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Jül -1223Juli 1975
KERNFORSCHUNGSANLAGE JÜLICHG E S E L L S C H A F T M I T B E S C H R A N K T E R H A F T U N G
Institut fur Chemische Technologie
Behandlung und Abtrennungder radioaktiven SpaltprodukteTritium, Edelgase und Jod inKembrennstoffwiederaufarbeitungsanlagen
von
H.Schnez
Als Manuskript gedrückt
Berichte der Kernforschungsanlage Jülich - Nr. 1223
Institut für Chemische Technologie Jül - 1223
Dok.: Fuel Reprocessing PlantFission Product EmissionTritium Emissionlodine-129 Emissionlodine-131 EmissionKrypton-85 EmissionXenon-133 EmissionFission Product RemovalSeparation PlantsCost Factors
Im Tausch zu beziehen durch: ZENTRALBIBLIOTHEK der Kernforschungsanlage Jülich GmbH,Jülich, Bundesrepublik Deutschland
Behandlung und Abtrennungder radioaktiven SpaltprodukteTritium, Edelgase und Jod inKernbrennstoffwiederaufarbeitungsanlagen
von
H.Schnez
D82 (Diss.T.H.Aachen)
Inhaltsverzeichnis
Seite
1. Einleitung 1
2. Eigenschaften des Tritiums, der Edelgase
und des Jods 2
2.1 Eigenschaften des Tritiums 2
2.2 Physikalische und chemische Eigenschaften
der Edelgase 5
2.3 Das chemische Verhalten von Jod 7
3. Beschreibung der Wiederaufarbeitungsanlage 10
4. Analyse der Emissionswege (Stand der Technik) 12
4.1 Verhalten von Tritium in der
Wiederaufarbeitungsanlage 12
4.2 Verhalten der Edelgase in der
Wiederaufarbeitungsanlage 12
4.3 Verhalten des Jods in der Wiederaufarbeitungs-
anlage 16
5. Alter der Brennelemente bei der
Wiederaufarbeitung 17
6. Emissionsraten für Tritium, Edelgase und Jod aus
Wiederaufarbeitungsanlagen (Stand der Technik) 21
6.1 Emission von Tritium 21
6.2 Emission der Edelgase 25
6.3 Emission von Jod 26
7. Allgemeine Gesichtspunkte für eine Abtrennung
flüchtiger radioaktiver Stoffe aus dem Abgas und
der Abluft von Wiederaufarbeitungsanlagen 27
. . Seite
8. Möglichkeiten zur Abtrennung von flüchtigen
Spaltprodukten • • 29
8.1 Vorabtrennung flüchtiger Spaltprodukte . 29
8.2 Technisch und wirtschaftlich interessante
Alternativen zur Abtrennung flüchtiger
Spaltprodukte . 35
8.2.1 Die Abgasführung, Abgaszusammensetzung
und Abgasmengen 35
8.2.2 Abtrennung des Jods 42
8.2.3 Abtrennung des Tritiums 53
8.2.4 Edelgasabtrennung 57
9. Weiterbehandlung der abgetrennten flüchtigen
Spaltprodukte 71
10. Bewertung der technisch und wirtschaftlich
interessanten Alternativen 73
11. Kosten der Krypton-, Tritium- und Jodabtrennung . 76
11.1 Kosten der Jodabtrennung 77
11.2 Kosten der Tritiumabtrennung 79
11.3 Kosten der Edelgasabtrennung 81
11.4 Zur Wirtschaftlichkeit der Abtrennverfahren 8l
12. Zusammenfassung 84
Anhang 87
A, Beschreibung der Edelgasabtrennanlagen 88
A.l FREON-Prozeß 88
A.2 KALC-Prozeß . 90
A.3 AKUT-Prozeß 93
Seite
A.4 Rektifikationsanlagen zur Edelgasabtrennung
aus dem Auflöserabgas 95
B. Abtrennanlagen für Spaltjod 101
C. Beschreibung der Tritiumabtrennanlage 106
D. Kosten für die Weiterbehandlung abgetrennter
flüchtiger Spaltprodukte 108
E. Vergleich zweier Verfahren zur Berechnung maximaler
129Jod-Emissionen 110
E.l Berechnung der maximalen Freisetzung aufgrund
129der spezifischen Aktivität des 7Jod
in der Luft 110
E.2 Berechnung der maximalen Freisetzung aufgrund
129der absoluten Aufnahme von Jod 111
E.3 Vergleich der maximalen Freisetzungsraten 111
Literaturverzeichnis 113
- 1 -
1_. Einleitung
In den kommenden Jahrzehnten wird der Energiebedarf in der
Bundesrepublik Deutschland voraussichtlich weiterhin rasch
ansteigen, wobei die Kernenergie an diesem Zuwachs überpro-
portional stark beteiligt sein wird. Kernkraftwerke verur-
sachen keinerlei Belastung der Atmosphäre mit den herkömm-
lichen Schadstoffen CC>2, CO, S02 und Staub. Auch ist die
Umweltbelastung durch radioaktive Emissionen der Reaktoren
schon heute sehr gering.
Dieser positiven Bilanz steht jedoch die Befürchtung entge-
gen, daß die Emissionen einer für einen geschlossenen Kern-
brennstoffkreislauf nötigen Wiederaufarbeitungsanlage (WA)
die Umweltfreundlichkeit der Kernenergie in Frage stellen.
Nach dem heutigen Stand der Technik emittieren die Wieder-
aufarbeitungsanlagen die Radionuklide Krypton, "^Xenon,
* Jod, ^Jod und ^Wasserstoff (Tritium) sowie Aerosole.
Vor allem die flüchtigen Isotope tragen beträchtlich zur
Strahlenbelastung in der unmittelbaren Umgebung bei. Lang-
fristig gesehen wird auch regional und weltweit die Strahlen-
belastung der Bevölkerung durch diese Emissionen deutlich
erhöht.
Vorschläge zur Verringerung der Emissionen und Isolation der
Radionuklide von der Biosphäre müssen
das Konzept der Wiederaufarbeitungsanlage,
die physikalischen und chemischen Eigenschaften
der genannten Nuklide,
und daraus folgend das Verhalten und den Weg dieser
Nuklide in der Wiederaufarbeitungsanlage
berücksichtigen.
Die vorliegende Arbeit soll aufgrund einer eingehenden Ana-
lyse der Emissionswege die Emission von Größanlagen abschät-
zen und Wege zu ihrer Verringerung aufzeigen, so daß auch
Wiederaufarbeitungsanlagen ein Glied der umweltfreundlichen
- 2 -
Energiegewinnung durch die Kerntechnik werden.
Für die Lösung dieser Probleme bieten sich oft mehrere Wege
an. Daher werden Kostenschätzungen für Verfahren und Anlagen
durchgeführt, die eine Bewertung der Alternativen ermöglichen.
Der technisch-wissenschaftliche Portschritt und andere Vor-
aussetzungen der Beurteilung der Anlage lassen andere Lö-
sungen für die Zukunft möglicherweise günstiger erscheinen.
2_. Eigenschaften des Tritiums, der Edelgase und des Jods
Die Grundlage der Beurteilung des Verhaltens der flüchtigen
Radioisotope in einer Wiederaufarbeitungsanlage und der Ent-
wicklung geeigneter Verfahren zu ihrer Abtrennung ist die
Kenntnis der wichtigsten physikalischen und chemischen Ei-
genschaften. Diese werden daher, soweit sie für die zu dis-
kutierenden Fragen von Bedeutung sind, kurz besprochen und
tabellarisch zusammengestellt. Die Dosiskonstanten der hier
betrachteten Nuklide sind in Tab. 1 nach Angaben von D. Brenk
[l] zusammengefaßt.
2.1 Eigenschaften des Tritiums
Die Eigenschaften des Tritiums und sein Verhalten in der.
Wiederaufarbeitungsanlage sind bereits in einem gesonderten
Bericht über "Tritium in Wiederaufarbeitungsanlagen" aus-
führlich besprochen worden. Die Darstellung kann sich hier
auf eine tabellarische Übersicht beschränken (Tab. 2) [2].
Als Wasserstoffisotop gleicht sein chemisches Verhalten völlig
dem des normalen Wasserstoffs. Die physikalischen Unterschie-
de sind jedoch durch recht große Isotopieeffekte gekenn-
zeichnet.
- 3 -
H
CO
O
coH
CO
oQ
cd
P-,
-p•Huco
I-i•H0•ä0
ßo•H•PCO0bOß
ßo
•H-PcdrH
.cd
ßM
ßo
• HCOJU0
E
CO
si
O
coI
CO
ocbû
CJJO
0
Üco•H. p•H
0ßcdbO
O
Iß0ßOco
0
a
0 bOOH
•H
OJ rHI IO OT-t vH
ON ^-{
CM CMI IO O
•H rH
MD C--
O
0 .QP, 0r~~\ »>
O 0^sj bO•P
0(X
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0ß0co
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CMIO
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0ß0CO
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co
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CM CT\
OJ
OJ OJ
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0co
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n 0O co
üXi cd
H
1-3CTiCM
O O
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MD rH
CM OJO O
0CO
OCO
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ß•H
0ß0co
CJcd
W
ücdß
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CM
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ßO-pa>
CO
E•H
ß0•pßcd
coßoco•HCO
o
ß0
PQ
•Q
ßO>
ß0
cdbOß
Q <
cd
- 4 -
Atomgewicht
Halbwertszeit
Biologische Halbwertszeit
Zerfallsart
Maximale Zerfallsenergie
Mittlere Zerfallsenergie
Spezifische Radioaktivität.
Tritium atomar
HTO
Reichweite der ß-Strahlung
in Luft
in H20
Spaltausbeuten
U-233
U-235
Pu-239
Molvolumen
Max. zul. Konzentration
in Luft
in Wasser
3,016997
12,346 Jahre
12,0 Tage
100 % ß"
18,6 keV
5,73 keV
9600 Ci/g
1450 Ci/g
4,5 bis 6 mm
6 um
l,l-10"4
1,2-10"h
2,5'1O"4
22,43 l/Mol
2-1O"6 yCi/m3
3«1O"2 yCi/m3
Physikalische Daten von Tritium, Wasser und T20
TxkritvkritpkritTTriplepTriple
Siede
K
cirr/Mol
atm
K
mm Hg
K
40,44
57,1
18,1
20,62
157,4
24,9
273,17
4,58
373,16
277,65
4,87
374,67
Gleichgewichtskonstante im System
Wasser - Wasserstoff K -6 bei 25°C
Chemisches Verhalten: Tritium befolgt geschlossen die Re-
aktion des gewöhnlichen Wasserstoffs
Tab. 2: Zusammenfassung der wichtigsten physikalischen und
chemischen Daten von Tritium (Tp)
- 5 -
2.2 Physikalische und chemische Eigenschaften der Edelgase
Die Gruppe der Edelgase umfaßt die Elemente Helium, Neon, Argon,
Krypton, Xenon und Radon. Als Spaltprodukte treten lediglich
Krypton und Xenon auf. Radon tritt in unbedeutenden Mengen als
Glied der Zerfallsketten von Uran und Thorium auf. Helium wird
bei der Wiederaufarbeitung evtl. als Spülgas im Auflöserschritt
eingesetzt. Geringste Mengen bilden sich in den Kernbrennstoffen
außerdem beim a-Zerfall. Argon ist ein Bestandteil der Luft.
Die Isotopenzusammensetzung der Spaltedelgase weicht von der der
natürlich vorkommenden Edelgase ab, was aber keinen wesentlichen
Einfluß auf die physikalischen Eigenschaften hat. Die wichtig-
sten physikalischen und radiologischen Daten sind in Tab. 3 zu-
sammengetragen [3,4,5] •
Die Ionisierungsspannung der Edelgase ist hoch. Für die Ver-
flüssigung sind tiefe Temperaturen und/oder hoher Druck nötig.
Dies beruht auf kleinen van der Waal'sehen Kräften.
Die Löslichkeit der Edelgase in Wasser ist verhältnismäßig klein,
in einigen organischen Lösungsmitteln.(z. B. in Freonen) jedoch
steigt sie beträchtlich an. Im Vergleich zu allen anderen Ele-
menten sind die Edelgase am wenigsten zur Bildung chemischer Ver-
bindungen im engeren Sinne, d. h. von sogenannten Valenzverbin-
dungen, befähigt [6], weshalb sie auch nur einatomig auftreten.
Eine Ausnahme stellen die Valenzverbindungen des Kryptons und
Xenons mit den beiden elektronegativen Elementen Fluor und Sauer-
stoff dar.
Krypton und Xenon vermögen unter Druck Additionsverbindungen vor
allem mit HjO zu bilden. Das Hydrat des Kr hat bei 0°C einen
Dissoziationsdruck von 14,2, das des Xe von 1,42 bar.
Verwandt mit den Gashydraten sind die von einigen organischen
Verbindungen gebildeten Clathrate (Einschlußverbindungen). Ihre
Bildung beruht auf dem Einschluß in Hohlräumen der Gitterstruktur
der betreffenden organischen Verbindungen bei der Kristallisation
(z. B. Hydrochinon CgH1|(OH)2).
Physikalische Daten
- 6 -
Eigenschaft
Atomgewicht
Molvolumen
Schmelztemperatur
Siedetemperatur
Kritischer Zustand
Primäre Ionisierungs-spannung
Ionisierungsarbeit
Spez. Gaskonstante
•Isotopenzusammen-setzung
Krypton
83,8»
22,38 1
116,55 K
120,3 K
54,9 bar
209,4 K
~14 eV
0,53 kWh/Mol
-. 76-10~5 k W hd>(b 1 U kg grd
^^ kg grd
Xenon
131,3«
22,27 1
61,35 K
166,1 K
59,0 bar
289,75 K
-12,1 eV
0,46 kWh/Mol
* nc.4^-5 kWh1,76-10 k g f e ? ä
" 6 3> 3 kg grd
Die Isotopenzusammensetzung derSpaltedelgase unterscheidet sicherheblich von der der natürlichen.
Radiologische Daten
Eigenschaft
Halbwertszeit
Biologische Halbwerts-zeit
Zerfallsart
Max. Zerfallsenergie
Mittl. Zerfallsenergie
Spez. Aktivität
Max. Reichweite derß-Strahlung in Luft
Freigrenze
MZK-Wert Luft
Dosiskonstante (Haut)
^Krypton
10,76 a
wird nicht im Kör-per resorbiert
ß" +Y
0,67 MeV
0,249 MeV
390 Ci/g =
1,5-1O6 Ci/m3
1,78 m
100 yCi
3-10"b Ci/m3
6sO.1O"2 r i ^
133Xenon
5,65 d
wird nicht im Kör-per resorbiert
ß" +Y
0,3 MeV
1,7'1O5 Ci/g
10 yCi
3*10"b Ci/m3
T c in"2 rem m3
3,6-10 c i
Tab. 3: Wichtige physikalische und radiologische Daten von
Krypton und Xenon
- 7 -
2.3 Das chemische Verhalten von Jod
Im Periodensystem der Elemente befindet sich Jod in der
siebten Hauptgruppe der Elemente. Die wichtigsten Oxidations-
stufen sind -1, 0 und +5.
Die Reaktionsfähigkeit des elementaren Jods ist relativ groß.
Aus der Dampfphase scheidet es sich leicht an kühleren, vor
allem an metallischen Oberflächen ("Plate out") oder an Staub
partikeln (Aerosolbildung) ab. Besonders stark wird es an
Aktivkohle und silberhaltigen Sorbentien (z. B. Ag-Zeolith)
angelagert. Die Löslichkeit in Wasser ist gering. Der Vertei-
lungskoeffizient zwischen Wasser und Gasphase liegt aber beiu
10 , so daß es sich demnach mit viel Wasser leicht aus der
Gasphase auswaschen läßt [7]• In vielen organischen Lösungs-
mitteln ist Jod leicht löslich. In wäßriger Phase dispro-
portioniert Jod nach Gleichung [8]
J2 + H20 , - HJ + HOJ • •
HOJ aber ist nicht stabil und zerfällt nach
3H0J v JO ~ + 3H+ + 2J~
unter Bildung von Jodat. Jodsäure oder angesäuerte Jodatlö-
sung reagiert aber andererseits mit Jodid unter Bildung von
Jod nach der Gleichung
5HJ3 2 2
Konzentrierte Salpetersäure wirkt stark oxidierend auf Jod
unter Bildung von Jodat nach der Gleichung
3HJ0 + 5N0
überazeotrope (> 13 M) Salpetersäure beschleunigt diese Re-
aktion, führt aber im allgemeinen zu Dehydrationsprodukten
(J2O5, J2O5-H2O).
