierte Spezialbrennelemente. Hierbei handelt es

sich um zwei verschiedene Typen. Bei der ersten Art sind in

4 der 14 Brennstoffplatten Chromel-Alumel-Thermoelemente ein­

gewalzt. Diese sitzen paarweise in der Mitte der ersten,

zweiten, dreizehnten und vierzehnten Brennstoffplatte. Ferner

ist am Ein- und Ausgang eines Kühlkanals zwischen zwei instru­

mentierten Platten je ein weiteres Thermoelement zur Messung

der Kühlwassertemperaturen eingebaut.

Bei der zweiten Art der instrumentierten Brennelemente sind

die erste und zweite Brennstoffplatte wie oben beschrieben

ausgerüstet. Die vierzehnte Platte wird nur einseitig gekühlt.

Der Kühlkanal zwischen der vierzehnten Brennstoffplatte und

der Abdeckplatte aus Aluminium ist nach oben verschlossen.

Von unten eintretendes Kühlwasser wird durch eingeblasene

Preßluft verdrängt. Auf diese Weise werden an dieser Stelle die

ungünstigsten Kühlbedingungen im Kern geschaffen. Die nur ein­

seitig gekühlte Brennstoffplatte wird im folgenden kurz "Lei-

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Schema Brennstoff­

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Anordnung der Thermoelemente in einem Brennelement

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Abb.2: Anordnung der Thermoele­mente In einem Brennele­ment mit Leitungsplatte

(JJ

9

tungsplatte" genannt. In der Mitte der Leitungsplatte sind

drei Thermoelemente nebeneinander eingewalzt, im benachbarten,

offenen Kühlkanal überwachen beim Wassereintritt ein und am

Wasseraustritt drei Thermoelemente die Kühlmitteltemperaturen.

Die Anordnung der Thermoelemente in den instrumentierten Brenn-

elementen ist aus Abb. 1, die der Thermoelemente in den Brenn-

elementen mit Leitungsplatte aus Abb. 2 zu ersehen.

4 Spezialbrennelemente des ersten Typs sind in den Positionen

FJ, FS, E4 und E6 der Gitterplatte (s. Abb. 4 und 5) fest ein-

Wassertemperatur z

Brennstofftemperatur V u ~-r------5-

Wassertemperatur w

Wass ertemp•ratur y

Brennstofftemperatur R Q ----------p N

Wassertemperatur X

Wassertemperatur Z ~ R T S

Brennstofftemperatur L~-__..;.c.-----:-:V---..,...w--...1 Wassertemperatur _ U

Wassertemperatur Brennstofftemperatur

y

~ Q H ~-p----M---

oben Mitte

außen unten

oben Miffe

innen unten

oben Mitte außen unten

oben Mitte

innen Wassertemperatur

~ X L-----------..1 unten

Brennelement mit

Thermoelementen

Brennelement mit

Thermoelementen

und Leitungsplatte

Abb. J Verteilungsschema der Thermoelemente in den

Spezialbrennstoffelementen

10

gebaut. In den Positionen D4 und D6 der Gitterplatte befinden

sich instrumentierte Leitungsplattenelemente.

Im ganzen stehen wahlweise 72 Thermoelemente für Temperatur­

messungen zur Verfügung. Abb. J gibt einen schematischen Über­

blick über die Verteilung der Thermoelemente in den Spezial­

brennstoffelementen und deren Kühlkanälen.

Die Kaltlötstellen der Thermoelemente befinden sich in einem

Vergleichsstellenthermostaten, der als Bezugstemperatur 50 °e

mit einer Genauigkeit von ~ 0,5 °e liefert.

1 1

J. M E S S V E R F A H R E N

J.1. Meßeinrichtung

Bei der Messung wurden zwei Kernkonfigurationen untersucht.

Die eine war kompakt und bestand aus 20 Elementen in 4x5-An­

ordnung. Die andere hatte 31 Brennelemente und war durch 4

Aluminiumelemente aufgelockert. Die beiden Kernkonfigurationen

sind in Abb. 4 und Abb. 5 dargestellt. Die instrumentierten

A 8 c D E F G H J

I

2

3

' 5

6 ~ T T ~ 7

8

9

U -235 im K.,.n 3227

Abb. 4 Konfiguration des 4x5-Kerns

T Brennelemente mit Thermoelementen

L Lage der Leitungsplatten

g

12

Elemente sind durch ein T gekennzeichnet, die Lage der Lei­

tungsplatten ist ebenfalls angegeben.

Die an den Thermoelementen entstehenden Thermospannungen wur­

den von 8 Potentiometerschreibern in Abhängigkeit von der

A 8 c D E F G H J

I

2

3

' 5

6

1

8

9

U -235 im KHn 4986

Abb. 5 Konfiguration des 31-Elemente-Kerns

Al Aluminiumblöcke

g

T Brennelemente mit Thermoelementen

L Lage der Leitungsplatten

Zeit aufgezeichnet. Die Nullpunkte der Schreiber konnten durch

eine Kompensationsschaltung verschoben werden, um ein Umschal­

ten des Meßbereiches beim Übergang von Temperaturen über 50 °e

zu Temperaturen unter 50 °e zu vermeiden.

1J

Die maximale Papiervorschubgeschwindigkeit betrug 56 600 mm/h.

Die Ansprechzeit betrug 0,1 sec für 12 °c. Dies ermöglichte

eine gute zeitliche Auflösung der Vorgänge • Ein Synchronim­

puls am Anfang und Ende jeder Messung gestattete es, den

Gleichlauf der Schreiber zu kontrollieren. Der Moment der Pum-

penabschaltung wurde über einen Kontakt am Pumpenabschaltknopf

durch den Schreiber automatisch markiert.

Bei den Messungen am 4x5-Kern wurde ein Vielkanalgalvanometer­

schreiber benutzt. Dieser hatte eine Ansprechzeit von 15 msec

und wurde mit einem Papiervorschub von 5 mm/sec betrieben.

Der Schreiber nahm gleichzeitig die Thermospannung von 6 Ther­

moelementen auf.

Um eine Aussage über das Verhalten der Reaktorleistung beim

Ausfall der Primärkreispumpen zu erhalten, wurde neben den

Brennstoff- und Kühlmitteltemperaturen die Anzeige eines line­

aren Leistungskanals mit Hilfe der Schreiber aufgezeichnet.

Auch hier konnte der Moment der Pumpenabschaltung mit Hilfe

einer Markierfeder sichtbar gemacht werden.

J.2. Ablauf der Messungen

Vor jeder Messung wurden die Leitungsplattenelemente mit Preß­

luft ausgeblasen, um das Wasser zu entfernen, das in den nach

oben geschlossenen Kühlkanal eingedrungen war. Dann wurden

beide Primärkreispumpen mit einem Durchfluß von 480 m3/h in

14

Betrieb genommen und die vorgesehene Reaktorleistung herge­

stellt. Nachdem sich stationäre Verhältnisse eingestellt

hatten, wurden die Pumpen von Hand abgeschaltet. Das Relais,

das eine automatische Reaktorabschaltung bei zu niedrigem

Kühlmitteldurchfluß auslöst, war für die Dauer dieser Versuche

unwirksam gemacht. Bei der Pumpenabschaltung und der anschlie­

ßenden Messung blieb die Stellung der Steuer- und Sicherheits­

stäbe unverändert. Die nach der Pumpenabschaltung auftretenden

Temperatur- und Leistungsverläufe wurden von den Schreibern

aufgezeichnet. Nach Beendigung der Messung wurde die Reaktor­

leistung auf 100 W abgesenkt. Bei dieser Leistung wurden die

Leitungsplattenelemente wieder ausgeblasen und die Kühlmittel­

pumpen erneut in Betrieb genommen. Danach konnte eine weitere

Messung vorgenommen werden.

Die Anfangsleistungen vor der Pumpenabschaltung wurden mit

Hilfe einer geeichten Meßanordnung unter Benutzung der N-17 -

Methode ermittelt [2]. Diese Meßmethode erlaubt die Bestimmung

der Reaktorleistung unabhängig von Absorberstabstellung und

Kernkonfiguration.

15

4. V 0 R G Ä N G E B E I M P U M P E N A U S FA L L

Bei vollem Einsatz der Primärkreispumpen beträgt die Strömungs-

geschwindigkeit des Kühlwassers im 4x5-Kern 178 cm/sec und beim

31-Elemente-Kern 128 cm/sec. Nach Abschaltung der Pumpen nimmt

die Strömungsgeschwindigkeit ab. Die Temperaturen im Moderator

und Brennstoff steigen an. Unter der Wirkung des Temperatur-

koeffizienten ändert sich die Reaktivität und damit die Lei-

stung des Reaktors. Die Reaktivitätsänderung wird verursacht

durch die Abnahme der Brennstoff- und Moderatordichte, die

höhere Energie der thermischen Neutronen und die Dopplerver-

breiterung der Absorptionsresonanzlinien, die bei der Erhöhung

der Temperatur in einem Reaktor auftreten.