Jodide und Jodate sind größtenteils in Wasser leicht löslich
mit Ausnahme der schwerlöslichen Jodide des Silbers und Queck-
silbers AgJ, HgpJp un(ä HgJp.
Diese Verbindungen können bei der Wiederaufarbeitung von
Brennelementen Bedeutung erlangen, da Silber als Spaltprodukt
- 8 -
vorkommt und Quecksilber. oft als Katalysator beim Auflösen
der Brennelemente zugesetzt wird.
Organische Jodverbindungen, wie das Methyljodid CH,J
(Kp = 42°C) und seine Homologen bis hin zum n-Octyljodid
(Kp = 255°C), bilden sich beim Auflösen von Brennelementen
nach einem unbekannten Mechanismus, vor allem aber bei der
Extraktion durch strahlenchemische Umsetzung bei einer Do-
sisleistung von ca. 10' rad/h nach der Gleichung
J2 + RCH, • »- RCH2J + HJ und
H20 + RCH2J • R-OH + CH,J
Analog werden auch Methylendijodid und Vinyljodid gebildet
[9]• Diese organischen Jodverbindungen sind gasförmig und sehr
stabil. Sie lassen sich aus der Gasphase kaum mit Wasser aus-
waschen; der Verteilungskoeffizient liegt bei 1 [7]. Orga-
nische Jodverbindungen werden an Aktivkohle wesentlich
schwächer sorbiert als elementares Jod. Mit Silbernitrat und
Silberzeolithen reagieren sie unter Bildung von Silberjodid
oder Silberjodat nach noch nicht geklärten Mechanismen.
Einen Überblick über radiologische Daten gibt Tab. 4. Lite-
raturangaben sind der Tabelle beigefügt.
- 9 -
Eigenschaften
Halbwertszeit
Zerfallskonstante
biologische Halbwertszeit
Weide-Halbwertszeit
Zerfallswert
max. Zerfallsenergie
B-Zerfall
Y-Zerfall
durchschnittliche Zerfalls-
ener?ie
Energie, die pro Zerfall in
Schilddrüse absorbiert wird
Spaltausbeute
allgemeine Freigrenze
MZK-Wert für Wassern n it it
Aquivalentdosis bei ein-
maliger Inkorporation
Ingestionsdosisfaktor
Kinder
Erwachsene
zulassige Aktivität im
Oesamtkörper
spez. Aktivität
spez. max. Aktivität bezogen
auf 127Jod für Kleinkinder
andauernde max. Konzentration
in Milch
Eigenschaften
Jodkonzentration in der
Schilddrüse des Standard-
menschen
Anteil des Körperjods
in der Schilddrüse
Jodgehalt in Luft
Jülich
P. M. Bryant
Richtwert für Schilddrüsen-
dosis bei Kleinkindern nach
ICRP-Richtlinien
8,05 Tage
1-10"6 s"1
8 Tage
5 Tage
100 % (ß~) 1 3 1xe und Y
0,82 MeV
0,72 MeV
0,19 MeV
0,23 MeV
2.9 %
1 uCi
1-10'5 uCi/cm3
2-1O'9 «Ci/cm3
6,5 rem/uCi
O.O8-1O5 ffi'sfc
0,7 wCi
l,?-105 Ci/g
ohne Belang
1400 pCi/1
Lit.
[10]
[12]
[10]
[10][13]
[It]
[15][13]
[16][16][16]
[15]
[15]
[8]
1.7-1O7 Jahre
1.3-1O"15 s"1
Erwachsene 138 Tage
Kleinkinder 23 Tage
13 Tage
100 t (ß") 1Z9xe und Y
0,2 MeV
O.Oll MeV
0,068 MeV
1 %
1 iiCi
2-1O" 6 iiCi
3-10"10 uCi
35 rem/vCi
2.1-105 ^
3 uCi
1.63-1O"6 uCi/g oder
6ll4O g/Ci
6,2-10"6 yCi 1 2 9Jod
je wg 127Jod; führt
zu einer Dosis von
1,5 rem/a
260 pCi/1
Radiojod allgemein
350 ug je g feuchtes Gewebe
50 %
-3-1O"8 g 1 2 7Jod/m 3 Luft
-l-10"7 g 127Jod/m3 Luft
90 m rem/a
1500 m rem/a
Lit.
[10]
[11]
[12]
[10]
[10]
[10]
[15]
[13]
[16]
[16]
[16]
[15]
[15]
Lit.
[17]
[Itj
[18]
[11]
[19]
[20]
Tab. 4: Zusammenfassung der wichtigsten physikalischen und
radiologischen Daten von ^Jod und J Jod
- 1 0 -
J3_. Beschreibung der Wiederaufarbeitungsanlage
Die Wiederaufarbeitungsanlage (WA) hat die Aufgabe, den Rest-
gehalt des eingesetzten Urans von Plutonium bzw. Thorium und
den während des Reaktorbetriebs entstandenen f3paltp_rodükten
(SP) zu trennen.
Wäßrige Verfahren, die unter dem Namen PUREX-Prozeß für Leicht-
wasserreaktor-Brennelemente (LWR-BE) und Schnelle Brutreaktor-
Brennelemente (SBR-BE) und THOREX-Prozeß für Hochjbemperatur-
r_eaktor-Brennelemente (HTR-BE) bekannt sind, haben sich gegen-
über anderen Möglichkeiten [22,23] durchgesetzt. Im folgenden
sollen daher nur diese Prozesse behandelt werden.
Die Aufarbeitungskapazität einer Wiederaufarbeitungsanlage
richtet sich nach wirtschaftlichen Gesichtspunkten. Pur die
PUREX-Anlagen für LWR-BE, die z. Z. in Bau oder Planung sind,
ist eine Kapazität von rund 5 t ^chwermetall (SM) pro Tag, ent-
sprechend 1500 t pro Jahr, bei einer Verfügbarkeit von 80 %
vorgesehen. Eine solche Anlage übernimmt die Entsorgung von
40 Kernkraftwerken moderner Bauart, die eine Leistung von
50.000 MWe abgeben. Eine Anlage zur Wiederaufarbeitung von
HTR-BE besitzt demgegenüber bei der gleichen Entsorgungskapa-
zität von 50.000 MWe wegen des höheren Abbrands nur einen
Durchsatz von 360 t SM/a.
Die in dieser Arbeit zugrundegelegten repräsentativen PUREX-
und THOREX-Anlagen sollen alle eine entsprechende Größenord-
nung haben, um miteinander vergleichbar zu sein.
Die charakteristischen Daten dieser Anlagen gibt Tab. 5.
Die Wiederaufarbeitung der Brennelemente besteht bei allen
Anlagen aus folgenden Teilschritten:
Desintegration der Brennelemente (z. B. Zerhacken oder
Entmanteln von LWR-BE, Mahlen und Verbrennen der Graphit-
matrix von HTR-BE)
Auflösen des Brennstoffs in Salpetersäure
Einstellung der Acidität und der Konzentration (Speise-
lösungs-Einsteilung)
- 11 -
Wiederaufarbeitungsanlage für
Abbrand
Prozeßführung
Spaltstoff
Durchsatz der WA
Lastfaktor der WA
Brennelemente
LWH-BE
30.000
PUREX
U235/Pu239
1.520 t/a
80 t
oxidioch
in Hetallrohren
eingebettet
HTR-BE
100.000
THOREX
U235/U233
365 t/a
80 %
oxidisch
in Oraphitmatrixeingebettet
SBR-BE
110.000
PUREX
Pu239
960 t/a
80 i
oxidisch
in Metallrohreneingebettet
Tab. 5: Kenngrößen, die für die Ermittlung der Freisetzung
flüchtiger Spaltprodukte in einer Wiederaufarbei-
tungsanlage wichtig sind
Solventextraktion
Lagerung oder "Verfestigung mit anschließender Endlagerung
der Spaltproduktlösungen.
Bei der Beschreibung der Abtrennanlagen für die hier betrach-
teten radioaktiven Nuklide wird nicht zwischen den PUREX-An-
lagen für LWR-BE und SBR-BE unterschieden. Die Angaben gelten
stets für die Wiederaufarbeitungsanlage der Leichtwasserreak-
toren, da die Verhältnisse bei der PUREX-Anlage für SBR-BE
relativ leicht zu übersehen sind, wenn die entsprechenden Vor-
aussetzungen beachtet werden.
Z. Z. ist noch nicht zu übersehen, welche Brennelemente für die
Hochtemperaturreaktoren in Zukunft eingesetzt werden. Zu unter-
scheiden sind einmal das prismatische (Block-) und das kugel-
förmige Brennelement. Beim Block ist das Gewichtsverhältnis
Graphit zu SM etwas kleiner als bei der Kugel, was auf die Ab-
gasmenge Einfluß hat. Zum anderen ist noch nicht geklärt, in
welcher chemischen Form das SM eingebracht wird. Zur Diskussion
stehen carbidische und oxidische SM-Partikel. Auch über die
Beschichtung der Partikel ist noch nicht entschieden. In dieser
Arbeit wird vom kugelförmigen BE des THTR-300 mit oxidischem
Brennstoffeinsatz ausgegangen. Lediglich zum Vergleich werden
in Tabellen noch carbidische Brennelemente mitberücksichtigt.
- 12 -
4_. Analyse der Emissionswege (Stand der Technik)
Die Freisetzung der flüchtigen Radioisotope beginnt in der
Wiederaufarbeitungsanlage mit der Zerstörung des Brennelemen-
tes und ist mit der Auflösung des SM in Salpetersäure weit-
gehend abgeschlossen. Das Verhalten der Radioisotope während
der Freisetzung selbst und bei den weiteren Verfahrensschritten
hängt vor allem von den in Kap. 2 beschriebenen physikalischen
und chemischen Eigenschaften ab. Je komplexer diese Eigen-
schaften sind, desto schwerer ist es, den Freisetzungsmecha-
nismus vorauszusagen. Somit ist es natürlich, daß die Edelgase
den einfachsten, die Jodisotope den differenziertesten Frei-
setzungsmechanismus aufweisen. Die Emissionswege für Tritium
sind in Tab. 6 und für die Edelgase und das Jod in Tab. 7 zu-
sammengefaßt .
4.1 Verhalten von Tritium in der Wiederaufarbeitungsanlage
Das Verhalten von Tritium ist bereits ausführlich in einem
früheren Bericht [2, Kap. 4.3, 4.4] beschrieben, so daß hier
nur noch die wesentlichsten Punkte wiederholt werden sollen.
Tab. 6 zeigt die Aufteilung auf die die Wiederaufarbeitungs-
anlage verlassenden festen, flüssigen und gasförmigen Stoff-
ströme. Die Brennelementhülsen von LWR-BE, die nicht gelöst
werden, enthalten eindiffundiertes Tritium, das mit diesen
zur Endlagerung gelangt. Diese Menge wird mit 5 % des Gesamt-
inventars veranschlagt, obgleich höhere Werte möglich sind
[21,24].
4.2 Verhalten der Edelgase in der Wiederaufarbeitungs-
anlage
Da die Edelgase, wie der Name sagt, im gasförmigen Aggregat-
zustand in der Wiederaufarbeitungsanlage vorkommen, keine
chemischen Verbindungen eingehen und ihre Löslichkeit bei
den vorhandenen Bedingungen vernachlässigbar ist, werden sie
ausschließlich mit der Abluft emittiert. Die Freisetzung er-
folgt bei LWR-BE hauptsächlich bei der Auflösung. Kleinere
Mengen gelangen schon bei der Desintegration der Brennele-
mente ins Abgas.
Anders verhält sich das Edelgas in SBR-BE. Durch die hohe
Temperaturbeanspruchung und der großen Neutronendichte wäh-
rend des Betriebs im Reaktor diffundiert das Edelgas aus dem
Brennstoff in die freien Zwischenräume innerhalb des Brenn-
stabrohres. Daraus entweicht das Gas zu einem großen Teil
schon beim Zerhacken der Brennstäbe.
Bei HTR-BE muß zwischen carbidischen und oxidischen Elementen
unterschieden werden, da sich ihr Freisetzungsverhalten für
Edelgase stark unterscheidet. Bei der Zerkleinerung der Graphit-
blöcke oder -kugeln wird das Edelgas nur zu 1 Ü freigesetzt,
da die Beschichtung des Brennstoffs dabei kaum zerstört wird.
Dieses wird vielmehr erst durch die Verbrennung erreicht. Wäh-
rend aber bei oxidischen Partikeln die Verbrennungstemperatur
nicht ausreicht, um eine quantitative Freisetzung dabei zu er-
reichen, gelingt dies bei carbidischen. Die Kristallstruktur
des Uran-Thorium-Carbids wird bei der Verbrennung zu U-Th-Oxid
zerstört, und diese Strukturänderung ist für die frühzeitige
Edelgasfreisetzung verantwortlich [25]. Im chemischen Prozeß-
teil ist dann das Edelgas nicht mehr nachweisbar. Bei SiC-
beschichteten carbidischen Partikeln bleibt die Verbrennung
an der SiC-Schicht stehen. Das Krypton wird in diesem Falle
noch nicht bei der Verbrennung sondern erst beim folgenden
zusätzlichen Mahlvorgang und der Nachverbrennung freigesetzt.
Die Aufteilung der Edelgase auf die Abgasströme der Wieder-
auf arbeitungsanlage zeigt Tab. 7.
- 16 -
4.3 Verhalten des Jods in der Wiederaufarbeitungsanlage
Das Verhalten des Jods in Wiederaufarbeitungsanlagen hängt eng
mit der Prozeßführung zusammen. Die wichtigsten Parameter sind
Druck und Temperatur bei der Auflösung
Zusammensetzung des Lösereagenzes (z. B. Art und
Acidität der Säure)
Strahlungsfeld der Spaltprodukte (Entstehung von
organischen und/oder anorganischen Radikalen)
chemische Zusätze zur Beeinflussung des Jodverhaltens
(z. B. Quecksilber [26]).
über die Art der Bindung des Jods im Brennelement vor der Wie-
deraufarbeitung liegen keine gesicherten Erkenntnisse vor. Sie
ist aber für das Verhalten des Jods bei der Wiederaufarbeitung
von untergeordneter Bedeutung. Die quantitative Freisetzung
des Jods erfolgt - wie bei allen flüchtigen Spaltprodukten -
während der Auflösung, von wo aus es sich auf das Abgas und
auf die wäßrigen Prozeßströme verteilt.
In der wäßrigen Phase liegt das Jod größtenteils elementar vor
[8]. Weiterhin treten schon im Auflöser organische Verbindungen
[27j28] sowie Jodide und vor allem Jodate auf. Jodide und Jodate
sind nicht flüchtig. Das Jodat wird auch im Gegensatz zum ele-
mentaren Jod nicht extrahiert [29]. Dieses gelangt in die or-
ganische Phase und verbleibt dort zu rund 50 % gemessen an dem
noch in der Speiselösung verbleibenden Jods [30]. Das Jodat
folgt der wäßrigen Phase, während das elementare Jod mit ver-
dünntem Natriumcarbonat wieder aus der organischen Phase ge-
waschen werden kann. Allerdings wird ein Teil als Alkyl-Jodid
in der organischen Phase zurückbleiben. Das Jodid ist in Gegen-
wart von Oxidationsmitteln wie konzentrierter HNO-, oder des
Stickoxids N02 nicht stabil, sondern wird zu Jod oder Jodat
oxidiert. Zur Bildung von molekularem Jod genügt 3 M HN0,.
- 17 -
In der Literatur [z. B. 31, 32» 33» 3^] werden die Jodanteile
im Auflöserabgas zwischen 30 % und 95 % angegeben. Hohe Anteile
des Jods im Abgas erhält man durch Einperlen von Luft oder
heißem Stickstoff in den Auflöser oder durch Destillation
kleiner Mengen der Spaltproduktlösung. Diese Prozeßführung ist
ohne großen technischen Aufwand möglich [35]. Dadurch sammelt
sich das Jod vor allem in den Kondensaten, wird mit diesen in
den Prozeß zurückgeführt, wenn es nicht vorher abgetrennt wird,
und findet so den Weg in die Extraktionsstufe. Dort werden
dann die schwer abtrennbaren, organischen Jodverbindungen ge-
bildet. Wichtige Parameter für die Bildungsrate sind die Ein-
gangskonzentration des Jods, die Konzentration der Radiolyse-
produkte des Extraktionsmittels und die mittlere Verweilzeit
der Speiselösung im Extraktor.
Der hohe Jodanteil im Verbrennungsabgas carbidischer BE kommt
durch die Phasenumwandlung vom Carbid zum Oxid zustande.
Aufgrund des eben beschriebenen Verhaltens wird das Jod in
alle Prozeßströme der Wiederaufarbeitungsanlage verschleppt.
Tab. 7 zeigt die Aufteilung des Jod in den Prozeßströmen der
Wiederaufarbeitungsanlagen.
_5j Alter der Brennelemente bei der Wiederaufarbeitung
Aus wirtschaftlichen Gesichtspunkten ist man bestrebt, die
Brennelemente möglichst frühzeitig nach der Entladung aus dem
Reaktor wiederaufzuarbeiten, um das umlaufende Brennstoffin-
ventar des Reaktors möglichst klein zu halten. Außerdem ver-
ursachen die proportional zur Zwischenlagerzeit anwachsenden
Lager erhebliche Investitionskosten.
Die Bedeutung dieser Forderung nach Verkürzung der Zwischen-
lagerzeit zeigt insbesondere die Überlegung, SBR-BE bereits
30 Tage nach der Entnahme aus dem Reaktor aufzuarbeiten. Dem-
gegenüber sind heute Abkühlzeiten von 2 Jahren die Regel.
- 18 -
Der Verkürzung der Lagerzeit stehen erhebliche technische Pro-
bleme entgegen. So führt bereits der Wunsch der Reaktorbetrei-
ber, den Brennelementwechsel innerhalb einer kurzen Zeitspanne
im Sommer durchzuführen, zu erheblich höheren mittleren Lager-
zeiten, wenn die Wiederaufarbeitungsanlage über das ganze Jahr
hinweg annähernd gleichmäßig ausgelastet sein soll.
Größere technische Bedeutung aber besitzt die starke Spaltpro-
duktradioaktivität der Brennelemente, die in den ersten Monaten
und Jahren verhältnismäßig schnell abklingt, wie Abb. 1 [36]
zeigt. Die hohe Radioaktivität führt zu höheren Korrosionsraten,
einer verminderten Standzeit verschiedener Apparateteile und vor
allem zu einer erhöhten Strahlenzersetzung des organischen Ex-
traktionsmittels. Letzteres führt wiederum zu niedrigeren Dekon-
taminationsfaktoren und - was im Zusammenhang mit dieser Arbeit
von besonderer Wichtigkeit ist - zu einer verstärkten Bildung
organischer Jodverbindungen.
1 Z 1 10 1 Z 5 10 1 Z 5 10 1 Z 5 10 1 Z S 101 Z 5 V 20 S» 70ÜOT 5X1000Sekunden Minuten Stunden Tage Monate Jahre
Zeit nach der Außerbetritbnahme »-
Abb. 1: Abklingverhalten der Aktivität gasförmiger und leicht-
flüchtiger Radionuklide für ein 1000-MWe~Kernkraftwerk
Bestrahlungszeit: 2 a; thermische Spaltung von
thermischer Wirkungsgrad: 33 % [36]
- 19 -
In engem Zusammenhang mit der hohen Radioaktivität kurzgekühlter
Brennelemente steht auch die hohe Nachwärme, die jederzeit sicher
abgeführt werden muß.
Bei HTR-BE muß der Zerfall des 2 ^ P a , dem Vorläufer des wert-
vollen XSy abgewartet werden, ehe man mit der Wiederaufarbei-
tung beginnt.
Alle diese Gründe haben dazu geführt, daß man z. Z. sowohl für
LWR-BE wie auch für HTR-BE eine Zwischenlagerzeit von ca. 180
bis 220 Tagen für realistisch hält.
Beim Studium der Emissionen hat sich ein weiterer zeitbeein-
flussender Faktor herausgestellt. Die noch mangelhafte Techno-
logie der Jodabscheidung führt dazu, daß man nach Möglichkeit131das kurzlebige J (Halbwertszeit 8 d) abklingen lassen möchte,
129
bis das langlebige J zum kritischen Isotop wird. Die Techno-
logie zur Rückhaltung des Jods wird dann durch dieses Isotop
bestimmt. Zur Ermittlung dieser kritischen Abkühlzeit t. ist'
die unterschiedliche Radiotoxizität der beiden Jodisotope zu
berücksichtigen.
Der kritische Belastungspfad ist für beide Jodisotope der Weide-
Kuh-Milch-Pfad. Die kritische Bevölkerungsgruppe ist das Klein-
kind, das die kontaminierte Milch trinkt. Definitionsgemäß wer-
den dann für t. die Ingestionsdosen für beide Nuklide gleich.
D131j = D 1 2 9 j ( 1 )
Die Dosis D- wird mit der Gleichung
Di = Bi • K • E i t (2)
berechnet.
g^ : Ingestionsdosisfaktor für Kleinkind (0,5 a)
Tc : der jährlich gemittelte meteorologische Aus-
breitungsfaktor [s/nrj
E.. : die Emissionsrate je Tonne SM zum Zeitpunkt t
[Ci/s]
Index i: betrachtetes Nuklid i
- 20 -
Die Ergebnisse finden sich in der Tab. 8.
Die auf diese Weise ermittelte kritische Zeit liegt über-
raschenderweise in der gleichen Größenordnung, wie die aus
anderen Gründen für zweckmäßig gehaltenen Abkühlzeiten von
ca. 180 bis 220 Tagen. Ein solches Brennelementalter wird
daher auch dieser Studie zugrunde gelegt.
Reaktortyp
t ^ [Tage]
ij.ij Kr
"1OO 1 v 1 / UJ
J
LWR
190
0,05
0,026
HTR
187
0,23
0,12
SBR
193
0,065
0,034
Tab. 8: Kritische Abkühlzeiten abgebrannter Brennelemente131und Gehalt an J nach dieser Zeit
Im Anhang Teil E wird kurz ein Vergleich zweier unterschied-129licher Methoden zur Berechnung der Jodbelastung angeführt
Mit dem - vor allem von P. M. BRYANT [l8] - vertretenem Kon-
zept erhofft sich Frau BRYANT den Nachweis, daß auf den bri-
tischen Inseln wegen des hohen Jodgehalts der Luft eine Ab-129
trennung von ^Jod nicht nötig ist, da sich die Strahlen-
belastung innerhalb tolerierbarer Grenzen hält.
- 21 -
_6_. Emissionsraten für Tritium, Edelgase und Jod aus Wieder-
auf arbeitungsanlagen (Stand der Technik)
Nach dem Stand der Technik werden heute die Edelgase und das
Tritium quantitativ aus Wiederaufarbeitungsanlagen abgegeben.
Für Jod schwanken die Angaben vor allem wegen des unterschied-
lichen Gehalts der Abgase an organischen Jodverbindungen. Mit
einer 99 $-igen Rückhaltung liegt man aber auf der sicheren
Seite. Sie basieren auf der Analyse der Emissionswege in Kap. 4,
Eine Übersicht über die bei der Wiederaufarbeitung anfallenden
Nuklide und der dabei erfolgenden Freisetzung zeigt Tab. 9-
6.1 Emission von Tritium
Die Gesamtmenge des in eine Wiederaufarbeitungsanlage einge-
brachten Tritiums ergibt sich aus der in Brennelementen ge-
bildeten Menge durch Spaltung und Aktivierung abzüglich der
Menge, die das Brennelement durch Lecks oder durch Diffusion
verlassen hat. Die Verluste sind reaktorspezifisch. Für die
Tritiumproduktion im Reaktor ist vor allem der eingesetzte
Spaltstoff, der Abbrand und ein Spurengehalt an Lithium im
Schwermetall - im HTR außerdem im Graphit des Brennelements -
von Bedeutung. Tab. 10 gibt das Tritiuminventar verbrauchter
Brennelemente zum Zeitpunkt der Wiederaufarbeitung an.
Die Freisetzung erfolgt quantitativ bei der Auflösung in die
wäßrige Phase. Die Emissionen nach Stand der Technik zeigt
Tab. 9. Der Weg, den das Tritium in der wäßrigen Phase nimmt,
zeigt Abb. 2 und Tab. 11. Die Verhältnisse sind bei allen
Wiederaufarbeitungsanlagen ähnlich. Für die Aufteilung des
Tritiums in der wäßrigen Phase wurde angenommen, daß kein
Tritium die Wiederaufarbeitungsanlage über die Abluft verläßt
und daß keine Löslichkeit von Wasser im organischen Extrak-
tionsmittel besteht.
Abbrand [MWd/t]
Reaktorwirkungsgrad [%]
Spaltstoff
Durchsatz der WA [t/a]
Tritium durch Spaltung
[Ci/t SM]
Li-Verunreinigung im SM
[ppm]
Tritium durch Aktivierung
[Ci/t SM]
Li-Verunreinigung im
Graphit [ppm]
Tritiuminventar [Ci/t SM]
Verluste [%]
Gesamtinventar [Ci/t SM]
Gesamtinventar
[Ci/50.000 MWe]
LWR
30.000
32
U-235
1.520
485
1,0
l80
1
600
1-106
LWR mit
Pu-Rück-
führung
30.000
32
Pu-239
1.520
870
1,0
18O
1
1.050
1,6-1O6
HTR
100.000
40
U-235
365
1.200
1,0
180
0,1
360
1
1.740
O,63-1O6
SBR
40.000
38 .
Pu-239
960
1.040
1,0
180
50
1.220
0,58-106
Tab. 10: Tritiuminventar verbrauchter Brennelemente
Strom-
Nr.
1
2
3
il
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
Volumen
[l/h]
zerhackteBrennelemente
950
860
82
860
530
540
630
1.500
1.400
100
2.000
675
I.38O
HNO
[Mol/l]
11,7
9,5
12,2
3,3
10,0
0,0
3,0
3,17
2,97
6,0
5,24
15,5
0,0
Tritium
[Ci/h]
200
52
252
0
168
84
0
0
168
158
10
242
52
190
Tritium
[*]
100
26
126 *
0
84
42
0
0
84
79
5
121 «
26
95
* Werte über 100 % kommen zustande, da die Eingangsmenge
mit 100 % festgelegt ist und durch die Säurerückgewinnung
auch ein kleiner Teil des Tritiums ebenfalls rezykliert
wird.
Tab. 11: Berechnete Tritiumverteilung auf die Stoffströme
in einer Wiederaufarbeitungsanlage nach dem PUREX-
Prozeß für LWR-Brennelemente
- 25 -
HjO
7
Desintegration r Auflösung
organ.Phase TBP
tSchwermetalle
F««d «instellungJAuflöserabgas
Extraktion Konzentration
HNOj-s.filiation^*"*"
10
frische HNO3und H2O
Die Zahlen geben die Stromnummer an, unter der sie in Tab. 11
gefunden werden.
Abb. 2: Fließbild des wäßrigen Tritiumpfades in einer
Wiederaufarbeitungsanlage (PUREX-Prozeß) nach
derzeitigem Stand der Technik
6.2 Emission der Edelgase
Beim Reaktorbetrieb entstehen wegen der hohen Spaltausbeute
erhebliche Mengen an radioaktiven Edelgasen im Brennelement.
Der Anteil des Kryptons liegt bei etwa 1,3 Gew-%, der des
Xenons bei etwa 12 Gew-# vom Gesamtgewicht der Spaltprodukte.
Wegen der kurzen Halbwertszeit der meisten Edelgasisotope
nimmt aber ihre Radioaktivität während der Zwischenlagerzeit
rasch ab. Lediglich tragen das langlebige Kr (Halbwertszeit
10,8 a) und bei kurzen Lagerzeiten im Falle der SBR-BE evtl.4 -Z-Z
auch das J Xe zur Strahlenbelastung in der Umgebung von
Wiederaufarbeitungsanlagen bei<
- 26 -
Im Gegensatz zum Tritium werden diese Edelgase nur durch Spal-
tung erzeugt. Die Spaltausbeuten - auch die der stabilen Edel-
gasisotope - sind beträchtlich. Sie müssen ebenfalls beachtetQ r
werden, da eine Abtrennung des 5Kr nur im Zusammenhang mit
einer Krypton-Xenon-Abtrennung möglich ist- (s. Kap. 8.2.4).
Die Edelgasleckagen der Brennelemente während des Reaktorbe-
triebes und der Zwischenlagerung sind vernachlässigbar gering
(< 1 %). Es kann daher davon ausgegangen werden, daß die. Ge-
samtmenge der durch Spaltung im Reaktor erzeugten und durch
Zerfall von Vorläufern während der Zwischenlagerzeit gebil-
deten Edelgase in der Wiederaufarbeitungsanlage freigesetzt
wird.
Die Radioaktivität des mit den Brennelementen in die Wieder-
aufarbeitungsanlage eingebrachten JKr wurde nach Daten von
BRÜSSERMANN [38] berechnet, die Gesamtspaltgasmenge nach An-
gaben der Spaltausbeuten in [39]•
Bei den heute im Bau und in der Planung befindlichen Wieder-
aufarbeitungsanlagen sind keine Rückhaltevorrichtungen für
Edelgase vorgesehen, so daß das gesamte eingebrachte Edelgas
auch emittiert wird. Voraussichtlich wird die Möglichkeit
bestehen, heute geplante Anlagen so auszulegen, daß eine Edel-
gasabtrennung zu einem späteren Zeitpunkt erfolgen kann.
6.3 Emission von Jod
Ebenso wie die Edelgase wird das Jod während des Reaktorbe-
triebes praktisch quantitativ im Brennelement zurückgehalten.
Von den durch Spaltung entstandenen Jodisotopen verdienen bei
der Wiederaufarbeitung lediglich noch -> J, "j und das sta-127'
bile Isotop 'J Beachtung. Alle anderen Isotope sind aufgrund
der kleinen Halbwertszeiten zerfallen.
Die im Betrieb befindlichen Wiederaufarbeitungsanlagen sind in
der Regel mit Jodwäschern oder Jodfiltern ausgerüstet. Wegen1 51der heute noch üblichen Lagerzeit ist aber das J J praktisch
129vollständig zerfallen,, und das langlebige yJ erreicht bei
d en kleinen Anlagen keine große Bedeutung. Die Abtrennein-
richtungen sind daher oft überbrückt. Bei den im Bau und in
der Planung befindlichen Großanlagen muß dagegen das Jod zu-
rückgehalten werden, um die Strahlenbelastung im Rahmen der
zulässigen Grenzen zu halten. Die Jodemissionen aus Großan-
lagen, berechnet für Brennelemente nach der Zwischenlager-
zeit t ^ (s. Kap. 5) sind in Tab. 8 - bzw. Tab. 9 für eine
Abkühlzeit von 180 Tagen - angegeben unter Annahme, daß Jod
vollständig emittiert wird.
7_. Allgemeine Gesichtspunkte für eine Abtrennung flüch-
tiger radioaktiver Stoffe aus dem Abgas und der Abluft
von Wiederaufarbeitungsanlagen
Q ç-
Die Rückhaltung von Tritium und ''Kr sowie eine verbesserte
Abtrennung von Jod kann bei zukünftigen Wiederaufarbeitungs-
anlagen zu einer erheblichen Verringerung der Strahlenbe-
lastung der Bevölkerung in der Umgebung der Anlage führen.