Zwar bewirken einige dieser Effekte einen Reaktivitätszuwachs,

doch überwiegt beim FRJ-1 die Wirkung der reaktivitätsabsor-

bierenden Effekte. Das verursacht insgesamt einen negativen

Temperaturkoeffizienten der Reaktivität, der bei einer Modera-

tortemperatur um 45 °e experimentell zu

~= dT -5 . 10-J % 6k/k pro 0 e

bestimmt wurde [J].

Wegen des negativen Temperaturkoeffizienten setzt unmittelbar

nach dem Abschalten der Pumpen stets ein Leistungsabfall ein,

dadurch bedingt, daß der Reaktor durch die Temperaturerhöhung

unterkritisch wird.

Mit der abnehmenden Strömungsgeschwindigkeit nach der Abschal­

tung der Pumpen und dem dadurch kleiner werdenden Wärmeüber­

gang vom Brennstoff zum Kühlmittel erhöhen sich die Brennstoff­

plattentemperaturen. Gleichzeitig setzt verstärkte Naturkon­

vektion des Wassers an den heißen Brennstoffplatten ein. Ihre

Strömungsrichtung ist aufwärts, dem Zwangsumlauf entgegenge­

richtet. Zu einem bestimmten Zeitpunkt erreichen Zwangsum-

lauf und Naturkonvektion den gleichen Wert. Die resultierende

Strömungsgeschwindigkeit ist Null. Danach überwiegt der Anteil

der Naturkonvektion, die resultierende Strömungsrichtung hat

sich umgekehrt.

Die Messung der Strömungsgeschwindigkeit und damit des Umkehr­

punktes von Zwangsumlauf in Naturkonvektion mit mechanischen

Anordnungen verursacht wegen der Installation von Meßappara­

turen und Verdrahtungen am heißen Kern große Schwierigkeiten.

Auch ist die Meßgenauigkeit nicht sehr groß, da durch die ge­

ringe Empfindlichkeit der Instrumente nicht der genaue Um­

schlagpunkt, also die Strömungsgeschwindigkeit Null, angezeigt

wird, sondern ein Punkt, bei dem die Strömungsgeschwindigkeit

die Nachweisempfindlichkeit der Meßgeräte unterschreitet. Da­

durch ist der ermittelte Zeitpunkt der Strömungsumkehr bei

diesen Geräten unter Umständen mit einem großen Fehler behaftet.

Während des Umschlagvorganges entstehen starke Strömungsschwan­

kungen, die besonders bei Anwesenheit von Dampfblasen die An­

zeige mechanischer Meßeinrichtungen verfälschen und eine zu­

sätzliche Ungenauigkeit verursachen können.

17

Weniger aufwendig ist eine Methode zum Nachweis des Strömungs-

umschlages unter Benutzung der oben beschriebenen instrumen-

tierten Brennelemente. Hier werden die zeitlichen Temperatur-

verläufe des oben in den Kühlkanal eintretenden und des unten

austretenden Wassers aufgenommen. Im folgenden werden sich die

Bezeichnungen "Wassereintritt" und "Wasseraustritt" stets auf

den normalen Reaktorbetrieb beziehen, d.h. der Wassereintritt

ist am Kopf des Brennelementes und der Wasseraustritt an seinem

Fuße. Diese Bezeichnungen werden auch dann beibehalten, wenn

sich die Strömungsrichtung des Kühlwassers umgekehrt hat.

Bei Zwangskühlung des Reaktors ist die Temperatur beim Wasser-

austritt T wegen der abgeführten Leistung größer als die Tem­a

peratur beim Wassereintritt T . Bei Abnahme der Strömungsge­e

schwindigkeit nach dem Ausfall der Kühlmittelpumpen hat sich

das am unteren Thermoelement vorbeiströmende Wasser länger im

beheizten Kanal aufgehalten und erreicht demzufolge eine höhere

Temperatur. T steigt also nach der Pumpenabschaltung an. Die a

Wassereintrittstemperatur T ändert sich vorläufig nicht, da e

kühles Wasser aus dem Kreislauf am oberen Thermoelement vor-

beiströmt, so lange der Zwangsumlauf noch vorherrschend ist.

Unter der Wirkung der wachsenden Naturkonvektion und der ab-

nehmenden kinetischen Energie des umlaufenden Wassers kommt

die Strömung schließlich zum Stillstand und kehrt ihre Richtung

um. Das heiße Wasser im Kühlkanal - je nach Ausgangsleistung

vermischt mit Dampfblasen - strömt nach oben und reißt kühleres

Wasser aus dem Elementfuß und dem Bereich unterhalb der Gitter-

18

platte nach. In diesem Moment hat die Temperatur Ta ihr Maxi-

mum bereits überschritten und sinkt ab. Das in der Zeitspanne

vor dem Strömungsumschlag aus dem Kühlkanal in den Elementfuß

eingeströmte Wasser hat stets eine geringere Temperatur als die

Brennstoffplatten, die durch die nachgelieferte Leistung immer

noch Wärmemengen produzieren. Die Messungen zeigen, daß die

Brennstoffplattentemperaturen nach der Pumpenabschaltung wegen

der abnehmenden Strömungsgeschwindigkeit des Kühlmittels und

des dadurch bedingten schlechteren Wärmeübergangs ansteigen.

Im Augenblick des Strömungsumschlages befindet sich dasjenige

Wasser im Bereich des Thermoelementes am Brennelementfuß, das

sich am längsten im beheizten Kanal zwischen den Brennstoff-

platten aufgehalten hat. Das beim Strömungsumschlag aus dem

Elementfuß hochsteigende Wasser hat somit eine geringere Tem-

peratur und läßt die Anzeige von T wieder absinken. Das a

Maximum der Temperaturkurve von T muß daher recht genau zeit­a

lieh mit dem Umschlagpunkt der Strömungsrichtung zusammenfal-

len.

Das nach der Strömungsumkehr aus dem Kühlkanal aufsteigende

Wasser verursacht am oberen Thermoelement ein Ansteigen der

Temperatur T • Der Anstieg der Temperaturkurve von T setzt e e

zeitlich unmittelbar nach dem Umschlag von Zwangsumlauf in

Naturkonvektion ein. Bei relativ kleinen Reaktorleistungen

ist der anfängliche Anstieg jedoch so flach, daß er praktisch

erst kurze Zeit nach dem Umschlag beobachtbar ist, da eine

kleine Zeitspanne vergeht, bis stark erwärmtes Wasser aus

19

dem mittleren Bereich des Kühlkanals das obere Thermoelement

erreicht hat. Der Anstieg der Wassereintrittstemperatur erfolgt

um so steiler, je höher die Anfangsheizflächenbelastung des be-

treffenden Kühlkanals ist. Dadurch ergibt sich eine Zeitdiffe-

renz zwischen dem Maximum von T und dem beobachteten Anstieg a

von T . e

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Heizflächenbelastung 66 Wlcm 2

t ~ "' r-. o,•

5 10 15 20 t[secJ 25

Abb. 6 Temperaturverlauf der Wassereintritts- und Wasser­

austrittstemperatur eines Kühlkanals zur Festlegung

des Umschlagpunktes von Zwangsumlauf in Natur­

konvektion

Heizflächenbelastung 66 W/cm2 (4x5-Kern)

Hieraus läßt sich schließen, daß das Maximum der Wasseraus-

trittstemperatur den genaueren Wert für den Strömungsumschlag

von Zwangsumlauf in Naturkonvektion liefert.

20

Aus den Temperaturverläufen von T und T läßt sich der zu a e

messende Umschlagpunkt mit einer Genauigkeit von etwa 10 %

feststellen.

Abb. 6 zeigt zwei der aufgenommenen Kühlmitteltemperaturkurven

für eine Anfangsheizflächenbelastung von 66 W/cm2• Das Maximum

der Wasseraustrittstemperatur sowie der Anstiegspunkt der Was-

sereintrittstemperatur sind gekennzeichnet. Aus der zeitlichen

Festlegung dieser beiden Markierungen kann der Umschlagpunkt

der Strömungsrichtung ermittelt werden.

Neben der Messung der Kühlmitteltemperaturen in den Kühlka-

nälen gestatten die instrumentierten Brennelemente die Messung

des Verlaufs der Brennstofftemperaturen. Nach dem Ausfall der

Kühlmittelpumpen steigen diese Temperaturen wegen abnehmender

Wärmeübergangswerte an, erreichen ein Maximum und fallen dann

ähnlich einer Exponentialfunktion ab. Nach dem Maximum sind

bei Heizflächenbelastungen größer als 20 W/cm2 diesem Abfall

Oszillationen überlagert. Um die Ursachen der Oszillationen

festzustellen und den Effekt zu deuten, wurden die Tempera-

turen in benachbarten Brennstoffplatten und in den von diesen

gebildeten Kühlkanälen aufgezeichnet. Die Messungen umfaßten

auße1·dem die Temperaturen verschiedener Brennstoffplatten an

unterschiedlichen Kernpositionen. Gleichzeitig wurde der Strö-

mungsumschlag gemessen, um das Auftreten der Temperaturoszil-

lationen zeitlich und in Abhängigkeit von der Strömungsrichtung

einzuordnen.

2 1

'). A ll S W E [{ T ll N G S G H lJ N D L A G E N

5.1. Ermittlung der Heizflächenbelastung

Aus der Auftragung der Kühlmittel- und Brennstofftemperaturen

sowie der Umschlagzeit gegen die Ausgangsleistung läßt sich

wegen des Einflusses von Neutronenflußverteilung, Gitterposi­

tion, Leitungsplattennähe und Absorberstabstellung keine Aus­

sage mit allgemeiner Gültigkeit machen.

Alle genannten Effekte sind abhängig von der örtlichen Wärme­

stromdichte im Brennstoff, Die Auftragung der Meßwerte gegen

die Heizflächenbelastung der gerade betrachteten Brennstoff­

platte im stationären Zustand vor der Pumpenabschaltung ge­

stattet eine von den oben genannten Einflüssen unabhängige

Darstellung.

Zur Bestimmung der Heizflächenbelastung wttrde bei beiden

Kernkonflgurationen die Neutronenflußdichteverteilung in den

einzelnen Brennelementen gemessen. Diese Messung erlaubte die

Berechnun~ der mittleren Flußdichte im Moderator. Hieraus konn­

te unter Berücksichtigung der Flußabsenkung und der mittleren

Flußdichte im Brennstoff' die Flußdichte in den einzelnen Brenn­

stoffplatten pro Watt Gesamtreaktorleistung bestimmt werden.

Aus der mittleren Heizflächenbelastung und dem Verhältnis aus

der Flußdichte in der einzelnen Brennstoffplatte und der mitt­

leren Neutronenflußdichte im Kern wurde die örtliche Heiz-

22

flächenbelastung für jede Brennstoffplatte errechnet. Abb. 7

stellt die Heizflächenbelastungen bei 1 MW in der Mittelebene

31-Elemente-Kern

13

12

11

Al 7 2 3 4 5 6 7 8 9 70 77 12 13 74 Al 1 Brennstoffplatten ! Al 7 2 3 4 5 6 7 8 9 10 77 72 73 74 Al

1 Brennstoffplatten j

Abb. 7 Heizflächenbelastung der instrumentierten

Elemente bei 1 MW Reaktorleistung

( J1-Elemente-Kern und 4x5-Kern )

der instrumentierten Brennelemente in der horizontalen Achse

senkrecht zur Plattenebene beim 31-Elemente-Kern und beim

23

4x5-Kern dar. Bei beiden Darstellungen ist für das Element in

Position D6 die starke Flußabsenkung durch die Einwirkung des

Grobsteuerstabes deutlich erkennbar.

Mit den auf diese Weise ermittelten Werten konnte die Auftra­

gung der Temperaturen im Wasser und Brennstoff sowie der Um­

schlagzeit gegen die Heizflächenbelastung vor der Pumpenab­

schaltung vorgenommen werden. Die gemessenen Funktionswerte

wurden mit Hilfe eines digitalen Rechenprogramms nach der

Methode der kleinsten Fehlerquadrate durch eine optimale Kurve

angepaßt. In der Auswertung werden stets diese aus Meßwerten

berechneten Kurven diskutiert. Die dargestellten Kurvenanpas­

sungen geben die Meßwerte mit einem mittleren Fehler von etwa

~ 5 % wieder.

5.2 Geschwindigkeit der Naturkonvektion

Die Naturkonvektion oder freie Strömung entsteht infolge der

Dichteunterschiede der erwärmten und kalten Gas- oder Flüssig­

keitsteilchen eines Kühlmittels. Ausbildung und Intensität der

Konvektionsströmung sind abhängig von der Art und der Tempera­

tur der Flüssigkeit oder des Gases, der Temperaturdifferenz

zwischen Heizfläche und Kühlmittel sowie von der Geometrie und

Beschaffenheit des Kühlkanals, in dem die freie Strömung ent­

steht.

24

Einern Berechnungsvorschlag von Rau [4] folgend, kann die Ge-

schwindigkeit der Konvektionsströmung von Wasser ermittelt

werden. Die Rechnung berücksichtigt die vorgegebene Form und

Dimension der Kühlkanäle des FRJ-1 sowie den Einfluß der Was-

sereintrittstemperatur und der Heizflächenbelastung.

Die aus der Ableitung für den stationären Fall folgende trans-

zendente Gleichung wurde für verschiedene Heizflächenbelastungen

und verschiedene Wassertemperaturen mit Hilfe numerischer Rechen-

verfahren auf der IBM 7090 gelöst [5].

t = 90° 80° 700 60° 500 30---~~~-r--r--r-r-~---~---~-.--...cr--~~~;;..;;_,

r--, 0 GI

~ E ~ ::::::i..

10 20 30 Heizflächenbelastung [W/cm1J

Abb. 8 Konvektionsgeschwindigkeit in Abhängigkeit von

der Heizflächenbelastung

Kurvenparameter ist die Kühlmitteltemperatur

25

Abb. 8 stellt die Geschwindigkeit der Konvektionsströmung in

Abhängigkeit von der Heizflächenbelastung dar. Als Kurvenpa-

rameter ist die Wassereinlauftemperatur gewählt. Die Darstel-

lung berücksichtigt kein Auftreten von örtlichem Sieden. Wie

von der Theorie vorausgesagt, steigt die Konvektionsgeschwin-

digkeit mit der Heizflächenbelastung an. Ebenso vergrößert eine

höhere Einlauftemperatur des Wassers die Geschwindigkeit der

Konvektionsströmung. Die Abhängigkeit der Konvektionsgeschwin-

digkeit von der Wassereintrittstemperatur ist für zwei Heiz-

flächenbelastungen gesondert in Abb. 9, ebenfalls ohne Berück-

Abb. 9 Abhängigkeit der Konvektionsgeschwindigkeit

von der Wassertemperatur

Die Heizflächenbelastung beträgt 5 W/cm2 bzw. 20 W/cm2•

26

sichtigung von Blasenverdampfung, dargestellt.

Bei beiden Abbildungen beziehen sich die Geschwindigkeitswerte

stets auf den unteren Endpunkt des Strömungskanals. Durch die

weitere Erwärmung der Flüssigkeit beim Aufsteigen im Kühlkanal

erhöht sich die Konvektionsgeschwindigkeit bis zum oberen Ende

des Strömungskanals weiter.

Die Lösungen der oben angeführten Rechnung und damit die An­

gaben der Darstellungen gelten streng nur für den Fall, daß

sich die freie Strömung bei konstanter Heizflächenbelastung

und Wassereintrittstemperatur ungehindert voll ausbilden kann.

Im hier diskutierten Fall der Pumpenabschaltung nimmt die Heiz­

flächenbelastung mit absinkender Reaktorleistung stetig ab,

die Wassereintrittstemperaturen ändern sich, so daß die Natur­

konvektion nicht genau die hier angegebenen Geschwindigkeits­

werte annimmt. Die Abbildungen sollen nur eine Vorstellung der

Größenordnung der Geschwindigkeiten geben. Die Annahme, daß

die Naturkonvektion bei einem Pumpenausfall bei etwa 5 MW

Reaktorleistung Geschwindigkeitswerte um etwa 20 cm/sec, also

10 % des Zwangsumlaufs, erreicht, kann als zutreffend angese­

hen werden.

27

6. E R G E B N I S S E

6.1. Kühlmitteltemperaturen

Der Anstieg der Wasseraustritts- und Brennstofftemperaturen

sowie der temperaturbedingte Leistungsabfall beginnen nicht

unmittelbar beim Abschalten der Kühlmittelpumpen, sie setzen

erst etwa 0,8 sec nach der Pumpenabschaltung ein. Diese Zeit­

differenz ist weitgehend unabhängig von der Ausgangsleistung

und der Gitterposition der untersuchten Brennelemente. Nach dem

Abschalten laufen die Pumpen kurze Zeit mit einer bestimmten

Restleistung weiter. Auch durch die kinetische Energie der um­

gewälzten Wassermengen wird anfangs noch ein genügender Durch­

fluß aufrechterhalten. Diese beiden Tatsachen sind unter ande­

rem für die kurze Verzögerung der Temperatur- und Leistungs­

änderungen verantwortlich.

Aus älteren Messungen aus der Anfahrphase des FRJ-1 [J] ist

bekannt, daß die Heizflächenbelastung der nur einseitig vom

Wasser gekühlten Leitungsplatten etwa mit dem Faktor 1,8 be­

wichtet werden muß. Die Wärmeproduktionsdichten in den Brenn­

stoffplatten wurden aus Flußdichtemessungen ermittelt. Mit

ihnen erhält man eine gute Übereinstimmung zwischen den Meß­

werten der Brennstoff- und Kühlmitteltemperaturen an den Lei­

tungsplatten und den übrigen Meßwerten an beidseitig gekühlten

Brennstoffplatten, wenn man bei den Leitungsplatten die Wärme­

stromdichte ins Kühlmittel 1,8 mal höher ansetzt.