Ein effektiver Betrieb der Abtrenneinrichtungen setzt aber
voraus, daß der gesamte Prozeß von Anfang an geplant ist.
Eine spätere Nachrüstung hat im allgemeinen einen geringen
Wirkungsgrad, aber hohe Kosten zur Folge.
Die Leistung der Abtrennverfahren ist in der Regel von der
Eingangskonzentration des abzutrennenden Stoffes abhängig.
Das bedeutet, daß jede unnötige Verdünnung vermieden werden
muß. In engem Zusammenhang damit steht die Forderung, die
betreffenden Isotope nicht über den gesamten Prozeß zu ver-
schmieren, sondern möglichst gezielt an einer Stelle frei-
zusetzen und abzutrennen.
Die Realisation dieser Forderungen wird durch die Entwick-
lung eines zusätzlichen Verfahrensschrittes, der VOLOXIDATION,
[40] angestrebt (s. Kap. 8.1). Danach sollen möglichst alle
flüchtigen Bestandteile im Brennstoff vor der Auflösung durch
eine Temperaturbehandlung freigesetzt werden. Wesentliche
Probleme sind aber bis heute noch nicht gelöst, so daß vor-
läufig andere Wege beschritten werden müssen. So läßt sich
- 28 -
eine unnötige Verdünnung durch geeignete. Modifikationen des
Prozeßfließbildes und durch konstruktive Maßnahmen erreichen.
Es darf dabei aber nicht übersehen werden, daß Änderungen im
bisher erprobten Verfahren wieder Rückwirkungen auf andere
Prozeßschritte haben können. Auf diese Problematik wird an
geeigneter Stelle eingegangen werden.
Zum Erreichen der genannten Ziele kommen verschiedene Möglich-
keiten, evtl. auch kombiniert, in Frage.
8^Die Abtrennung der Hauptmenge des -'Kr, das bei der Auflösung
des Brennstoffs entweicht, wird durch den Einsatz eines ge-
schlossenen Auflösers mit kleiner Leckrate und begrenztem Zu-
satz an Spülluft erleichtert. Ein Auflöser dieser Art findet
sich in der Windscale-Anlage [iJl]. Wird eine höhere Krypton-
rückhaltung gefordert, muß bei LWR-BE auch die Schere, mit
der die Brennelementstäbe vor der Auflösung zerkleinert wer-
den, gekapselt und gespült werden. Für die Auflöser von
THOREX-Anlagen liegen besonders günstige Verhältnisse vor, da
diese kontinuierlich betrieben werden können. Bei SBR-BE wird
wahrscheinlich vor dem Zerschneiden ein Absaugen des Gas-
plenums notwendig werden. Diese weitergehenden Forderungen
bedingen allerdings einen starken Anstieg des technischen Auf-
wands.
Die Abtrennung des Tritiums, das als tritiiertes Wasser in den
Extraktiönszyklus gelangt, kann durch eine möglichst weit-
gehende Rezyklierung der tritiumhaltigen Abwasserströme er-
leichtert werden. Durch Waschen der organischen Phase des 1.
Extraktionszyklus mit Frischwasser muß aber sichergestellt
werden, daß das tritiierte Wasser den Spaltprodukten folgt und
möglichst nicht in den 2. Extraktionszyklus gelangt. Die Re-
zyklierung von Stoffströmen, die dann stets geringe Mengen
organischer Stoffe als Verunreinigung enthalten, führt dann
allerdings bei der Auflösung des Brennstoffs zu einer erhöhten
Bildung organischer Jodverbindungen, die nur schwer zurückzu-
halten sind.
- 29 -
Das Jod sollte möglichst weitgehend bei der Auflösung abgetrennt
werden. Dies kann durch geeignete Ausbildung des Auflösers er-
reicht werden, setzt aber im allgemeinen einen kräftigen Spül-
gasstrom voraus, der wiederum die Kryptonabtrennung erschwert.
Eine Alternative ist die zeitliche Trennung der ^Kr- und Jod-
verflüchtigung, die aber kaum mit der nötigen Trennschärfe zu
erreichen ist. In den Extraktionszyklus gelangendes Jod führt
teilweise zur Bildung organischer Jodverbindungen.
Auch wenn alle genannten Gesichtspunkte für eine günstige Pro-
zeßführung hinsichtlich der Abtrennung flüchtiger Spaltprodukte
optimal verwirklicht werden, ist es nicht möglich, hohe Abtrenn-
faktoren durch die Reinigung nur eines Prozeßstromes zu er-
reichen. Die Analyse der Emissionswege hat gezeigt, daß auch
andere Prozeßströme einer speziellen Reinigung bedürfen. Wichtig
ist auch eine geschickte Abgasführung, wie sie in Kap. 8.2.1
beschrieben wird.
Welche Prozeßströme gereinigt werden müssen, um einen Abtrenn-
faktor der Gesamtanlage von 90, 99 oder 99»9 % zu erreichen,
zeigt Tab. 12.
jL Möglichkeiten zur Abtrennung von flüchtigen Spalt-
produkten
8.1 Vorabtrennung flüchtiger Spaltprodukte
Der zusätzliche Verfahrensschritt zur Vorabtrennung flüchtiger
Spaltprodukte bezweckt die gezielte Freisetzung dieser Isotope
in konzentrierter Form, eine erleichterte Abtrennung und einen
sicheren Abschluß. Ein solches Verfahren wurde erstmalig für
LWR- und SBR-BE unter dem Namen VOLOXIDATION [40] entwickelt.
Die Freisetzung erfolgt aufgrund einer Änderung der Kristall-
struktur des Brennstoffs, einer sog. Umgitterung.
Bei oxidischem LWR- und SBR-Brennstoff kann durch Oxidation
des UO2 über U^0„ zu U,Og die Gitterumwandlung herbeigeführt
werden. Eine zweite Umwandlung ist durch anschließende Re-
duktion des U,Og zu UOp möglich. Schwierigkeiten treten bei
hohem Pu-Gehalt auf, da dieser die bestehende Gitterstruktur
stabilisiert.
Aus carbidischen HTR-BE lassen sich die flüchtigen Bestand-
teile mit hohem Wirkungsgrad bei der Verbrennung, dem Head-
End-Schritt der HTR-Wiederaufarbeitung, austreiben [25]•
Nachteilig wirkt sich allerdings die in der Regel unvermeid-
bare hohe Verdünnung dieser Spaltprodukte durch das Ver-
brennungsprodukt COp aus.
Mit SiC-beschichteter carbidischer Brennstoff bietet in die-
ser Hinsicht gewisse Vorteile, wenn sichergestellt ist, daß
die Bruchrate der beschichteten Partikel hinreichend klein
ist. Der Graphit brennt dann bis zur SiC-Schicht ab, und das
Abgas ist nur wenig kontaminiert. In einem zweiten Schritt,
einer mechanischen Zerstörung der SiC-Schicht mit nachfolgen-
der Nachverbrennung, können die flüchtigen Spaltprodukte in
konzentrierter Form quantitativ freigesetzt werden.
Oxidischer HTR-Brennstoff mit U-Th-Mischoxid (U,Th)O2 kann
keiner Gitterumwandlung durch Oxidation unterworfen werden,
so daß die Freisetzung flüchtiger Spaltprodukte im allge-
meinen nur diffusionskontrolliert und daher sehr langsam und
unvollständig erfolgen kann.
Die VOL0XIDATI0N von U02 über U,07 zu U,Og ist im Oak Ridge
National Laboratory [40] im Labormaßstab schon eingehend
untersucht worden. Die bei optimalen Bedingungen erreichten
Ergebnisse sind in Tab. 13 wiedergegeben. Dieser Prozeß be-
sitzt noch eine Vielzahl ungelöster Probleme, die vor einer
technischen Einführung geklärt sein müssen. Als zunehmend
problematisch stellt sich die starke Verdünnung der Löslich-
keit des Plutoniums heraus, nachdem es im VOLOXIDATIONS-Ofen
geglüht wurde. Auch werden noch nicht die Freisetzungsraten
an Jod und vor allem an Edelgasen erreicht, die spezielle Ab-
trennanlagen für diese Nuklide in den folgenden Prozessen
Brennelement-t yp
LWR
SBR
Abbrand[MWd/t]
> 20.000
> 20.000
Temperatur[°C]
650
750
0_-ßehalt desSpülgases [t]
25 - 75
25 - 75
freigesetztesTritium [%)
99
99
Krypton [t]
90 C<5)
95 C»5)
Jod [f]
95 (75)
98 (75)
Tab. 13: Freisetzung flüchtiger Spaltprodukte unter opti-
malen Voloxidationsbedingungen
(In runden Klammern die durchschnittlich er-
reichten Werte) [40]
überflüssig machen. Nur dann ist dieser zusätzliche Prozeß-
schritt bei der Wiederaufarbeitung sinnvoll. Abb. 3 zeigt die
Einordnung der VOLOXIDATIONS-Anlage in das PUREX-Pließschema.
Hingewiesen sei noch darauf, daß die VOLOXIDATION ursprünglich
nur für SBR-BE mit kurzer Abkühlzeit gedacht war, um damit dem
Jodproblem dieser Elemente Herr zu werden. Für LWR-BE sind die
Ergebnisse, von Tritium abgesehen, wesentlich ungünstiger. Eine
VOLOXIDATIONS-Anlage, wie sie in einer großen Wiederaufarbei-
tungsanlage nach PUREX-Fließschema vorgesehen werden kann, ist
in [2] beschrieben und ist hier noch einmal in Abb. 4 gezeigt.
Desintegration
Voloxidotion Auflösung Extraktion
DenitrierungVerglasung
Konzentration
Abb. 3: Einordnung der VOLOXIDATION in den PUREX-Prozeß
Die Möglichkeiten, die die VOLOXIDATION für die Abtrennung
flüchtiger Spaltprodukte bietet und der dazu erforderliche Auf-
wand, machen es nötig, dieses Verfahren mit den anderen Mög-
lichkeiten zur Abgasreinigung in technischer und wirtschaft-
licher Hinsicht zu vergleichen und die Vor- und Nachteile
sorgfältig abzuwägen.
Beschreibung einer VOLOXIDATIONS-Anlage für eine Wiederauf-
arbeitungsanlage (zu Abb. 4)
LWR-BE mit 30.000 MWd/t
Abbrand
3 % Anreicherung
1.500 - 1.750 t/a
0,8
210 - 250 kg SM/h
210 - 250 kg SM/h
Daten zur Wiederaufarbeitungsanlage
Brennstofftyp:
jährliche Aufarbeitungsrate:
Lastfaktor:
Stündlicher Brennelement-Durchsatz :
VOLOXIDATIONS-Anlage
Durchsatz:
Zeitbedarf
Verweilzeit in der VOLOXIDATIONS-
Anlage insgesamt:
Zeitbedarf für Be- und Entladung:
Aufheizdauer der Brennelemente:
Kühldauer der Brennelemente:
Glühen bei 45O°C:
Glühen bei 75O°C:
Betriebsweise
Ofen wird chargenweise betrieben.
10 Öfen gleicher Bauart werden parallel geschaltet. Ein wei-
terer Ofen steht in Reserve.
Jede Stunde wird ein Ofen be- und entladen, so daß die Kapa-
zität eines Ofens 250 kg Schwermetall beträgt.
Die Abtrennung der flüchtigen Spaltprodukte aus dem Verbren-
nungsabgas ist als integraler Bestandteil des Head-End-
Schrittes für HTR-BE an anderer Stelle behandelt (s. Kap. 8.2.4)
10 h
1 h
0,5 h
1,5 h
3 h
4 h
- 35 -
Die Behandlung SiC-beschichteter Brennstoffe ist z. Z. noch
nicht völlig geklärt. Es wird daher hier auf eine detaillierte
Diskussion verzichtet.
8.2 Technisch und wirtschaftlich interessante Alternativen
zur Abtrennung flüchtiger Spaltprodukte
Solange eine Vorabtrennung der flüchtigen Spaltprodukte noch
nicht technisch reif ist oder dieser Verfahrensschritt aus
wirtschaftlichen Gründen nicht eingeführt werden soll, muß
durch geeignete Modifikationen des bestehenden Fließbildes
und der Anlagenteile versucht werden, die flüchtigen Isotope
gezielt an bestimmten Stellen des Prozesses in hoher Konzen-
tration freizusetzen und abzutrennen. Dabei ist darauf zu
achten, daß möglichst keine negativen Rückwirkungen eines
Abtrennverfahrens auf einen anderen Verfahrensschritt im Ge-
samtprozeß auftreten.
Die Optimierung der anzuwendenden Alternativen hängt naturge-
mäß stark von der Art des Brennstoffs ab. In der Regel ist an-
zunehmen, daß die Edelgase und das Jod ins Abgas gelangen,
während das Tritium als HTO der wäßrigen Phase folgt. Eine
Ausnahme stellt carbidischer Brennstoff dar, bei dem Tritium
bei der Oxidation als HTO-Dampf ins Abgas freigesetzt wird.
8.2.1 Die Abgasführung, Abgaszusammensetzung und Abgasmengen
Nur in einem Teil der Abgasströme der Wiederaufarbeitungsan-
lage finden sich die flüchtigen Spaltprodukte und nur diese
sollen einer speziellen Reinigung zugeführt werden. Im all-
gemeinen wird es zweckmäßig sein, die einzelnen Abgase geson-
dert nach einem speziell darauf eingestellten Verfahren zu
reinigen, um so einen möglichst hohen Wirkungsgrad zu erzielen,
Um andererseits aber die Zahl der Reinigungsanlagen nicht zu
stark anwachsen zu lassen,.kann es sinnvoll sein, einen Abgas-
strom hintereinandergeschaltete Prozeßteile durchströmen zu
lassen. Die Abgasführung ist in Abb. 5 für den PUREX- und in
Abb. 6 für den THOREX-Prozeß schematisch dargestellt.
Deutlich zu erkennen ist die Trennung der organisch belasteten
Abgasströme von den stickoxidbelasteten des Head-Ends. Der
THOREX-Prozeß benötigt für das bei der Verbrennung anfallende
COp eine zusätzliche Reinigungseinheit. Unter Umständen können
auch die Auflöserabgase dem Verbrennungsabgas zugeschlagen
werden.
Das Edelgas wird hauptsächlich beim Auflösen des Brennstoffs
freigesetzt und muß daher aus dem Auflöserabgas abgetrennt
werden. Sollen die beim Zerschneiden von LWR-BE freigesetzten
geringen Anteile der Edelgase ebenfalls zurückgehalten werden.,
so müssen die Abluft der Schere und das Auflöserabgas gemein-
sam behandelt werden. Analoges gilt für die Wiederaufarbeitung
von oxidischen HTR-BE. Auch hier werden der Hauptanteil der
Edelgase bei der Auflösung und kleinere Anteile bei dem vor-
hergehenden Schritt der Graphitverbrennung freigesetzt. Ak-
zeptiert man eine etwa 90 - 95 $-ige ^Kr-Rückhaltung, so wird
man nur das Auflöserabgas erfassen müssen. Sind höhere Rück-
haltefaktoren notwendig, werden zweckmäßigerweise beide Abgas-
ströme nach spezieller Vorbehandlung (z. B. Nachverbrennung
des CO im Verbrennungsabgas, Aerosolabscheidung) gemeinsam
behandelt.
Das Jod wird nahezu vollständig beim Auflösen freigesetzt. Es
wird dabei teilweise verflüchtigt und gelangt ins Abgas und
Kondensat. Ein anderer Teil verbleibt in der wäßrigen Phase
und wird zum größten Teil bei der Speiselösungseinstellung in
das Abgas bzw. Kondensat übergeführt.
Das Tritium bleibt, wie bereits erwähnt, in der wäßrigen Phase,
Nur geringe Mengen verlassen bei oxidischem LWR-Brennstoff die
Anlage gasförmig (als HT). Die Tritiumemissionen können durch
katalytische Oxidation des HT im Abgas und speziellen Abgas-
trocknern weiter verringert werden. Ein gewisser Anteil, der
der Feuchte der Abgase entspricht, wird schließlich als HTO
über den Schornstein abgegeben. Die gezielte Abgabe von tri-
tiiertem Wasserdampf, wie sie für die im Bau befindliche Groß-
anlage in den USA vorgesehen ist, soll hier wegen der nicht zu
vernachlässigenden Tritiumkontamination der Umwelt außer Be-
- 39 -
tracht bleiben.
Für die Auslegung von Reinigungsanlagen ist die Zusammen-
setzung und das Volumen der zu reinigenden Abgasströme von
entscheidender Bedeutung. Eine Zusammenstellung dieser Daten
zeigen die Tab. 14 und 15. Sie wurden unter der Voraussetzung
berechnet, daß die Auslegung der Anlage unter Berücksichtigung
der speziellen Notwendigkeiten für die Abtrennungsverfahren
erfolgte. Die angenommenen Leckagen der Zellen, die die Haupt-
ursache für eine Verdünnung des Abgases sind, sind dement-
sprechend niedrig, nach Ansicht verschiedener Autoren in der
Größenordnung aber realistisch [42,43J. Für die Auflösung
wurde eine geschlossene Anlage gewählt, ähnlich wie sie be-
reits in Windscale in Betrieb ist. Diskontinuierlich arbeiten-
de offene Anlagen haben ein um eine Zehnerpotenz höheres Ab-
gasvolumen. Geschlossene Auflöser für HTR-Brennstoff arbeiten
mit einem extrem niedrigen Abgasvolumen, da die Einschleusung
des Brennstoffs leichter ist und die Ausschleusung fester
Rückstände aus dem Auflöser weitgehend entfällt.
Die Komponenten des Abgases nach der Abtrennung von Aerosolen
sind
flüchtige Spaltprodukte,
flüchtige Reaktionsprodukte,
Bestandteile der Luft,
Feuchtigkeit,
Verunreinigungen (z. B. Kohlenwasserstoff) und
evtl. gasförmige Zusätze (Trägergas).
Die Auflösung des oxidischen Brennstoffs erfolgt nach den
Gleichungen
2NO2
2. 3UO2 + 8HNO, • 3UO2(NO3)2 + 2N0 + 4.H2O
3. ThO2 + 4HN0, •
Analog verläuft die Plutoniumoxidauflösung.
Radioaktivität
[Ci/h]
Gewicht
[kg/h]
Volumen
[Nl/h]
in
O ro OO rH .=T
•H -=r
i
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Spülgas
Luft oder
Helium oder
Xenon
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- 41 -
Radioaktivität
[Ci/h]
Gewicht
[kg/h]
Volumen
[Nl/h]
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Abgas der
Abgas der
Auflösung
Verbrennung
Auflösung
Verbrennung
Auflösung
Verbrennung
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S P
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EH
Die Reaktionen l und 2 überlagern sich im allgemeinen. Der
jeweilige Anteil an der Gesamtreaktion ist u. a. von der
Sëurekonzentration abhängig.
In den Auflöser eindringende Luft (Leckagen, Perlluft)
oxidieren Stickstoffmonoxid teilweise nach der Gleichung
2N0 + 0 2. =?2NO 2
zu Stickstoffdioxid. In katalytisch arbeitenden Reaktoren
werden die Massen der Stickoxide zu HNO-, oxidiert und diese
dem Prozeß erneut zugeführt. Restverunreinigungen an Stick-
oxiden werden vor den Abtrennanlagen für flüchtige Spaltpro-
dukte aus dem Abgas entfernt.
8.2.2 Abtrennung des Jods
Zur Abtrennung des Jods aus dem Abgas werden Absorptions-,
Adsorptions- und Chemisorptionsverfahren eingesetzt. Die
wichtigsten sind in Tab. 16 kurz aufgeführt [31,35,44,45,46,
47,48].
Die Absorption
Absorptionsverfahren werden bei allen im Betrieb befindlichen
Wiederaufarbeitungsanlagen eingesetzt. In Füllkörperkolonnen
werden die jodhaltigen Abgase dem sauren oder basischen Wasch-
lösungen im Gegenstrom zugeführt. Da die Auflösung des Brenn-
stoffs in HNO, ein saures Abgas bedingt, ist es sinnvoll,
ebenfalls saure Waschlösungen - vor allem HNO-, - zu verwenden,
um den Verbrauch und die dadurch anfallenden Neutralisations-
produkte gering zu halten.
Die Wirksamkeit dieser Wäscher wird in der Regel mit etwa 99 %
angegeben, liegt tatsächlich aber oft nicht viel über 90 %„
da elementares Jod nur unvollständig und organische Jodverbin-
dungen fast überhaupt nicht zurückgehalten werden.
Das als Jodid in niedrig-molarer salpetersaurer Waschlösung
gelöste Jod läßt sich nur unvollkommen aus dieser wieder iso-
lieren [44]. Dies war bisher von untergeordneter Bedeutung,
Abtrennung
durch
Adsorption
Absorption
Ahtrennmittel
Aktivkohle
synthetische
Zeolithe
("olekular-
siebe)
(Porendurch-
messer 10A)
Kieselgel
(Silica Gel)
Wasser
überazeotro-
pe HNO3
niedrigmola-
re HNOj
HNOj u. HgMO3
wflssrige
NaOH- oder
LPsung
geeignet zur
Abtrennung
von
molekularem
Jod
molekularem
Jod u. auch
org. Verbin-
dungen
als reines
Adsorptions-
mittel unge-
eignet
molekularem
Jod
nolekularen
Jod
org. Jod
molekularem
Jod
molekularem
u. org. Jod
molekulares
Jod
miekhalte-
faktor
Q8 X bis
max 90,9 %
90 X hin
max 99,9 X
90 %
98 ; - 99 Î
98 t
08 t - 9" %
98 %
Auswirkung der Fin-
gangskonzentration
(EK)
geringe Eingangs-
konzentration ver-
ringert den Dekon-
taminationsraktor
Einfluß einer ge-
ringen EK nicht
so stark wie bei
Aktivkohle
Wasser ist nur
bei hohen EK
TM nutzen
hohe SK hebt
den RUckhalte-
faktor an
Einfluß der Ahgas-
narameter auf den
RUckhaltefaktor
N02 verdrangt ad-
sorbiertes Jod,
Betriebstemperatur
liegt hei 100°C .
Bei Anteil von 6 t
Stiekoxide wird
spontan Aktivkohle
gezündet
NOj verdrängt ad-
sorbiertes JodvBetriebstemperatur
liegt bei 200°C,
Luftfeuchtigkeit
ist gering zu hal-
ten j Wasserdampf in
Abgas verhindert
eine hinreichende
Jodabtrennung
geeignet für alle
Abgase
basische Abcase
erhöhen den Waste-
anfall "
saure Abgase er-
höhen den Waste-
anfall
Regene-
ration
durch
Wärme-
zufuhr,
Druck-
wechsel,
Spülen,
Ver-
drangen
Abdestil-
lieren
der
Extraktion
des Jods
inorganische
Phase
Abdest, der
Säure,
Hg-Rflck-
gewInnung
durch Re-
aktion des
Jods zu NaJ
* Für die Auflösung werden derzeit ausschließlich saure Lösungsmittel (HNO,) herangezogen, so daft
basische Abgase nicht auftreten
Tab. 16: Übersicht über wichtige Verfahren zur Abtrennung
von Jod aus dem Abgas von Wiederaufarbeitungsan-
lagen
Fortsetzung nächste Seite
Abtrennung
durch
Adsorption
mit an-
schließen-
der Chemi-
sorption
Aerosol-
filter
Ahtrennmittel
Silberreaktor
und silberbe-
schichteter .
«etallftlter
silberbe-
schichtete
Schlacken-
fasern
silberimprHg-
nierte *ole-
kularslebe
silberbe-
schiehtetes
Kieselgel
(Silica Oel,
Wilhelra-
Pilter)
Ionenaus-
tauscherharze
u. KJ-imprSg-
nierte Mol-
siebe
Olasfaser-
filter
Elektro-
filter
geeignet zur
Abtrennung
von
molekularem
u. org. Jod
molekularem
u. org. Jod
für alle Jod-
verbindungen
organischem
und
molekularem
Jod
molekularem
Jod
Aerosolen
auch im
Submikron-
bereich
Aerosolen
Rückhalte-
raktor
oo t bis
max QQ,9 %
99 t bis
über 99,9 »
99 t bis
weit Über
99," t
bis Über
99,9 Jt
Polgepro-
dukte ver-
bessern
Eigenschaf-
ten
98 S bis
über 99 t
bei Aerosol-
durchmesser
von 0,1 um
noch 99,9 *
Abhängig
u. a. von
Partikel-
größe
Auswirkung der Ein-
gangskonzentration
(EK)
hohe EK zwar gün-
stig, aber nicht
so entscheidend
wie bei reiner
Adsorption; dies
gilt vor allem
für die orgi Jod-
verbindungen
Abscheidegrad nur
wenig von der EK
abhBngig
auch,bei geringer
Eingangskonien-
tratlon
hochwirksam
EK fast ohne Ein-
fluß bei reinen
Austauscherharzen
EK ohne Einfluß;
dagegen aber die
Partikelgroße
der auftretenden
Aerosole
Einfluß der Abgas-
parameter auf den
Rückhaltefaktor
Stickoxide ver-
ringern die Auf-
nahmefähigkeit an
Jod durch Ver-
drängung, bis
Luftfeuchtigkeit
bis 100 * RF noch
gute Abscheidewir-
kung
Betriebstemperatur
200°C
feuchte Luft ist
günstig.
hohe Betriebs-
temperatur, ge-
ringer NOg-Anteil
im Abgas ( 2 t)
fast ohne Einfluß
Betriebstemperatur
20 - 30°C
hohe Temperatur-
beständigkeit,
nicht hygrosko-
pisch
Regene-
ration
durch
Silber-
nitrat-
lSaung
lOaallge
Regene-
ration
möglich
keine
Regene-
ration,
wird
ver-
worfen
durch
Natron-
lauge
keine;
wird
verwor-fen
De-
sorption
bei Rei-
nigung
desKilters
beachten
Fortsetzung von Tab. 16
131da man das J durch Lagerung abklingen lassen und daher auf
eine Isolation verzichten konnte. Bei zukünftigen Großanlagen12Qmuß aber vor allem das langlebige -'J abgetrennt werden.
Die Verwendung von reaktiven Waschlösungen führt zu einer
Verschiebung der Gleichgewichte der beteiligten Jodverbin-
dungen zur Seite nichtflüchtiger Verbindungen hin, wodurch
höhere Abtrennfaktoren erreicht werden.
Eine für PUREX- und THOREX-Anlagen geeignete Waschlösung ent-
hält 5 % HNO, mit 0,2 molarem Quecksilbernitratzusatz, wel--' + —
eher das Jod unter Bildung von HgJ , HgJ„, HgJ, und/oder
HgJjj komplexiert [26,49]. HgJ2 läßt sich durch Filtration
in reiner Form abtrennen. Auch durch Abdampfen der verdünnten
Säure können die Jodverbindungen isoliert werden. Nach wie
vor werden aber organische Jodverbindungen nicht ausgewaschen.
Abb. 7 zeigt einen solchen Jodwäscher. Die Abgase durchströ-
men den Wäscher im Gegenstrom. Zur Einstellung der Waschlösung
werden die Kondensate aus Auflösung und Feedeinstellung mit-
verwandt, um das darin enthaltene Jod ebenfalls zum Jodid zu
komplexieren. Damit ist auch eine Erweiterung der in Kapitel
8.2.3 beschriebenen Tritiumrezyklierung verbunden. Die Erwei-
terung ist in Abb. 8 dargestellt. Die beladene Waschlösung
wird in einen Verdampfer oder durch Filtration vom nun un-
löslichen Jod befreit und der Kondensataufbereitung zugeführt.
Unverbrauchtes HgNO, wird in die Waschlösungseinstellung zu-
rückgeführt, während das Kopfprodukt über einen Sammler dem
Wiederaufarbeitungsprozeß zur Verfügung steht.
Bei Verwendung von 13 M HNO, als Waschlösung werden die an-
organischen Jodspezies zu Jodat oxidiert. Aber auch dieses
Waschmittel ist kaum für organische Jodverbindungen geeignet.
Ebenso bereitet die Abtrennung des Jodats Schwierigkeiten.
Ein neues, für alle Jodspezies sehr wirkungsvolles Verfahren
wird von 0. 0. YABRO beschrieben [50]. Dieses als JODOX-Prozeß
bezeichnete Verfahren arbeitet mit 22 M Salpetersäure, die in
einer Kolonne unter Zugabe von MgtNOOg hergestellt wird. In
der Absorptionskolonne wird am Kopf H20 und im oberen Drittel
die überazeotrope, rauchende Salpetersäure zugegeben, so daß
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- 4 8 -
dem unten aufgegebenen Abgas 20 M HNO, entgegenfließt und das
Jod zu J2^s oxidiert wird. In einem Verdampfer kann es als
festes Produkt gewonnen werden.
Dieses Verfahren ist noch in der Laborerprobung. Die bisher
erzielten günstigen Abtrennfaktoren sind, noch nicht in einer
Prototypanlage bestätigt worden. Wegen der Korrosivität der
rauchenden Salpetersäure sind noch erhebliche Werkstoffpro-
bleme zu lösen. Ein Fließbild zeigt Abb. 9.
Die Adsorption
Die Adsorption ist - wie alle Sorptionsverfahren - eine be-
kannte, häufig verwandte Methode zur Gewinnung wertvoller
Stoffe und zur Reinigung von Abgasen vor allem bei geringen
Eingangskonzentrationen. Für Jod geeignet sind u. a. Aktiv-
kohle, Molekularsiebe (Zeolithe) und Silicagel. Aktivkohlen
werden vor allem zur Abluftreinigung bei Reaktoren mit großem
Erfolg eingesetzt, um die Emissionen flüchtiger radioaktiver
Stoffe wie Jod und Edelgase gering zu halten. In Wiederauf-
arbeitungsanlagen bereiten aber im allgemeinen der hohe Stick-
oxid- und Wassergehalt Probleme. So entzünden sich die Aktiv-
kohlen von selbst bei ca. 6 % NO [48]. Durch Wasserdampf
altern die Aktivkohlen schneller, so daß die Kapazität für
Jodverbindungen sinkt. Schließlich ist die Gefahr der De-
sorption der adsorbierten Spezies bei Temperaturerhöhung oder
Druckabfall beträchtlich.
Die Abtrennung organischer Jodverbindungen durch reine Ad-
sorptionsverfahren ist meist nicht sehr effektiv, so daß man
speziell für Jod chemisorbierende Produkte entwickelt hat.
Die Chemisorptionsverfahren
Bei Chemisorptionsverfahren folgt der Adsorption eine zu-
sätzliche Fixierung des Sorbats durch eine chemische Reaktion
oder durch Ionen- bzw. Isotopenaustausch. Eine Desorption ist
in der Regel nur durch eine chemische Reaktion zu erwarten.
Die Chemisorptionsverfahren sind meist unempfindlicher ge-
genüber Verunreinigungen des Abgasstromes (z. B. Stickoxide)
und Luftfeuchtigkeit.
- H 9 -
KW,
O
ÜCti
•H
CG
03d)+.CÜ«5
<wC
• H(D
a;
cti«M
u(D
xooo
COctiQ
Jodadsorber sind entweder mit einer reaktiven Schicht ver-
sehen oder imprägniert. Am häufigsten werden Kaliumjodid-,
TEDA (= Triathylendiamin)- und Silbernitratimprägnierung einge-
setzt. Als Träger werden Aktivkohlen, Zeolithe oder Silicagel
eingesetzt. Daneben müssen noch Metallfilter und vor allem
Schlackenfasern genannt werden.