28

In Abb. 10 ist die aus den Meßwerten ermittelte Abhängigkeit

der Kühlmitteltemperaturen von der Heizflächenbelastung vor der

Pumpenabschaltung aufgetragen. Die dargestellten Meßergebnisse

wurden aus Experimenten an beiden Kernkonfigurationen bei An­

fangsreaktorleistungen zwischen 0,1 MW und 5 MW gewonnen. Bei

den Untersuchungen am 4x5-Kern betrug die Kühlwassereintritts­

temperatur im Mittel 18 °e. Bei verschwindender Heizflächenbe­

lastung liegen alle Kühlmitteltemperaturen bei diesem Wert. Die

Messungen am 31-Elemente-Kern wurden bei einer Eintrittstempe­

ratur von 28 °e unternommen. Sämtliche angegebenen Meßwerte

sind auf eine Eintrittstemperatur von 18 °e umgerechnet, um die

Ergebnisse untereinander vergleichen zu können.

Die Maximaltemperaturen zeigen für Wassereintritt und Wasser­

austritt einen ähnlichen Verlauf. Bei kleineren Heizflächenbe­

lastungen weisen sie einen steilen Anstieg auf, bei wachsenden

Heizflächenbelastungen nimmt die Steigung ab. Der Grund für das

Abbiegen liegt im steileren Abfall der Leistung nach dem Pumpen­

ausfall bei höheren Ausgangsleistungen und der damit verbunde­

nen geringen Wärmenachproduktion sowie in örtlich auftretendem

Blasenverdampfen. Ein Teil der entstehenden Wärmemenge wird zur

Bildung von Dampfblasen verbraucht und geht für die Erhöhung

der Kühlmitteltemperaturen verloren. Die Maximaltemperaturen,

die am Wassereintritt in den Kühlkanal gemessen wurden, lie-

gen stets über denen des Wasseraustritts, da das nach dem

Strömungsumschlag wieder aufsteigende Wasser den heißen Kühlka-

~ ~ 117

Siedetemperatur Maximatt~mP!ratur 1 ~ Wassereintritt

e * ~ " ~100 • .!!! "- A Maximaltemperatur ~ Wasseraustritt I %4x5-Kern ~ . ~ ( 'i.31-Elemente-Kern

1 1 *Leitungsplatten

1

501 ,.,,- ~u u ! 1 J_ __ i 1

1

18 I· \ \ 1 \ I Anfangst~mf?eratur ; \Wasseremtntt 1

0---~~~--~~~~-+~~~~--~~~~-+-~~~___,1--~~~---~~~~--+-~~--

o 20 40 60 80 100 120 140 Heizflächenbelastung [ W /cm 2]

Abb. 10 Maximaltemperaturen am Wassereintritt und Wasseraustritt als Funktion der

Heizflächenbelastung vor der Pumpenabschaltung. Die eingezeichneten Punkte

stellen die Meßwerte bei den verschiedenen Kernkonfigurationen dar.

l\.'l

'°

JO

nal zweimal durchfließen muß und daher höhere Temperaturen er-

reicht.

Beide Kurven der höchsten gemessenen Kühlmitteltemperaturen

laufen auf einen Sättigungswert zu, der bei 117 °c, der Siede-

temperatur des Wassers im Reaktorkern, liegt.

Abb. 10 stellt die ermittelten Maximaltemperaturkurven des

Kühlmittels dar. Die Meßpunkte sind, unterschiedlich für bei-

de Kernkonfigurationen, bei den einzelnen Kurven eingezeich-

net. Die Meßwerte, die bei der Untersuchung der Leitungsplat-

tenelemente unter Berücksichtigung des eben erläuterten Fak-

tors 1,8 erhalten wurden, sind ebenfalls kenntlich gemacht.

Bei beiden untersuchten Kernkonfigurationen ergibt sich ein

gleicher Verlauf der Kühlmitteltemperaturen in Abhängigkeit

von der Heizflächenbelastung, Die Abbildung zeigt, daß keine

systematischen Abweichungen der Ergebnisse in beiden Kernkon-

figurationen zu beobachten sind,

6.2. Brennstofftemperaturen

Die Brennstofftemperaturen bei stationärem Reaktorbetrieb wel• '

ehe die Anfangstemperaturen bei jedem Experiment bilden, stei­

gen bei kleinen Heizflächenbelastungen etwa linear an. Bei

größeren Heizflächenbelastungen als etwa 40 W/cm2 nimmt die

Steigung ab. Die Ursache des Abbiegens der Kurve ist die wach­

sende Wärmeübergangszahl vom Brennstoff zum Kühlmittel bei

31

steigenden Temperaturen und die örtlich auftretende Blasenver­

dampfung, die bei Heizflächenbelastungen größer als etwa

60 W/cm2 auftreten dürfte und für einen besseren Wärmeübergang

verantwortlich ist.

Die vom Brennstoff nach der Pumpenabschaltung im Maximum er­

reichten Temperaturen steigen mit wachsender Anfangsheizflächen­

belastung an. Die Kurve verläuft zunächst steil, wird dann

zunehmend flacher und nähert sich einem Grenzwert, der bei

150 °c liegt. Der Grund für dieses Verhalten ist der im Blasen­

verdampfungsgebiet wesentlich erhöhte Wärmeübergang zwischen

Brennstoffplatte und Kühlmittel, der bewirkt, daß die Brenn­

stofftemperaturen bei großen Heizflächenbelastungen trotz höhe­

rer Wärmeproduktion nur wenig ansteigen.

Bei der Betrachtung der Temperaturdifferenz zwischen Anfangs­

und Maximaltemperatur in Abhängigkeit von der Heizflächenbe­

lastung wird der Einfluß der Blasenverdampfung besonders deut­

lich. Die Temperaturdifferenzkurve als Funktion der Heizflächen­

belastung steigt bis etwa 27 W/cm2 an, geht bei diesem Wert

durch ein Maximum und fällt zu höheren Heizflächenbelastungen

ab.

Abb. 11 zeigt die Brennstofftemperaturkurven in Abhängigkeit

von der Heizflächenbelastung vor der Pumpenabschaltung. In

der Abbildung sind die aus den Meßpunkten nach der Methode

der kleinsten Fehlerquadrate gewonnenen Kurven aufgetragen.

Die Meßpunkte sind ebenfalls wiedergegeben und zwar sowohl für

.....,

i 150 1 1 1 1 1 J •' IMa,;ma/~ml' , ;:::: ..,,;;; 0 -II) g Cb ...

Q)

1001 1 0 ~- l 1 ~ 1 1 1 1 • 4x5 -Kern 0 31-Elemente-Kern

• 4x5-Kern } c. 31-Elemente-Kern Leitungsplatte

50 1 o'f- 1 .A.< 0 1 1 1

04---~-.-~~~~-r-~-l-~~~~L-~~~---!-~--,-~~+--~.-~-+~--,r-~-t--~-r-­

o 10

Abb. 11

20 30 40 50 60 70 100 110 120 130 11,0 150 Heizflächenbelastung CW /cm 2J

80 90

Brennstofftemperaturen als Funktion der Heizflächenbelastung vor der

Pumpenabschaltung. Die eingezeichneten Punkte kennzeichnen die Meßwerte

bei den verschiedenen Kernkonfigurationen.

\...)

N

JJ

den 31-Elemente-Kern wie für den 4x5-Kern. Die Meßpunkte er­

geben eine gute Übereinstimmung mit der Kurve; die Abweichun­

gen sind kleiner als 10 %. Bei beiden Kernkonfigurationen zei­

gen sich keine systematischen Unterschiede in den Ergebnissen.

Die Meßpunkte, die an den Leitungsplatten gewonnen wurden, sind

bei der Auftragung besonders kenntlich gemacht. Die Heizflächen­

belastungen wurden mit dem Faktor 1,8 bewichtet. Die so erhalte­

nen Meßwerte liegen gut auf der berechneten Kurve. Diese Tat­

sache bestärkt die Annahme, daß die Bewichtung der Heizflächen­

belastungen der Leitungsplatten mit dem Faktor 1,8 vertretbar

ist. Weiterhin zeigt sie, daß selbst bei einer um den Faktor

1,8 erhöhten Heizflächenbelastung die Grenztemperatur von 150 °c

beim Pumpenausfall nicht überschritten wird. Die Leitungsplat­

tenelemente liegen jedoch nicht im Bereich des höchsten ther­

mischen Flusses. Die am meisten belasteten Normalelementplat­

ten haben bei 5 MW eine Spitzen-Heizflächenbelastung von

115 W/cm2 , die Leitungsplatten erreichen unter Berücksichtigung

des Faktors 1,8 etwa 170 W/cm2• Das ergibt einen Mehrbelastungs­

faktor der Leitungsplatten von 1,48 gegenüber der Spitzenbe­

lastung der Normalbrennstoffplatten.