Die mit Kaliumjodid imprägnierten Adsorber arbeiten auf der
Basis des Isotopenaustausches, wobei die radioaktiven Iso-12Q 1^1 127
tope yJ und J J gegen das stabile Isotop 'J ausgetauscht
werden. TEDA bindet aufgrund seiner basischen Reaktion saure
Komponenten (z. B. HJ) unter Salzbildung. Elementares Jod wird
in der Regel durch eine chemische Reaktion zu HJ reduziert.
Silbernitratimprägnierungen führen zur Bildung schwerlöslicher,
stabiler Silbersalze (z. B. AgJ).
Zur Abtrennung organischer Jodverbindungen haben sich Silber-
nitratimprägnierungen bisher am besten bewährt. Sie sind aber
auch am teuersten. Für den Einsatz in Wiederaufarbeitungsan-
lagen wird man aber kaum auf sie verzichten können. Anorga-
nische Träger werden wegen der Brennbarkeit und Selbstent-
zündung von Aktivkohlen vorzuziehen sein.
Von diesen Überlegungen ausgehend, entwickelte G. WILHELM in
Zusammenarbeit mit den Farbenfabriken BAYER, Leverkusen, ein
spezielles Silicagel als Träger einer Silbernitratimprägnie-
rung [51,52,53]. Die Abscheidefaktoren sind vergleichbar mit
denen der imprägnierten Schlackenfasern, jedoch noch unempfind-
licher gegenüber Stickoxiden. Im folgenden sind die Eigen-
schaften dieses Adsorbens zusammengestellt. Für genauere An-
gaben wird auf die oben angegebene Literatur verwiesen.
Adsorber-Material AC 6120
Silbergehalt ca. 7,5 mg Ag/g AC 6120 =7,5 Gew-%
Korngröße 1 - 2 mm2
spez. Oberfläche ca. 125 m /g
Bei einer Verweilzeit von 0,4 sec und einer Bettiefe von 10 cm
beträgt die Wirksamkeit
für molekulares Jod 99,99 % und
für CH3J 99,6 - 99,99 %
bei einer Abgastemperatur von 150 C.
Die Abgase können ohne wesentliche Verringerung der Abscheide-
grade 30 gHpO/kg Luft - das entspricht einem Taupunkt von
~30°C - und einen Stickoxidgehalt bis zu 10 % enthalten. Eine
Vergiftung des Adsorbens durch organische Bestandteile des
Abgases ist zu beachten. Sie kann durch Zugabe von Stickoxiden
ins Abgas vermieden werden. Eine Vergiftung des Adsorbens war
bei der Reinigung von Behälterabgasen beobachtet worden.
Dieses Adsorbermaterial, das speziell auf die Prozeßabgase von
Wiederaufarbeitungsanlagen eingestellt wurde, soll für die
spätere Wirtschaftlichkeitsberechnung herangezogen werden.
Ein Fließbild dieses einfachen Verfahrens zeigt Abb. 10. Die
vorgereinigten Auflöserabgase werden auf 150°C erwärmt und
durch die Adsorptionseinheit, die sich in einem Wärmeschrank
befindet, geleitet.
Von den hier beschriebenen Verfahren kommen für eine Wirt-
schaf tlichkeitsbetrachtung nur die in Frage, die auch tech-
nisch die Anforderungen wie Rückhaltefaktor, Betriebssicher-;
heit und Weiterbehandlung des abgetrennten Jods erfüllen.
Nach dem Stand der Technik ist dies der Wäscher mit Queck-
silbernitratzusatz und einige reaktive Adsorber. Vor allem
der Adsorber AC 6120 erfüllt diese Anforderungen optimal. Ein-
schränkend ist. zu sagen, daß die Entwicklung noch nicht abge-
schlossen ist und vor allem bisher noch kein kommerzieller
Einsatz bekannt ist.
Das IODOX-Verfahren ist für den künftigen Einsatz so interessant,
daß auch dieser Prozeß im Anhang vorgestellt wird ebenso wie die
z. Z. üblichen Wäscher mit Quecksilbernitratzusatz.
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- 53 -
8.2.3 Abtrennung des Tritiums
Die Tritiumabtrennung und die damit verbundenen Probleme sind
ausführlich in dem Bericht "Tritium in Wiederaufarbeitungsan-
lagen" [2] beschrieben, so daß an dieser Stelle nur noch die
wichtigsten Aspekte verdeutlicht werden sollen.
Die Schwierigkeite der Tritiumabtrennung liegt im chemisch
gleichen Verhalten von Tritium in Form von HTO und dem Lösungs-
mittel Wasser. Deshalb kann Tritium, wenn es in die wäßrige
Phase gelangt, nur durch physikalische Methoden (den Isotopen-
trennverfahren) getrennt werden.
Damit die wäßrige Phase schon bei Eintritt in die Abtrennanlage
eine verhältnismäßig hohe Tritiumkonzentration aufweist, wird
eine möglichst weitgehende Rezyklierung dieser Stoffströme vor-,
geschlagen. In Abb. 11 ist die Rezyklierung der wäßrigen Stoff-
ströme mit und ohne Tritiumabtrennung im Blockfließbild darge-
stellt.
Nach dem heutigen Stand der Entwicklung kommen vor allem 5 Ver-
fahren zur Abtrennung des Tritiums in Frage:
Nach einer Anreicherung durch Rezyklierung kann eine weitere
Konzentrierung des Tritiums durch
1) Rektifikation,
2) Azeotroprektifikation,
3) Elektrolyse,
4) Austauschverfahren oder
5) eine Kombination von 3 und 4
erfolgen.
1) Die Wasserrektifikation kann schon jetzt zur Tritiumab-
trennung eingesetzt werden [54]. Damit die Dimension der An-
lage nicht zu groß wird, sollte auf einen hohen Abreicherungs-
grad verzichtet werden. Dies wird durch die Rezyklierung des
tritiumarmen Kopfproduktes ermöglicht. Der Entwurf einer sol-
chen Rektifikationsanlage für den Einsatz in Wiederaufarbei-
tungsanlagen ist im Anhang mit den wichtigsten Auslegungs-
o- pCO
GCDbû•H
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- 55 -
großen wiedergegeben. Einen Entwurf zeigt Abb. 12 [54].
Größter Vorteil ist die einfache, betriebssichere Anlage, die
bei verhältnismäßig geringen Investitions- und Betriebskosten
arbeitet.
2) Eine Azeotroprektifikation von konzentrierter Salpetersäure
kann, wenn ein genügend großer Trennfaktor erreichbar ist, zur
Tritiumabtrennung genutzt werden.
Da es bisher noch keine Angaben über Trennfaktoren gibt, kann
das Verfahren nicht bewertet werden. '
Gegenüber der Wasserrektifikation hat es den Vorteil eines ein-
facheren Fließbildes bei der Rezyklierung.
3) Durch Elektrolyse von Wasser ist der höchste bisher bekannte
Trennfaktor erreicht worden. Es ist ein technisch ausgereiftes
Verfahren zur Schwerwassergewinnung. Die bisher nicht auszu-
schließende Explosionsgefahr aber macht es für den Einsatz in
heißen Zellen problematisch.
Das in der letzten Stufe der Elektrolyseeinheit entstehende H~
fällt in so großen Mengen und mit nur sehr geringem T-Gehalt
an, daß es zur Op-Abtrennung des Auflöserabgases genutzt werden
kann. Dies kann die Wirtschaftlichkeit beider Verfahren erhöhen.
4) Austauschverfahren haben sich bei der technischen Schwerwasser-
gewinnung zusammen mit der Rektifikation durchgesetzt. Trotz
günstiger Trennfaktoren des Systems Hp/HpO erscheint die Anwen-
dung in dieser Form wegen der Überführung von H-O in H2 unwirt-
schaftlich.
5) Die Kombination der Elektrolyse mit dem Isotopenaustausch
zwischen molekularem tritiiertem Wasserstoff und tritiiertem
Wasser.kann zu einem wirtschaftlichen Verfahren zur Tritium-
abtrennung werden. Die Betriebssicherheit und Verfügbarkeit
einer Destillationsanlage ist jedoch nicht erreichbar. Die
geringe Anzahl von Trennstufen und die Weiterverwendung des
Hp bei der Spaltgasabtrennung sind jedoch nicht zu übersehende
Vorteile.
Zwei neue Arbeiten [55,56] behandeln Alternative 1) und 4)
ausführlich.
LTv
CO
•H-Pcti
•H«in•H
<DPC
0)4->-P•H
EII)bû03iHCCOGG0)
4CO
E•H-P
<DG
• H0
CÖ
CD£!Ü
CO
C\J
- 57 -
8.2.4 Edelgasabtrennung
Die großen Mengen'an Spaltedelgasen, die bei der Wiederauf-
arbeitung anfallen, setzen sich - wie Tab. 17 zeigt - nur zu
0,5 % aus dem radioaktiven Krypton zusammen.
Nuklid
Krypton
(stab. Isotope)
85Krypton
Xenon
Zusammensetzung
Volumen-%
14,5 %
0,5 %
85 %
Gewichts-%
9,65 %
0,35 %
90 %
Tab. 17: Zusammensetzung der Spaltedelgase zum Zeitpunkt
der Wiederaufarbeitung
Zu 85 % besteht das Spaltgas aus dem wertvollen Xenon, für
das z. Z. je nach Reinheit und Menge rund 20 DM/1 gezahlt
werden muß. In einer Großanlage könnten unter optimalen Be-
dingungen jährlich rund 1000 m gewonnen werden. Angaben
über die z. Z. benötigten Xe-Mengen sind nicht erhältlich.
Doch lag die Gesamtproduktion von Neon, Krypton und Xenon
im Jahr 1958 bei 140 m [4] mit einem Schwergewicht der Pro-
duktion beim Neon. Aus dieser Zahl ist aber die im Verhältnis
sehr große Menge an Xenon ersichtlich, die allein eine Wieder-
auf arbeitungsanlage zu produzieren vermag.
Bei solchen Produktionsraten muß aber damit gerechnet werden,
daß der Xenonpreis ständig sinken müßte, damit diese Mengen
auch verkauft werden können. Nimmt man 20 DM/1 an, dann könnte
der Erlös max. 2*10 DM/a betragen. Außerdem lassen sich ei-
nige Kosten, die mit der Spaltgasabtrennung verbunden sind,
verringern. So ist Transport und Endlageraufwand wegen der
niedrigeren Anzahl von Gasflaschen geringer, was sich positiv
auf die Kosten auswirkt.
- 58 -
Andererseits verursacht die Trennung von Krypton und Xenon
Mehrkosten. Die Trennung als solche ist technisch im Vergleich
zur Edelgasabtrennung aus dem Abgas zwar kein Problem, aber der
^Kr-Gehalt im Xenon muß aufgrund gesetzlicher Bestimmungen
[l6] sehr gering sein (< 10 vpm), was an den Trennfaktor der
Kolonne sehr hohe Anforderungen stellt. Der Trennfaktor a mußy . . . .
bei a = 10 liegen. Dennoch erscheint die Xenongewinnung so
reizvoll, daß alle Überlegungen zur Edelgasabtrennung die
gleichzeitige Trennung von Krypton und Xenon beinhalten.
Für diesen Fall sind die Tieftemperaturabtrennanlagen, die im
folgenden beschrieben werden, besonders günstig, da diese
Trennung sinnvoll vor allem durch diskontinuierliche Rektifi-
kation des Kr-Xe-Gemisches durchgeführt wird. W. KOEPPE [57] -
berichtete in einer Projektstudie über die Gewinnung von Xenon
bei der Tieftemperaturabtrennung von Krypton.
In dieser Arbeit wurden für die Beschreibung von Abtrennanlagen
solche Überlegungen nicht übernommen, sondern der alleinigen
Abtrennung wurde Vorrang eingeräumt. Dennoch muß darauf hinge-
wiesen werden, daß die Ansicht, daß sich Edelgasabtrennanlagen
finanziell tragen, günstig beurteilt werden können.
Die geringen Möglichkeiten, die zur chemischen Bindung von Edel-
gasen bestehen, lassen sich nicht zur Abtrennung dieser nutzen,
wenn auch von einigen Autoren diese. Möglichkeit diskutiert wird
[58,59]• Allenfalls können Einschlußverbindungen zur Fixierung
der Edelgase bei der Lagerung eingesetzt werden.
Einen guten überblick über die meistversprechenden Verfahren
zur Edelgasabtrennung geben einige zusammenfassende Darstel-
lungen [3,60,61,62,63]. In Tab. 18 wird ein kurzer überblick
über die im folgenden noch kurz besprochenen Verfahren gegeben.
Adsorption an Feststoffen
Zur Adsorption von Edelgasen werden Aktivkohlen und Molekular-
siebe (Zeolithe) eingesetzt. Die Adsorber können bei Normal-
temperatur eingesetzt werden und sind in der Regel als Tief-
bettfilter ausgebildet. Für die Abgasbehandlung in Kernkraft-
werken sind vor allem Aktivkohlebetten als Verzögerungsstrecken
- 59 -
Abtrennungdurch
Adsorption
Tieftem-
reratur-
adnorption
Absorptions-
verfahren
Rektifi-
kation
Kreislauf-
verfahren
Abtrennmittel
Aktivkohle
Molekularsiebe
Silicagel
Aktivkohle
MolekularsiebeSilicagel
PreoneCOj oder
andere Lö-
sungsmittel
Tieftempe-
raturrekti-
fikation
Ausfrier-
behSlter;
Bypaas-
ftlhrung
oder Ab-
streif-
kolonnen
Rûckhalte-faktor
103
10>.
10'
îc^-io"1
Vorteile
einfache Handhabung»
kleine Eingangskon-
zentrationen mög-
lich,
Betrieb bei Um-
gebungstemperatur
kleine Adsorber,
kleine Eingangs-
konzentrat ionen
möglich
verhältnismäßig
geringe Energie-
kosten,
kontinuierlicher
Betrieb
großer Rückhalte-
faktor,
technisch erprobtesVerfahren,
Krypton-Xenon-
Trennunc möglich,kompakte Anlage,
kontinuierlich zu
betreiben
einfache Abgas-konditionierung,
großer Rückhalte-faktor,
gerinGe Energie-
kosten,
kontinuierliche
Betriebsweise
Nachteile
Brennbarkeit von
Aktivkohle,
große Adsorber.
große Desorptions-
gefahr,Oj-Vorabtrennung
Brennbarkeit von
Aktivkohle,
Vorabtrennung von
C02, H20 und 02,
hohe Energiekosten,
Betrieb bei Tempe-
raturen um -150°C,
sehr große Desorp-
tionsgefahr
Betrieb bei Tempe-raturen unter der
Umgebungstemperatur
und erhöhtem Druck,
komplizierte Anlagen
im allgemeinen kein
reines Produkt,
regeltechnischeSchwierigkeiten bei
CO2 als SpQlgas
0,-Vorabtrennung
dadurch hohe Energie-
kosten,
Betrieb bei tiefenTemperaturen
(-150 bis -190°C;11 bar - 1 bar)
dadurch aufwendigeIsolierung
aufwendige Abgas-
führung.
große Abgasmengen,
teilweise kaum zu
bewgltigen,
nicht erprobt
Regeneration
durch Temperatur-oder Druckänderung
möglich
durch Temperatur-
änderung beliebig
oft möglich
Tab. 18: Übersicht über wichtige Verfahren zur Abtrennung
von Edelgasen aus dem Abgas von Wiederaufarbei-
tungsanlagen
- 60 -
für. die kurzlebigen Kr- und Xe-Isotope im Einsatz. Das lang-
lebige ^Kr bricht quantitativ durch. Die maximale Beladung
des Adsorbens kann durch Senkung der Temperatur beträchtlich
gesteigert werden.
Als Reinigungsanlage für Abgase von Wiederaufarbeitungsanla-
gen kommen diese Adsorptionsverfahren nicht in Betracht, weil
hier gerade das langlebige ^Kr das wichtigste Isotop ist. In
diesem Falle wären sehr umfangreiche Betten notwendig, wenn
der Durchbruch dieses Isotopf verhindert werden soll. Weitere
Nachteile des Verfahrens sind die Desorptionsgefahr bei Tem-
peraturanstieg und der relativ hohe Energiebedarf. Bei Aktiv-
kohlen kommt außerdem noch die Brandgefahr hinzu.