6.3. Strömungsumkehr

Die Umkehr der Kühlmittelströmung erfolgt nicht an allen Stel­

len des Reaktorkerns zum gleichen Zeitpunkt nach der Abschal-

34

tung der Pumpen, sie ist vielmehr abhängig von den verschie-

denen Einflüssen, denen die Brennelemente in den einzelnen

Positionen der Gitterplatte unterliegen. Hohe Temperaturen der

Brennstoffplatten und des Wassers sowie hoher Neutronenfluß

begünstigen die Entstehung der Naturk9nvektion. Niedrige Tem-

peraturen und Flußdepressionen in der Nähe von Steuerstäben und

anderen Absorbern behindern ihre Ausbildung. Unter der Einwir-

kung dieser Faktoren ergeben sich Unterschiede in der Zeit, die

zwischen Pumpenausfall und Strömungsumkehr verstreicht. Diese

Zeit soll im folgenden mit "Umschlagzeit" bezeichnet werden.

Besonders deutlich ist die Abhängigkeit der Umschlagzeit von

der Ausgangsleistung vor der Pumpenabschaltung und damit vom

Neutronenfluß und der Heizflächenbelastung. Je höher die Heiz-

flächenbelastung ist, um so eher ändert sich die Strömungsrich-

tung des Kühlmittels.

Die merkliche Flußdepression in der Nähe des Grobsteuerstabes

ist der Grund für eine lange Umschlagzeit bei benachbarten

Brennelementen. Das gegenteilige Verhalten, also eine schnelle

Strömungsumkehr, läßt sich in der Umgebung der Leitungsplatten

feststellen, wo durch unzureichende Kühlung erhöhte Temperaturen

auftreten.

Um die verschiedenen Einflüsse der örtlichen Neutronenflußun­

terschiede in den einzelnen Gitterpositionen und der Steuer­

stabstellung z 1 · · · u e iminieren, wurde die Umschlagzeit in Abhän-

gigkeit von der Ausgangsheizflächenbelastung untersucht.

35

Beide markanten Indizierungen des Strömumgsumschlages, das

Maximum der Wasseraustrittstemperatur und das plötzliche An­

steigen der Wassereintrittstemperatur wurden gleichberechtigt

behandelt. Der genaue Umschlagpunkt der Strömung liegt im Be­

reich zwischen den beiden Meßwerten; bei den hier vorliegenden

Untersuchungen konnte er nicht mit größerer Genauigkeit loka­

lisiert werden. Eine genauere Festlegung erscheint auch wenig

sinnvoll, da der Umschlag von Zwangsumlauf in Naturkonvektion

beim Pumpenausfall von vielen Umständen beeinflußt wird. Hier

sind vor allem die Rücklauftemperatur des Kühlmittels vom

Wärmetauscher, die örtlichen Neutronenflußverhältnisse und da­

mit Heizflächenbelastungen, die Kühlmittelgeschwindigkeit vor

dem Pumpenausfall am Ort der Messung sowie die Restförderlei­

stung der abgeschalteten Kühlmittelpumpen bis zum völligen

Stillstand zu nennen.

In Abb. 12 ist die Umschlagzeit in Abhängigkeit von der Heiz­

flächenbelastung vor der Pumpenabschaltung beim 4x5-Kern auf­

getragen. Die obere Kurve gibt die Umschlagzeit, ermittelt durch

das Ansteigen der Wassereintrittstemperatur, wieder; die untere

Kurve bezieht sich auf das Maximum der Wasseraustrittstemperatur.

Bei Heizflächenbelastungen von etwa 4 W/cm2

beträgt die Um­

schlagzeit ca. 27 sec, bei 75 W/cm2 erreicht sie 7,5 sec und

ist bei 120 w/cm2 auf ca. 5,5 sec abgesunken. Mit wachsender

Heizflächenbelastung nähern sich die beiden den Umschlagpunkt

kennzeichnenden Kurven immer mehr. Durch stärkere Blasenbil-

36

5 Maximum d•r Aus trlttst•mp•ratur

o+-~~-+-~~~+-~~-1-~~----i~~~""""t-~~-,

0 25 50 75 100 125 150 Heizflächenbelastung !Wlc~J

Abb. 12 Umschlagzeit als Funktion der Ausgangsheizflächen­

belastung (4x5-Kern)

dung und das dadurch kräftig aufströmende Wasser beim Strö-

mungsumschlag rückt das Maximum der Wasseraustrittstemperatur

und das Ansteigen der Wassereintrittstemperatur zeitlich enger

zusammen, da wegen der größeren Aufströmungsgeschwindigkeit

37

die Zeit zum Durchströmen der 63 cm Elementlänge kleiner wird.

Die gewonnenen Meßpunkte liegen gut auf der durch Kurvenanpas-

sung berechneten Kurve. Die Meßwerte an den Leitungsplattenele­

menten entsprechen unter Berücksichtigung des Faktors 1,8 bei

der Heizflächenbelastung ebenfalls gut dem Kurvenverlauf.

Beim 4x5-Kern wurde eine Strömungsgeschwindigkeit im Kern von

178 cm/sec errechnet. Beim 31-Elemente-Kern beträgt die Strö-

mungsgeschwindigkeit 128 cm/sec. Der Unterschied in den Strö-

mungsgeschwindigkeiten verursacht ein schnelleres Abklingen

des Zwangsumlaufes beim 31-Elemente-Kern. Wegen der Witterungs-

verhältnisse zur Zeit der Messungen am 31-Elemente-Kern lag

0 die Rücklauftemperatur vom Wärmetauscher stets um etwa 10 C

höher als bei den Messungen am 4x5-Kern. Höhere Wassertempera-

turen begünstigen die Ausbildung der Naturkonvektion ( Abb. 8

und 9). Beide Tatsachen verursachen gemeinsam eine schnellere

Strömungsumkehr und eine kürzere Umschlagzeit beim 31-Elemente-

Kern.

Abb. 13 zeigt die Auftragung der Umschlagzeit gegen die Heiz-

flächenbelastung beim 31-Elemente-Kern. Die Kurven in dieser

Abbildung geben den gleichen Sachverhalt wie Abb. 12 wieder.

Wie oben begründet, wurden beim 31-Elemente-Kern insgesamt

kürzere Umschlagzeiten von Zwangsumlauf in Naturkonvektion

gemessen. Die Umschlagzeit beträgt bei einer Heizflächenbe­

lastung von 1 w/cm2 etwa 25 sec, bei 75 W/cm2

wird ein Wert

von 6 sec erreicht. Mit wachsender Heizflächenbelastung nimmt

die Umschlagzeit ab.

38

1 1 - t ·~

~ 25-D-----+--------t---r------- ---+---~ ~ 1

~ 1 1 1 1

1 1

201~---+------l--------+------------

1 1

\

Anstiegspunkt der Eintrittstemp.

Maximum der Austrittstemp.

o-1-~~~-+~~~___,1--~~~-t-~~~-r~~~--jr--~~~~ 0 25 50 75 100 125 150

Heizflächenbelastung f Wlcm 2 J

Abb. 13 Umschlagzeit als Funktion der Ausgangsheizflächen­

belastung (31-Elemente-Kern)

39

6.4. Temperaturoszillationen

Die Ergebnisse der Messungen zeigen, daß die Temperaturen der

Brennstoffplatten nach dem Abschalten der Pumpen ungefähr

0,8 sec konstant bleiben. Dann steigen die Temperaturen an bis

zu einem Maximum und sinken wieder ab. Bei Heizflächenbelastun-

gen oberhalb von etwa 20 W/cm2 beginnt dann ein neuer Anstieg.

Dieser Vorgang wiederholt sich einige Male. Abb. 14 zeigt die-

sen Effekt im Temperaturverlauf im Brennstoff bei einem unter-

suchten Kühlkanal. Die Zahl der Oszillationen ist abhängig von

der Heizflächenbelastung. Mit steigender Heizflächenbelastung ~

werden sie zahlreicher. Wiederholungsmessungen bei gleichen

Leistungen und an gleichen Meßpositionen ergaben eine gute

zeitliche Übereinstimmung der Temperaturoszillationen. Es läßt

sich erkennen, daß das erste Temperaturminimum zeitlich un-

mittelbar dem Strömungsumschlag des Kühlmittels folgt.

Die Temperaturoszillationen können folgendermaßen interpretiert

werden: Nach dem Abschalten der Kühlmittelpumpen nimmt die

Geschwindigkeit des Zwangsumlaufes ab. Die Wassertemperaturen

steigen an, da sich das Kühlmittel länger zwischen den Brenn-

stoffplatten aufhält. Die Brennstofftemperatur erhöht sich

durch den abnehmenden Wärmeübergang in das Wasser. Zwar sinkt

die Leistung durch den Temperaturkoeffizienten der Reaktivität,

doch werden in den ersten Sekunden nach der Pumpenabschaltung

noch beträchtliche Wärmemengen durch die Restleistung nachge-

liefert. Mit steigenden Brennstoff- und Kühlmitteltemperaturen

40

tritt örtlich begrenzte Blasenverdampfung ein. Der Wärmeüber­

gang wird durch die Rührwirkung der abreißenden Dampfblasen

und die dadurch verursachte stärkere Durchmischung des Wassers

erheblich verbessert. Die Temperaturen der Brennstoffplatten

sinken ab. Durch das weitere Abnehmen des Zwangsumlaufes und

die fortschreitende Ausbildung der Naturkonvektion kommt die

Strömung zum Stillstand. Die Blasenbildung wird besonders hef­

tig. Beim Strömungsumschlag werden alle Dampfblasen von den

Brennstoffplatten abgerissen und strömen durch den großen Auf­

trieb mit dem Kühlmittel nach oben. Warmes Wasser aus dem Ele­

mentfuß strömt nach, die Rührwirkung der Blasen hört auf. Bei­

des bewirkt einen schlechten Wärmeübergang. Die Folge ist ein

neues Ansteigen der Brennstofftemperaturen nach dem Strömungs­

umschlag, bis durch wiedereinsetzende Blasenverdampfung der

Wärmeübergang verbessert und ein erneutes Absinken der Brenn­

stofftemperaturen verursacht wird. Nun folgt nacheinander die

Bildung von Dampfblasen und ihr Abreißen und Fortströmen durch

die aufwärts gerichtete Naturkonvektion. Dadurch werden Oszil­

lationen der Brennstoffplattentemperatur verursacht, bis die

Temperatur von Brennstoff und Kühlmittel zur Bildung von Dampf­

blasen nicht mehr ausreicht. Dies ist der Fall, wenn die Reak­

torleistung auf Werte zwischen 700 kW und 800 kW abgesunken ist

und keinen weiteren Temperaturanstieg bewirkt. Die zahlreichen

kleinen Schwankungen der oberen Wassertemperatur geben ein deut­

liches Bild des dauernden Wechsels von Bildung und Zerfall der

Dampfblasen im Kühlkanal.

ISO

.... ~ '-" .....

'°'

so

&wiMIPmMttwnp.1

BrHIMfMIMfl!mp.2

BrMMf•m«it-Pbsition E6 Ausgangst•istung 5 MW '115KHn

• Q

::?

' ......,,,,... .. __,---....._.,

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o-r-~~~--t--+~+--+-~~+--+-~+--+---i~-t---+-~+---+---+~+--+---i~-+--+~.1-------0 5 10 15 20

t fsec 1

Abb. 14 Temperaturverläufe in Brennstoff und Kühlmittel in einem Kühlkanal

Leistung 5 MW, Gitterposition E6, 4x5-Kern

+-.......

42

Das erste Minimum der Brennstofftemperatur muß somit unmittel­

bar nach dem strömungsumschlag in dem Kühlkanal auftreten, den

35

....., (,) Q, .,, ~30 -~ ~ t:J c: Q, Q..

§25 Cl .c; g c: -~20

0

0

OZeitpunkl beim Erreichen des ersten Temp.-Minimums

10-+-~~~+-----.30iii~~~~0~+-~~-+~~~-t--~~---t 0

Strömungsumschlag (Maximum der Austrittstemperatur J

O-+-~~~-+-~~~-+-~~~-+-~~~-+-~~~+-~~---i

0 25 50 75 100 125 150 Heizflächenbelastung lW/cm 21

Abb. 15 Das Auftreten des ersten Minimums der Brennstofftem­

peratur in Abhängigkeit von der Ausgangsheizflächen­

belastung.

Die Kurve zeigt den Strömungsumschlag an, die Punkte

kennzeichnen das zeitliche Auftreten des Temperatur­

minimums (4x5-Kern).

4J

die betrachteten Brennstoffplatten bilden. Dies wird durch die

Messungen bestätigt.

In Abb. 15 ist für den 4x5-Kern noch einmal die Umschlagzeit

in Abhängigkeit von der Heizflächenbelastung dargestellt. Als

Markierung des Umschlages ist hier nur das Maximum der Wasser-

austrittstemperatur angeführt, da dieses die erste und auch

sicherere Information des erfolgten Strömungsumschlages liefert.

Die Zeitpunkte, zu denen bei den einzelnen Heizflächenbelastun-

gen das erste Temperaturminimum in den Brennstoffplatten er-

reicht ist, sind als Meßpunkte in der Abbildung eingetragen.

Die Meßpunkte liegen stets oberhalb der Kurve. Abb. 16 zeigt

die gleiche Darstellung für den 31-Elemente-Kern.

Ungenauer ist die Lokalisierung des Temperaturminimums bei

Leistungen unter 1,5 MW. Bei den entsprechenden niedrigen Heiz-

flächenbelastungen bleiben die Brennstoff- und Kühlmitteltempe-

raturen unter der Siedetemperatur, so daß eine Ursache der

Oszillationen, das Auftreten von Dampfblasen, fast völlig

fehlt. Nach dem Strömungsumschlag steigt das Wasser wegen des

geringeren Auftriebs langsam nach oben und beeinflußt die Tem-

peraturen der anliegenden Brennstoffplatten nur unbedeutend.

6.5. Leistungsabfall

Die durch Pumpenabschaltung bedingte Erhöhung der Temperaturen

t Verursacht beim FRJ-1 auf Grund im Brennstoff und Modera or

44

0 o Zeitpunkt beim Erreichen des trsttn Temp.-Minimums i

15-!--\...\.-,:~~0

-0--~-+-~~~+--~~-+~~~-t-~~~r--~~--i ·~ (b ocg ~o~

10-1-~~-+-~~--1~~~-+-~~-+~~~t-~~1

~~ 5-'-~~-+-~~-+~~~~~~~~~~~+-~~~ -.......

Strömungs umschlag (Maximum der Austrittstemp.)

0'._~~--1-~~-+-~~-+-~~--+!~~--i!f--~~ 0 25 50 75 100 125 150

Heizflächenbelastung [ W / c m21

Abb. 16 Das Auftreten des ersten Minimums der Brennstofftem­

peratur in Abhängigkeit von der Ausgangsheizflächen­

belastung.

Die Kurve zeigt den Strömungsumschlag an, die Punkte

kennzeichnen das zeitliche Auftreten des Temperatur­

minimums (J1-Elemente-Kern).

des negativen Temperaturkoeffizienten der Reaktivität einen

Leistungsabfall. Der anfängliche prompte Abfall hat eine nega-

45

tive Periode, die abhängig ist von der Ausgangsleistung vor dem

Pumpenausfall. Die negative Anfangsperiode der Leistung beim

Pumpenausfall ist als Funktion von der Ausgangsleistung in Abb.

17 aufgetragen. Die Kurve fällt zu großen Leistungen ab. Bei

5 MW wird etwa eine Periode von -7,2 sec erreicht.

Diese Auftragung ist für beide untersuchte Kernkonfigurationen

gültig. Offenbar sind bei gleicher Leistung die Temperaturver-

15

10

5

0 0

1

\

\ \ ' ~

'------- -------- -

2 3 ~ 5 Ausgangsleistung CMWJ

Abb. 17 Negative Periode der Leistung beim Pumpenausfall

in Abhängigkeit von der Ausgangsleistung

hältnisse, gemittelt über Kern und Reflektor, gleich, so daß

der Leistungsabfall durch Temperaturerhöhung gleichartig ver-

~6

läuft.

Um genauere Angaben über die durch Temperaturerhöhung absor­

bierte Reaktivität zu erhalten, wurde aus einem gemessenen

Leistungsverlauf und dessen zeitlicher Ableitung unter Benut­

zung der kinetischen Gleichungen der zeitliche Verlauf der

Reaktivität beim Pumpenausfall ermittelt. Die hierzu notwendi­

gen Rechnungen wurden mit Hilfe eines Analogrechners durchge­

führt [6], die erzielten Ergebnisse mit einem Umkehrprogramm

nachgeprüft.

Abb. 18 zeigt den am Reaktor gemessenen Leistungsverlauf bei

der Pumpenabschaltung und die daraus berechnete Reaktivität

in Abhängigkeit von der Zeit nach dem Abschalten der Pumpen.

Die betrachtete Leistungskurve wurde bei einer Ausgangsleistung

von 5 MW aufgenommen; das entspricht beim 4x5-Kern einer mitt­

leren Heizflächenbelastung von 2J,4 W/cm2 • Der Reaktivitätsver­

lauf zeigt anfangs einen rampenähnlichen V~rlauf mit etwa

-0,1 % 6k/k pro sec. Nach 9 sec erreicht die Reaktivitätsab­

sorption einen nahezu konstanten Wert um -0,95 % ~k/k. Die

berechnete Kurve ist mit einem Fehler von 5 % behaftet. Der

Umschlag von Zwangsumlauf in Naturkonvektion liegt je nach der

örtlichen Heizflächenbelastung der einzelnen Elemente im Reak­

torkern bei 5 MW zwischen 5 und 10 sec. Wegen der breiten Ver­

schmierung dieses Wertes läßt sich der Umschlagpunkt nicht im

Leistungsverlauf erkennen.

s.o o.o~ . ~

,.., \\ ~

~ 0

...... 0., \ ~ 1

4,0 0,2

\.\.