Absorption
Zur Abtrennung der Edelgase aus Auflöserabgas eignen sich be-
sonders Fluorkohlenwasserstoffe, wie z. B. FREON 12. Es weist
eine gute Löslichkeit für Krypton und Xenon auf und ist re-
lativ strahlenbeständig. Als Massenprodukt ist es verhältnis-
mäßig preiswert. Auch die Kühlkosten sind gering. Eine Ver-
suchsanlage, die mit FREON 12 als Lösungsmittel arbeitet, wird-
in der Oak Ridge Gaseous Diffusion Plant betrieben [64,65,66,
67,68,69].
Zur Abtrennung von Krypton aus Verbrennungsabgas sind die
Fluorkohlenwasserstoffe weniger geeignet, da die Hauptkompo-
nente des Verbrennungsabgases, das C0 2, noch besser im Lösungs-
mittel löslich ist als Krypton und Xenon. Daher schlugen LASER
und BEAUJEAN die Verwendung von flüssigem Kohlendioxid, als
^Lösungsmittel vor [70]. Heute wird dieses Verfahren unter dem
Namen KALC-Prozeß in Oak Ridge weiter entwickelt [71,72,73].
Fließbilder des FREON- und des KALC-Prozesses, die im wesent-
lichen übereinstimmen, sind in Abb. 13 dargestellt.
Beide Verfahren arbeiten im gleichen Temperatur- und Druck-
bereich (-40°C, 30 - 40 bar).
- 61 -
- 62 -
Nach Kompression und Abkühlung wird das Abgas dem Lösungs-
mittel im Absorber entgegengeführt. Das gereinigte Abgas wird
zur Vorkühlung der ungereinigten Abgase genutzt und über einen
Filter in den Kamin geleitet. Die Edelgase und kleine Anteile
des Spülgases sind in der Waschlösung absorbiert. In der
Fraktionierkolonne werden die Inertgasanteile desorbiert, am
Kopf abgenommen und dem Abgas vor dem Kompressor zugeführt.
Im Absorbens gelöst sind noch Krypton und Xenon, die in der
Abstreifkolonne desorbiert, am Kopf als Endprodukt abgezogen
und auf Flaschen gefüllt werden.
Rektifikationsprozesse
Rektifikationsprozesse werden sowohl zur Reinigung von Auf-
löser- wie auch Verbrennungsabgas entwickelt.
Aus Auflöserabgas wurden die Spaltedelgase erstmals in der
Idaho Chemical Processing Plant in Idaho/USA nach einem Tief-
temperaturverfahren isoliert [69]. Das Abgas wird zunächst
mit flüssigem Stickstoff gewaschen. Anschließend wird dann
das flüssige Gasgemisch rektifiziert. Bei anderen Entwick-
lungen wird das gesamte Abgas verflüssigt und rektifiziert
[69/74,75,76].
Die Rektifikation stellt an die Zusammensetzung des Abgases
große Anforderungen. So muß zunächst der Sauerstoff mit Hilfe
von Wasserstoff aus dem Abgas entfernt werden, da sich sonst
im Sumpf der Rektifikationsanlage Ozon anreichert, das zu Ex-
plosionen neigt. Stickoxide, Wasserstoff, Kohlendioxid und
Kohlenwasserstoff müssen ebenfalls weitestgehend abgetrennt
werden, da sie sonst ausfrieren und die Leitungen verstopfen
können, oder ebenfalls zu explosiblen Gemischen im Sumpf der
Rektifikationsanlage angereichert werden können.
Das Idaho Verfahren verzichtet auf die Sauerstoffabtrennung.
Beim CRYOSEP-Verfahren, das für die Edelgasabtrennung aus dem
Auflöserabgas von THOREX-Anlagen entwickelt wird, wird vor
der Rektifikationskolonne in einer Kühlfalle das Xenon ausge-
froren. In der Rektifikationskolonne fällt somit ein krypton-
reiches Produkt an, was auf Flaschen abgefüllt wird [77,78].
- 63 -
Das ausgefrorene Xenon enthält 2 % gelöstes Krypton und muß
vor seiner Weiterbehandlung noch in einer Rektifikationsko-
lonne gereinigt werden.
Ein Fließbild für eine Edelgasabtrennung aus dem Auflöserab- •
gas zeigt Abb. 14. Das Abgas wird nach Vorwärmung katalytisch
vom Sauerstoff befreit. Das H~0 wird in einem Wärmetauscher
auskondensiert. In einer Adsorbereinheit werden Restgehalte
an Stickoxiden, Sauerstoff, Wasserstoff, Wasserdampf und or-
ganischen Verunreinigungen aus dem Abgas entfernt. Das so ge-
reinigte Abgas wird komprimiert und in einem hochvakuumiso-
lierten Behälter mit flüssigem Stickstoff verflüssigt und in
die Rektifikationskolonne eingespeist. Das edelgasfreie Abgas,
das praktisch aus reinem Stickstoff und ~ 1,2 % Argon besteht,
wird über den Kamin abgegeben. Das spaltgasreiche Fußprodukt
wird auf Flaschen abgefüllt. Der Abtrennfaktor für Spaltedel-
gase kann nur dann > 99 % erreichen, wenn das Spülgas der
Schere ebenfalls der Abtrennanlage zugeführt wird. Dadurch
erhöht sich die zu reinigende Abgasmenge zumindest auf das
doppelte, wenn man aus Gründen der Betriebssicherheit auf
komplizierte Schleußvorgänge verzichtet.
Um den Wasserstoffverbrauch zur Op-Abtrennung zu verringern,
kann das gereinigte Auflöserabgas in den Prozeß zurückgeführt
werden. In diesen Kreislauf läßt sich auch das Scherenabgas
einbeziehen. Ohne übermäßigen Aufwand läßt sich so der Sauer-
stoffgehalt des Spülgases unter 5 % halten und bei Einsatz
spezieller Schleußvorrichtungen noch deutlich weiter senken.
Zur Abtrennung von Krypton aus kohlendioxidreichem Abgas wird,
nach dem AKUT-Verfahren [75] ebenfalls das gesamte Abgas ver-
flüssigt und rektifiziert. Während bei dem Auflöserabgas, das
Luft bzw. Stickstoff als Hauptkomponente enthält, sehr tiefe
Temperaturen notwendig sind, kann die Verflüssigung und Rekti-
fikation des Verbrennungsabgases bei Zimmertemperatur erfolgen,
wenn der Permanentgasgehalt nicht 10 Vol-% übersteigt. Vorteil-
haft ist auch das einfache Fließbild, das in Abb. 15 vorgestellt
wird. Das Abgas wird auf 70 bis 80 bar komprimiert und über
Wärmetauscher einem Ausgleichbehälter der Rektifikationskolonne
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- 66 -
zugeführt. Am Kopf wird das kryptonreiche Produkt abgezogen
und auf Flaschen gefüllt. Das gereinigte Abgas wird flüssig
dem Sumpf der Anlage entnommen und über Tritium- und Jodad-
sorber dem Kamin zugeführt.
Kreislaufverfahren
Um die hohen Wasserstoffkosten, die bei der Op-Abtrennung an-
fallen, zu vermeiden, bietet es sich an - wie schon erwähnt -
das gereinigte Abgas erneut dem Auflöser zuzuführen. Dadurch
allein wird jedoch noch nicht die Verflüssigung und Rektifi-
kation des gesamten Auflöserabgases vermieden. Dieses gelingt
nur, wenn an Stelle von Luft ein tiefsiedendes Inertgas zur
Spülung des Auflösers benutzt wird, wofür Helium in Frage kommt.
Helium ist nur zu verwenden, wenn es nach der Krypton-Xenon-
Abscheidung in den Auflöser zurückgeführt wird und die Verluste
an Helium und die Leckagen aus der Zelle in den Auflöser gering
sind. Die Edelgase werden mittels Kühlfallen zusammen mit den'
geringen Stickstoff- und Sauerstoffanteilen, die durch Leckagen
ins Spülgas gelangen, aus dem Heliumstrom ausgefroren und auf
Flaschen abgefüllt [77]. Abb. 16 zeigt das Verfahren. Das mit
Spaltgasen beladehe Helium gelangt über die Abgasvorkühlung in
eine der mit flüssigem Stickstoff gekühlten Ausfrierfallen, wo-
rin Krypton-Xenon in fester Form abgeschieden wird. Das ge-
reinigte Spülgas wird dem Auflöser erneut zugeführt. Zur gleichen
Zeit wird die andere Ausfrierfalle beheizt, so daß das Xenon
und Krypton gasförmig abgezogen und über einen Behälter in
Flaschen gefüllt werden kann. Dieses Verfahren eignet sich so-
wohl für THOREX- als auch für PUREX-Anlagen. Das Scherenabgas
kann in den Kreislauf eingeschlossen werden, da kleine Helium-
verluste verhältnismäßig leicht zu ersetzen sind.
Zwei neue Verfahren sollen hier noch vorgestellt werden.. Beide
nutzen den Umstand, daß große Mengen an Edelgasen bei der Auf-
lösung entstehen. Anstatt ein Inertgas von außen in den Spül-
kreislauf zu geben, werden die entstehenden Edelgase als Spül-
gas eingesetzt. Im ersten, einfachen Verfahren (Abb. 17)» wird
nach der Stickoxid-, Jod- und Tritiumabtrennung ein Teil des Ab-
gases, der dem neu hinzugekommenen Spaltgasanteil entspricht,
- 67 -
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- 69 -
vom Hauptkreislauf abgezweigt und mittels Kompressoren auf
Stahlflaschen gefüllt.
So einfach das Verfahren ist, stellt es an die Dichtigkeit des
Spülgaskreislaufes sehr hohe Ansprüche (Leckagen in das Kreis-
laufsystem sollten - 0,3 % oder 0,2 Nrrr/h nicht überschreiten),Q r
Der Spülgaskreislauf ist stark mit - Kr versetzt (~ 0,5 %) •
Eine Möglichkeit, dies zu verhindern, bietet eine Modifikation
des Verfahrens, das in Abb. 18 dargestellt ist. Das Spülgas
wird von Jod, Wasserstoff, Sauerstoff, Stickoxiden und Wasser
wie zuvor gereinigt und dann gänzlich verflüssigt in die Ko-
lonne eingespeist. Am Fuß der Kolonne wird Xe (< 0,1 % Kr) ab-
gezogen, und der Spülgasbedarf dem Auflöser zugeführt, über-
schüssiges Xenon und Krypton werden am Kopf der Kolonne
entnommen und in Flaschen gefüllt.
Beide Verfahren eignen sich vor allem bei geringen Spülgas-
mengen und bei kontinuierlich betriebenen Auflösern, wie sie
bei THOREX-Anlagen voraussichtlich eingesetzt werden. Doch
können sie auch in PUREX-Anlagen vorgesehen werden, wenn be-
sondere Schleußvorrichtungen die Leckagerate gering halten.
Diffusion
Alle Diffusionsprozesse nutzen unterschiedliche Wanderungsge-
schwindigkeiten der Gaskomponenten in einem Konzentrations-
gefälle aus. Die wichtigsten Diffusionsprozesse, die für die
Edelgasabtrennung untersucht wurden, sind
der Wirbelrohrprozeß [79]
der Ultrazentrifugen- und Trenndüsenprozeß [60]
die Diffusion durch permselektive Membranen [6O,8O,8l]
und die elektrostatische Diffusion [60,62].
Die Prozesse stehen alle noch am Beginn einer Entwicklung.
Eine Voraussage, ob einer dieser Prozesse für die Abtrennung
bestimmter Gase genutzt werden kann, ist z. Z. nicht möglich.
In Wiederaufarbeitungsanlagen wird aber weder die Zentrifuge
aufgrund vieler beweglicher Teile noch die Membranen wegen
ihrer Strahlenempfindlichkeit eingesetzt werden können. Auch
die elektrostatische Diffusion wird nur bei Sonderfällen im
- 70 -
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kleinen Maßstab zur Trennung herangezogen werden können, da
eine hohe lonisierungsspannung nötig ist. Eine Krypton-Xenon-
Trennung läßt sich mit ihr erreichen.
9. Weiterbehandlung der abgetrennten flüchtigen Spalt-
produkte
Das abgetrennte HTO liegt in wäßriger Form vor. Das Abfall-
volumen beträgt bei Rezyklierung des Prozeßwassers weniger als
1000 nr/a bei einem T-Gehalt von ~ 2,5 % Ci/1. Durch eine An-
reicherung mittels Rektifikation wird das Abfallvolumen auf
2 m- /a und 800 Ci/1 verringert.
Das tritiierte Wasser kann - wie Abb. 19 zeigt - auf verschie-
dene Weise bis zum Zerfall des Tritiums von der Biosphäre aus- .
geschlossen werden. Besteht die Möglichkeit, tritiiertes Wasser
in größeren Mengen in Speichergesteine des tiefen Untergrundes
oder in ausgesohlte Kavernen eines geeigneten Salzstockes, wo-
rin es unter Beigabe eines schnellabbindenden Zementes ver-
festigt, wird, zu pumpen, dann kann auf weitere Abtrennverfahren
verzichtet werden.
flüssige Zwischenlogerung
om Stondort der WA
Verkloppenim Meer
abgetrenntes tritiiertesWasser
flüssig« Logerungam Stondort d*r WA
( 200 Johr. )
Einpressen inisolierte Spei-chergesteinedes tiefen Un-tergrundes
Einpumpen inSolzstockko-vernen mitgleichzeitigerVerfestigung
Verfestigung mit
Gips oder Zement
Logerung omStondort der
WA200 Johre
Versenkenim Meer
Eintogerung
im Salz
Abb. 19: Alternativen zur Weiterbehandlung von trit i iertem
Wasser
- 72 -
Das abgeschiedene Jod fällt in fester Form an. Es ist entweder
an einen Adsorber gebunden oder liegt als Quecksilberjodid oder
HJ,Og [50] vor. Der beladene Adsorber ist ein endlagerfähiges
Produkt und kann ohne weitere Maßnahmen im Salz eingelagert wer-
den. Jodhaltiger Abfall in anderer Form muß vor der Endlagerung
endgültig.fixiert werden, damit das Jod im Bergwerk nicht frei-
gesetzt werden kann. Pro Jahr fallen etwa 30 200-1-Fässer jod-
haltiger Abfall an, der zur Endlagerstätte transportiert werden
muß.
Am schwierigsten ist zweifellos die Weiterbehandlung des abge-
trennten Kryptons. Einige der Probleme werden in [82,83] ange-
sprochen. Eine Lagerung über hundert Jahre des in Flaschen ab-
gefüllten Kryptons erscheint wegen des hohen radiologischen
Gefährdungspotentials problematisch, da eine Freisetzung des
Edelgases nicht völlig ausgeschlossen werden kann. Lediglich
eine Endlagerung in einer von der Biosphäre abgeschlossenen
Umgebung beseitigt das Krypton auf sichere Weise. Eine Möglich-
keit hierzu erscheint die Versenkung der Flaschen in der Tief-
see. Unter dem dort herrschenden Druck und einer Temperatur von
~ 4°C werden sich Kryptonhydrate bilden, die eine rasche Diffu-
sion des Kryptons in die Biosphäre verhindern. Ähnliches gilt
für die Lagerung des Kryptons im arktischen oder antarktischen
Festlandeis. Durch die Zerfallswärme (200 bis 800 Watt je
Flasche)sinken die Flaschen von selbst in die Tiefe, während
sich das Eis darüber schließt. Der Wärmeabfuhr muß ein beson-
deres Augenmerk gewidmet werden, denn der innere gasseitige
Wärmeübergang kann durch Rechnung nicht bestimmt werden, da
bekannte Wärmeübergangsgesetze auf diesen Fall nicht angewendet
werden können.