" " 3,0 0.4

zo ~6,-r-~~~~t--~~~~i---~~~---r~~~~---r-~~~~-r--~~~~-+-~~~~-t-~~~~

~

t0 0,8 1 1 1 J I '\. I Leistung \ i-- - 1- - J ----Reaktivität ..... ""'

L ao t,O-r-~~~~~~~~+-~~~-+~~~~-t-~~~-+~~~~+-~~~---+~~~__j

0 - 4 6 8 10 12 14 16 Zeit nach Pumpenausfall [sec]

Abb. 18 Leistungsverlauf und daraus errechnete Reaktivitätsabsorption

nach der Pumpenabschaltung

Anfangsleistung 5 MW, 4x5-Kern

+­-..:i

48

Aus dem Leistungs- und Reaktivitätsverlauf in Abb. 18 läßt sich

abschätzen, daß die mittlere Temperatur im Moderator und Kern

bis etwa 9 sec nach der Pumpenabschaltung ansteigt, dann aber

im Beobachtungszeitraum im wesentlichen konstant bleibt.

Irgendwelche Strömungseffekte auf die Steuerabsorber konnten

bei den Messungen nicht festgestellt werden.

6.6. Dampfblaseneinfluß

Beim 4x5-Kern überlagern sich bei Anfangsleistungen über J MW

dem Leistungsverlauf zeitweise unregelmäßige Schwankungen. Sie

beginnen zu einem Zeitpunkt, zu dem das Kühlmittel in den einzel-

nen Kanälen die Strömungsrichtung umkehrt und erfahrungsgemäß

größere Dampfblasenmengen entstehen. Die Schwankungen sind dem

eben erwähnten Leistungsabfall durch Temperaturerhöhung überla-

gert. Sie bestehen aus Spitzen, die sich durch einen plötzlich

stärkeren Leistungsabfall und ein darauf folgendes neues An-

steigen bis auf die durch Temperaturanstieg erreichte Leistung

bilden. Die Schwankungsamplituden variieren nur wenig; ihre

extremen Werte betragen 10 % bis 17 % der momentanen mittleren

Leistung. Das Frequenzspektrum der Schwankungen hat seinen

Schwerpunkt bei etwa 1,8 Hz. Wiederholte Messungen über ver-

schiedene Leistungsanzeigegeräte an verschiedenen Stellen des

Reaktors zeigen ein gleiches Ergebnis.

Abb. 19 zeigt den Leistungsverlauf nach einer Pumpenabschaltung

S I Abschalt·Kanal 1 j '

.... ~

S 1 Abschalt ·Kanal II

~" ..... et ~

~ .... et

3 "

2 J

I t 2 1 1 1 \i\ 1 1 1 1

S 1 Un.Kanal 1 1 l 1 1 1 1 1 1

o+ 1+ ~" ~3 et

2 o+

;f ~ ~

~

0 5 10 15 20 25 30 t ls~J

Abb. 19 Leistungsverlauf bei der Pumpenabschaltung, gemessen mit drei

verschiedenen Leistungskanälen.

Ausgangsleistung 5 MW, 4x5-Kern

1 +=-

1 \0

35

50

bei 5 MW für den 4x5-Kern. Die Anzeigen von zwei Ionisations-

kammern oberhalb des Kerns und einer Ionisationskammer in der

thermischen Säule wurden gleichzeitig aufgezeichnet. Das völlig

synchrone Auftreten der Leistungsschwankungen ist gut zu er-

kennen.

Es ist naheliegend, anzunehmen, daß die Schwankungen durch unter-

kritische Reaktivitätsänderungen, verursacht durch Dampfblasen,

entstehen. Beim Einsetzen der Schwankungen, etwa 5 sec nach der

Pumpenabschaltung, hat der Reaktor durch Temperaturerhöhung eine

Unterkritikalität von etwa 0,5 % ~k/k. Beim Abkühlen des Kerns

durch voll ausgebildete Naturkonvektion und stark abgesunkene

Leistung hören die Blasenbildung und die dadurch erzeugten

Schwankungen auf.

Der mittlere Blasenkoeffizient der Reaktivität wurde für den

FRJ-1 bei ähnlichen Kernkonfigurationen gemessen und zu

-4 d / J 10 ~ ~k k pro cm Blasenvolumen

bestimmt [7]. Der Koeffizient ist negativ, d.h. entstehende

Dampfblasen verursachen durch die effektive Verdünnung des

Moderators eine Reaktivitätsverminderung. Die Größe der durch

Blasenbildung verursachten Reaktivitätsabnahme läßt sich fol-

gendermaßen ermitteln:

Nimmt man in grober Näherung die auftretenden Reaktivitäts-

schwankungen als sinusförmig an, so kann die Größe der Reakti-

vitätsschwankungen aus den gemessenen Leistungsschwankungen

51

anhand der Reaktor-Transferfunktion errechnet werden. Da die

betrachteten Schwankungen im hier dargestellten Falle jedoch

einem praktisch exponentiell abfallenden Leistungsverlauf über-

lagert sind, müssen Korrekturen in der normalen Transferfunktion

angebracht werden, die man erhält, wenn man in die kinetischen

Gleichungen mit einem Flußverlauf der Art

<P = - ext ( cf> e 1+t.p e

0 0

eingeht und für den Multiplikationsf'aktor den Ansatz

macht.

k = k 0

(k ..::1) 0

+ ~k e i W t

Hierbei bedeuten ex die Zeitkonstante des exponentiellen Lei-

stungsabfalls, jlPol die Amplitude und W die Frequenz der Schwan­

kungen.

Bestimmt man die Transferfunktion zu H ( W ) , so gilt fiir den

Zusammenhang zwischen der Leistungs- und der Reaktivitäts-

schwankung

( ~k ) 2

= ßk 0

Für jH ( W )j ergibt sich

G 2 1

E 2 1

jH(w)l 2

+ W2ß2D 2 1

52

In dieser Gleichung bedeuten

D1

D2

1-k 0

ßk 0

1 = D1 + ßk

0

= 1 + ßexD 1

- ß ( ex 2 + W 2

) D2

L X· a. ]_ ]_

= ( X.-ex)2+ w2

]_

= L( a. ]_

}., . -ex)2 + w2 ]_

A. ist die Zerfallskonstante der i-ten Gruppe verzögerter Neu-1

tronen, a. ist der relative Anteil der i-ten Gruppe verzögerter 1

Neutronen ( [ ai = 1), und 1 ist die effektive Neutronenlebens­

dauer. Zwischen k und ex gilt die Inhour-Beziehung 0

1-k 0

ßk 0

l - ex ( ßk

0 a ) = 0

Aus dem gemessenen Leistungsverlauf in Abb. 19 kann im Bereich

der Schwankungen ex in guter Näherung zu 0,136 sec- 1 bestimmt

werden. Die Ai und ai wurden aus der Arbeit von Keepin [8] ent­

nommen. Die effektive Neutronenlebenszeit 1 wurde nach Krämer

et al. [9] zu 6,76 • -5 10 sec angenommen, ß mit 0,64 % einge-

setzt.

0 -1,5

1

\

2 3 ~ 4 5 6 7 8 9 70 Frequenz [Hz 1

-1,6

ö.K flKo 1"--- 1

-1, „\

............

-1,

\ "'

-1,

-2/)

Abb. 20

-1 ----r--___ r---_ i

~ Ko=0.99575 r---..._ ---1--------r---__

1

Ko=O.;;;;-r---_ --1 -

1 - r--- ,.____ 1

~ r--___ ~ r---_

Transferfunktionen bei verschiedenen Multiplikationsfaktoren k 0

\.Jl \...)

54

Aus der obigen Gleichung wurde für verschiedene k0

die Reakti­

vi tä tsabsorption 6k/ßk0

in Abhängigkeit von der Frequenz der

Schwankungen berechnet. Einige der berechneten Transferfunktio-

nen sind in Abb. 20 dargestellt und zwar für k -Werte zwischen 0

0,99395 und 0,99575, die nach Abb. 18 im Bereich der Schwankun-

gen auftreten. Die berechneten Transferfunktionen unterscheiden

sich von den Funktionen für a = 0 sec- 1 , d.h. bei konstantem

Ausgangsfluß im eingeschwungenen Zustand, in dem interessieren-

den Frequenzbereich nur um einige Promille. Die dargestellten

Kurven können daher als gültig für die Betrachtung dieses Pro-

blems angesehen werden. Abb. 21 stellt den Vergleich der Trans­

ferfunktionen mit a = 0 sec- 1 und a = 0,136 sec- 1 dar. Merkliche

Abweichungen treten nur bei Frequenzwerten unterhalb 0,5 Hz

auf.

In Abb. 22 ist die Reaktivitätsabsorption 6k/ßk durch Blasen­o

-1 bildung für die Abklingkonstante a = 0,136 sec , die mittlere

Amplitude 1~0 1 = 0,144 und die Frequenz V= 1,8 Hz in Abhängig­

keit vom unterkritischen Multiplikationsfaktor k aufgetragen. 0

Der Auftragung wurden die berechneten Werte der Transferfunk-

tionen zugrunde gelegt. Die Darstellung zeigt eine Gerade mit

2 der Steigung 0,225 • 10 6k/ßk pro 6k • Dieser Anstieg folgt

0 0

auch näherungsweise aus der Reaktor-Transferfunktion, wenn

alle Glieder mit Wund a vernachlässigt werden.

Die Leistungsschwankungen treten in der Zeit zwischen 5 sec

und 17 sec nach dem Abschalten der Pumpen auf. In der Tabelle 1

55

' k0 =0,99575

-2.0...__ ___ __. ____ _J_ ____ __._ ____ __i__ ____ L-.. ___ _i_ ___ __j

Abb. 21 Vergleich der Reaktor-Transferfunktionen bei -1 -1 a = 0 sec und a = 0,136 sec • (k = 0,99575)

0

sind die Amplituden der Schwankungen, das berechnete ~k/ßk 0

in Dollar bei der Frequenz 1,8 Hz und der betreffenden Ampli-

tude, der Multiplikationsfaktor k sowie die daraus resultie­o

rende Reaktivität p in% zu verschiedenen Zeiten nach der

Pumpenabschaltung bei 5 MW im 4x5-Kern angegeben.

Der über die Meßzeit gemittelte Wert der Reaktivitätsabsorp-

tion durch Blasenbildung beträgt -0,209 % ~k/k. Das entstan-

dene Blasenvolumen wird unter Zugrundelegung dieses Wertes

aus dem Blasenkoeffizienten zu 520 cm3 bestimmt. Jeder Kühl-

56

1

6K I

1

l_

1

fJKo 1

-0,25-1------ _i_ __ _ 1

1

-----------1- -~ 1

1

i -0,304---- ~-~-----+

1

1

1

1

1

1

1

1 1.p0 = 0,144 1 v = 1,BHz 1

a. =0,136sec-i1

1

1

1

1

! i

1 1

1

!

_j

- OA01-L---- -~'--------

J __ Abb. 22 Abhängigkeit der Reaktivitätsabsorption durch

Blasenbildung vom unterkritischen Multiplika-

tionsfaktor k ( \j) = 0, 144, V = 1 , 8 Hz, 0 0

ex= 0,136 sec-1)

kanal hat ein Volumen von 144 cm3 . Die im gesamten Kern ent-

stehenden Dampfblasen würden im Mittel etwa J,6 Kanäle füllen.

Das entspricht bei insgesamt JOO Kühlkanälen einem Dampfbla-

senanteil von 1,20 Volumenprozent. Der Großteil der Dampfbla-

sen entsteht bei den unternommenen Versuchen wahrscheinlich

57

Tabelle 1

Zeit [sec] l 'Pol llk/ßk [ $ J k p [ % J 0 0

5 0, 103 0' 172 0,99575 - 0,110

6 0' 121 0,220 0,99480 - 0' 142

7 0' 153 0,299 0,99395 - 0' 192

8 0' 173 0,369 0,99280 - 0,238

9 0' 156 0,317 0,99160 - 0' 205

10 0' 139 0,337 0,99090 - 0,218

11 o, 130 0,319 0,99075 - 0,206

12 0' 141 0,353 0,99040 - 0,228

13 0' 159 o,4oo 0,99035 - 0,258

14 0' 163 o,413 0,99020 - 0,267

15 o, 148 0,368 0,99050 - 0,2J8

in den den Leitungsplatten benachbarten Kühlkanälen. Unter

diesen Umständen ist die Größenordnung des Dampfblasenanteils

durchaus realistisch.

6.7. Langzeitverhalten

Kühlmittel- und Brennstofftemperaturen sowie das Verhalten der

Leistung wurden über einen Zeitraum von etwa JO min. nach der

Pumpenabschaltung beobachtet. Nach Ablauf der in den vorigen

Abschnitten beschriebenen Erscheinungen fielen die Temperaturen

in Wasser und Brennstoff weiter ab und erreichten einen stabi­

len Wert. Innerhalb der Meßzeit war stets ein leichtes Absin­

ken der Leistung festzustellen. In keinem Falle wurde ein er­

neuter Leistungsanstieg beobachtet, obwohl die Temperaturen die

Ausgangswerte teilweise unterschritten. Offensichtlich werden

durch ansteigende Vergiftung die Temperatureffekte ausgeglichen.

Bei einer Pumpenabschaltung bei 4 MW wurde nach JO min. eine

Leistung von 200 kW erreicht, bei einer Ausgangsleistung von

1 MW etwa 10 kW.

Aus Messungen in der Anfahrphase des FRJ-1 [J] wurde ermittelt,

daß bei einer Leistung von 200 kW der Reaktor etwa einen Tag

sicher durch Naturkonvektion gekühlt werden kann, so daß für

das Langzeitverhalten nach dem Pumpenausfall keine unsicheren

Betriebszustände des Reaktors zu erwarten sind.

59

7. S CH LU S S F 0 L GERUNGEN

Die unternommenen Messungen zeigen, daß der Störfall durch

ausfallende Primärkreispumpen ohne Reaktorabschaltung durch

das Sicherheitssystem vom FRJ-1 ohne Gefahr überstanden werden

kann. Im Verlauf der Messungen ergaben sich keine unsicheren

Betriebszustände des Reaktors.

Durch den stärkeren Leistungsabfall und den schnelleren Ein­

satz der Naturkonvektion bei wachsender Ausgangsleistung vor

der Pumpenabschaltung sowie durch die gerade beim Stillstand

der Strömung besonders heftige Blasenbildung und den damit

verbundenen besseren Wärmeübergang wurde eine Temperatur von

150 °c in den Brennstoffplatten nicht überschritten. Selbst

die Temperaturen der Leitungsplatten blieben unterhalb dieses

Wertes, auch bei den Messungen am kompakten 4x5-Kern mit seiner

erhöhten Heizflächenbelastung.

Nach dem Strömungsumschlag sorgt die voll ausgebildete Natur­

konvektion für eine ausreichende Wärmeabfuhr aus dem Reaktor-

kern.

60

Herrn Dipl.-Phys. H.J. Bormann und Herrn Dr. G. Meister danke

ich für wertvolle Anregungen und Diskussionen. Weiterhin danke

ich Herrn Dipl.-Phys. K.J. Kalker, der die Rechnungen am Ana­

logrechner durchführte, sowie dem IIM der Universität Bonn,

wo die numerischen Rechnungen an der IBM 7090 erledigt wurden.

Ebenfalls bedanke ich mich bei Frl. G. Pauschardt, Herrn H.E.

Rüllenrath und Herrn J. Thelen, die mir bei den Messungen be­

hilflich waren und die Zeichnungen erstellten. Der Reaktor­

betriebsgruppe MERLIN danke ich für die Hilfsbereitschaft bei

der Ausführung der Experimente.

L I T E R A T U R V E R Z E I C H N I S

[1] J. Jacquemin, H.J. Barmann

Das Temperaturverhalten des FRJ-1 (MERLIN) bei hohen

Leistungen

KFA-Jülich, interner Bericht, Februar 1965

[2] G. Thamm

Leistungsmessung am FRJ-1 (MERLIN) nach der N17-Methode

In Vorbereitung

[J] P.A. Solari

Merlin 'J' Research Reactor

Official test report on 100 kW to 5 MW phase of

commissioning

TNPG 4J5, January 1964

[4] G. Rau

Temperaturen des Reaktorkerns bei Auslaufen des Pool-

wassers oder Ausfall der Primärpumpe und Konvektions-

kühlung

FRM-Bericht Nr. 70, Januar 1966, Seite 10

[5] E. Münch

Berechnung von Strömungsgeschwindigkeiten bei Natur­

konvektion

In Vorbereitung

62

[6] K.J. Kalker

Programm für direkte und inverse kinetische Rechnung

(KINIK)

In Vorbereitung

[7] J. Jacquemin, H. Friedewold, W.M. Cooper

Unterkritische Versuche für den FRJ-1 (Merlin-Jülich)

Jül-26-RE, KFA-Bericht, November 1961

[8] G.R. Keepin

Neutron Data for Reactor Kinetics

Nucleonics 2 (1962) S. 151

[9] H. Krämer, W. Forschen, P.A. Solari

Reaktivitätsmessungen beim FRJ-1 (MERLIN)

Jül-70-RE, KFA-Bericht, August 1962