Eine Lagerung im Salz erscheint wenig sinnvoll, weil sich im
Störfall die Aktivität im gesamten Bergwerk ausbreitet.
Allerdings besteht wie beim Tritium auch für die Edelgase die
Möglichkeit, diese in den tiefen Untergrund zu pumpen. Es müssen
Diffusionszeiten von - 200 Jahren garantiert sein, bevor die
Edelgase wieder mit der Biosphäre in Kontakt kommen. Daß solche
Formationen zu finden sein werden, zeigen auch die Versuche von
- 73 -
J. WOLP [84] im Zusammenhang mit der Endlagerung von AVR-BE im
Salzbergwerk ASSE.
Der Anfall der Gasflaschen beträgt rund 120 50-1-Flaschen pro
Jahr, wenn der Kryptonanteil je Flasche mit 10 % angenommen
wird, was einer Wärmeentwicklung zum Zeitpunkt des Füllvorgangs
von 200 Watt entspricht.
10. Bewertung der technisch und wirtschaftlich interessanten
Alternativen
Die Auswahl der Verfahren, zur Abtrennung der flüchtigen Radio-
isotope aus den Abgasen bzw. dem Abwasser aus Wiederaufarbei-
tuiigsanlagen muß im wesentlichen nach 3 Gesichtspunkten er-
folgen:
Das Verfahren muß
1. die Einhaltung der genehmigten Emissionen garantieren,
2. einen genügend hohen technischen Entwicklungsstand er-
reicht haben und
3. ein kostengünstiges Verfahren sein.
In Tab. 19 sind die wichtigsten Verfahren noch einmal zusammen-
gefaßt. Die Einhaltung der genehmigten Emissionen wird voraus-
sichtlich nur beim Jod zumindest für die Feinreinigung verfah-
rensbestimmend sein. In allen anderen Fällen wird der heute er-
reichte oder für die nahe Zukunft absehbare Entwicklungsstand
die entscheidende Rolle spielen. Wirtschaftliche Gesichtspunkte
werden dann bei den infrage kommenden Alternativen wenigstens
in der nahen Zukunft eine untergeordnete Rolle spielen, da die
Abtrennkosten im Vergleich zu den Wiederaufarbeitungskosten in
den meisten Fällen relativ gering sind. Einen bedeutenden Ein-
fluß werden die Kosten allerdings auf die Frage ausüben, wie
weit man die Emissionen unter die maximal zulässigen Abgaben
reduzieren will. So werden die erforderliche Kapazität der Ab-
trennanlagen- und damit auch die Kosten erheblich ansteigen,
wenn man z. B. die Rückhaltung von Krypton oder Tritium von
Literatur
erreichbare
Abtrennfaktoren
Verfahren
geeignet für
Abtrennprozeß
Abtrennanlage
für
t— on
LTN i -t— t -
CÏN O N
CJN CJN
Rektifikation
Absorptions-
verfahren
Verbrennungs-
abgas beim
THOREX-Prozeß
AKUT
KALC
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i—i u~\ (nt— VU -=»•
1 ' J - CMVQ _ *
99 %
99 %
99 - 99,9 %
Tieftemperatur-
rektifikation
Absorption
Tieftemperatur-
rektifikation
u. Ausfrierver-
fahren
Auflös erabgas
THOREX-Prozeß
Auflöserabgas
PUREX-Prozeß
Auflöserabgas
PUREX-Prozeß
CRYOSEP
FREON
andere
Kryoverfahren
Edelgase
r—t
CM
ONON
Vakuumrektifi-
kation
TRINEZ
1Tritium
1 1 IT\oLTN CM
"—• -=r
ONON ^
ON COON ON ONON
1 1
ON O« ON
ONON
chem. Oxidati-
onsverfahren
Adsorption mit
chem. Umwandlung
Absorption mit
chem. Umwandlung
Abgas
Abgas
Abgas und
Kondensate
IODOX
Adsorptions-
prozesse
Absorptions-
prozesse
Jod
CT\
ONT-l
- 75 -
etwa 90 - 95 % auf 99 % oder gar 99,9 % steigern will (s. Kap.
Für die Abtrennung der Spaltedelgase aus dem Auflöserabgas wer-
den heute die Tieftemperaturverfahren favorisiert, da hier die
Technologie in den Grundzügen zum Stand der Technik gehört.
Spezielle Entwicklungsarbeiten und die Erprobung von Prototyp-
anlagen stehen aber noch aus. Der FREON-Prozeß wird weniger
positiv bewertet, weil die Korrosion durch Radiolyseprodukte
noch nicht beurteilt werden kann. Die Kryptonrückhaltung liegt-
bei beiden Verfahren bei etwa 90 bis 95 %» wenn nur das Auf-'--
löserabgas der Abtrennanlage zugeführt wird. Sie kann auf et-:-
wa 99 % (DF = 100) gesteigert werden, wenn bei LWR-Anlagen
auch das Scherenabgas dekontaminiert wird.
Das Verbrennungsabgas von HTR-BE kann nach dem AKUT- oder dem
KALC-Prozeß dekontaminiert werden. In Deutschland wird AKUT
dem KALC-Prozeß vorgezogen, weil jenes Verfahren leichter zu
regeln und von der Anlage her einfacher ist.
Für die Jodabtrennung gilt ein mit Silbernitrat imprägniertes
Kieselgel als besonders geeignet. Das Produkt ist in langen
Versuchsreihen getestet worden. Die erzielten Rückhaltefaktoren
lagen unter fast allen in Frage kommenden Bedingungen bei
^ 99,9 %» da auch organische Jodverbindungen zurückgehalten
werden. Die technische Erprobung läuft aber zur Zeit erst an.
Aus Kostengründen ist eine Vorabtrennung durch Waschen des
Abgases in Erwägung zu ziehen, wobei allerdings etwas aufwen-
digere Anlagen in Kauf zu nehmen sind.
Tritium muß in allen Fällen durch Rezyklierung auf 1 bis 2 Ci/1
angereichert werden. Zwar liegen bisher noch keine technische
Erfahrungen auf diesem Gebiet vor, das Verfahren ist aber im
Prinzip realisierbar, obwohl noch nicht alle Konsequenzen voll
übersehen werden können. Eine weitere Anreicherung bis etwa
200 bis 500 Ci/1 ist durch Rektifikation möglich. Alle anderen
Verfahren sind entweder noch im Versuchsstadium oder haben er-
hebliche technische Nachteile bei der Anwendung in Wiederauf-
arbeitungsanlagen.
- 76 -
11. Kosten der Krypton-, Tritium- und Jodabtrennung
Die Investitions- und Betriebskosten der Abtrennung lassen sich
beim heutigen Stand der Entwicklung bzw. Technik nur größenord-
nungsmäßig abschätzen. In einigen Fällen liegen Kostenvoran-
schläge für Versuchsanlagen vor. In keinem Fall aber liegen
Zahlen für heiß betriebene Anlagen vor. Die in dieser Arbeit
durchgeführte Kostenschätzung basiert auf solchen Zahlen für
kalte Versuchsanlagen, die auf den erforderlichen Durchsatz
hochgerechnet wurden. Auf diese Weise war es möglich, einzelne
Anlagen auf voneinander unabhängige Weise zu schätzen und es
konnten einheitliche Grundlagen für die Kostenerfassung gefunden
werden. Zur Kostenschätzung wurde auch das Werk von H. KÖLBEL
und J. SCHULZE herangezogen [85]. Bei der Auslegung der Anla-
gen wurden Maßnahmen gegen größere Freisetzungen berücksichtigt,
redundante Anlagenteile sind jedoch nicht in den Kostenschät-
zungen berücksichtigt. Vielmehr wurde davon ausgegangen, daß
Freisetzungen von ^Kr und Tritium in die Atmosphäre während
kurzer Betriebsstörungen erlaubt werden, da sie kaum zu einer
Gefährdung der Bevölkerung beitragen werden. Auflagen der Ge-
nehmigungsbehörden können daher zu einer erheblichen Verteuerung
führen.
Die Höhe der Kosten hängt wesentlich von dem gewünschten Rück-
haltefaktor ab. Für die nahe Zukunft wird ein Wert von 10
(= 90 %) für Tritium und 85Kr und von 1000 (= 99,9 %) für Jod
für erforderlich gehalten. Eine Erhöhung des Rückhaltefaktors
auf 100 (= 99 %) für Tritium und 85Kr sollte jedoch in Erwä-
gung gezogen werden. Eine solche Verbesserung ist in der Regel
nur durch Erfassung zusätzlicher Quellen möglich. Die für diese
Verbesserung erforderlichen zusätzlichen Kosten müssen daher
für die einzelnen Isotope getrennt abgeschätzt werden.
Die Basis des Geldwertes ist der 1.1.1974. Kostensteigerungen
während der Bau- und Betriebszeit bleiben bei der Ermittlung
der Kosten außer Betracht. Der Aufwand für weitere Forschung
und Entwicklung von Verfahren ist nicht berücksichtigt.
- 77 -
Die Kosten sind aufgegliedert in Investitions- und Betriebs-
kosten.
Die Belastung pro GWh bzw. pro kg Schwermetall errechnet sich
aus den Betriebskosten bei voller Auslastung der Anlage + 20 %
der Investitionskosten pro Jahr. Als Bezugsgröße wurde ein
jährliche Durchsatz von 1,5'10 GWh zugrunde gelegt.
In der sogenannten "Financial Charge" von 20 % der Investi-
tionskosten pro Jahr sind die Abschreibungen, Steuern, Zinsen,
Versicherungsprämien usw. enthalten. Die relativ groben Schät-
zungen der Kosten rechtfertigen eine solche grobe Kostenrech-
nung, die im Anhang durchgeführt ist.
Zum Vergleich sind in Tab. 20 die Kosten angegeben, die von
C. M. SLANSKY et al. [86] genannt wurden. Die Kosten wurden
auf die hier zugrundegelegte Referenzanlage übertragen, be-
ziehen sich aber auf das Jahr 1968/69.
Kosten für die gesamte Wiederaufarbeitung sind im dritten Teil
des Berichtes der U. S. Environmental Protection Agency Environ-
mental Analysis of the Uranium Fuel Cycle angegeben [88].
11.1 Kosten für die Jodabtrennung
Nach der in Kap. 8.2.1 erläuterten Abgasführung müssen, um den
benötigten Abtrennfaktor zu erreichen, drei bzw. vier Abtrenn-
anlagen parallel geschaltet werden. Als Abtrennanlage sind Adsor-
ber vorgesehen. Lediglich für das Auflöserabgas kann ein Wäscher
benötigt werden. In Tab. 21 sind die Alternativen aufgeführt.
Deutlich wird, daß Wäscher nur bei kleinen Abgasmengen wirt-
schaftlich vorteilhaft sind. Dies gilt vor allem für das Auf-
löserabgas bei THOREX-Prozeßanlagen. Zur Reinigung von Abgas-
strömen, die 300 Nm /h übersteigen, sind Adsorptionseinheiten
wegen der geringen Investitionskosten immer zu bevorzugen, auch
wenn mit größeren Jodbelastungen zu rechnen ist. Bei kleiner
Jodbelastung ist der Adsorber AC 6120 immer wirtschaftlicher
als andere Abtrennanlagen, da in die Kostenrechnung vor allem
der Verbrauch des Adsorptionsmaterials eingeht und dieser pro-
portional mit der Jodbelastung ansteigt.
- 78 -
spez. Kosten
DM/GWh
DM/kg SM
TDM
Betriebskosten
TDM
Invest. Kosten
Verfahren
o oin -=r
CO CO
o o
o oin D-vo in
3.000
3.000
Adsorption
bei Raumtemperaturanlage
bei Tieftemperaturanlage
2,60
0,1
oCO
OOin
cvi
Rektifikationsprozeß
2,60
o
ooo
OOin
C\J
Absorptionsprozeß
o
o
oVO
ooo
Permselektive Membranen
1,70
o
ooo
1.000
Einlagerung im tiefen
Untergrund
CO
CO
CO
*
o
Ücdß
bOß
ßß0U
cdcoctibO
0-OW
0•H
ß0-PC0O
oCvJ
cdEH
- 79 -
Prozeß
PUREX-Prozeß
THOREX-
Prozeß
Nr.
1
2
3
4
5
Alternative
1 Absorber 100 nr/h
1 Adsorber 300 m'/h
2 Adsorber à 1000 m^/h
Summe
1 Absorber 300 rrr/h
2 Adsorber à 1000 rn /h
Summe
1 Adsorber 300 nr/h
2 Adsorber à 1000 m^/h
Summe
1 Absorber 10 irr/h
3 Adsorber à 1000 m^/h
Summe
1 Adsorber 10 iir/h
3 Adsorber à 1000 m^/h
Summe
DM/kg SM
0,63
0,19
0,79
1,61
1,28
0,79
2,07
0,84
0,79
1,63
0,96
4,93
5,89
2,93
4,93
7,86
DM/GWh
2,7
0,83
3,42
6,95
5,63,42
9,02
3,73,42
7,12
1,0 .
5,13
6,13
3,1
5,13
8,23
Tab. 21: Kosten der Jodabtrennung
11.2 Kosten für die Tritiumabtrennung
In Tab. 22 sind die Kosten für die Tritiumabtrennung noch ein-
mal aufgeführt.
Mit den Alternativen 1 bis 7 kann eine 90 %-ige Tritiumabtren-
nung garantiert werden. Höhere Dekontaminationsfaktoren sind
wesentlich teurer. Die VOLOXIDATION in Verbindung mit der
Alternative 2, 3 oder 4 kann zu einer effektiven Tritiumab-
trennung herangezogen werden (DF 95).
Wird jedoch die maximale Tritiumemission einer Wiederaufarbei-
tungsanlage auf 10.000 Ci/a begrenzt, dann ist dies nur mit
einer Rektifikation erreichbar, deren Abscheidegrad am Kolonnen-
kopf 1000 beträgt. Die Rektifikationskosten steigen dadurch von
1,87 auf 54 DM/kg SM!
Nr.
1
2
3
1
5
6
7
8
9
Alternative
Rezyklieren
Lagern
Rezyklieren
Abgasreinigung
Flüssigtransport
Verklappen
Summe
Rezyklieren
Abgasreinigung
Betonieren u. Lagern am Ort
Summe
Rezyklieren
Abgasreinigung
Betonieren
Transport
Endlager (Salz)
Summe
Rezyklieren
Abgasreinigung
Rektifizieren
Transport (Typ B)
Verklappen
Summe
Rezyklieren
Abgasreinigung
Rektifizieren
Betonieren
Transport (Typ B)
Endlager (Salz)
Summe
Voloxidation
Rezyklieren
Abgasreinigung
Voloxidation
Flüssigtransport
Verklappen
Summe
Rezyklieren
Rektifizieren
Abgasreinigung
Betonieren
Transport (Typ B)
Endlager (Salz)
Summe
DM/kg SM
1,80
0,16
0,21-0,11
0,10-0,13
0,50-0,70
0,16
0,79
0,95
0,16
0,60-1,70
0,15-0,20
0,20-0,27
1,11-2,33
0,16
1,670,0»!
0.001
1,87
0,16
1,67
0,002-0,006
0,021-0,025
0.001-0.005
1,86 -1,87
2,20
0,16
2,2
0.25
0.1
2,71
54,00
0,16
0,005
0,025
0.005
5t,20
DM/GWh
7,72
0,71
1,03-1,89
O,ft3-O,57
2,17-3,17
0,71
2J2L
K.08
0,71
2,57-7,32
0,65-0,86
0.86-1.15
1,79-10,01
0,71
7,1.0
0,17
0,006
7,99
0,71
7,10
0,009-0,025
0,105-0,109
0.017-0.023
7,81 -7,85
9.50
0,71
9,51,03
O.»3
11,67
231,00
0,71
0,02
0,11
0.02
231,9
Tab. 22: Kosten der Tritiumabtrennung
- 81 -
Um diese hohen Kosten zu vermeiden ohne daß der Dekontamina-
tionsfaktor geringer wird, kann als Alternative zur Rektifi-
kation nur noch das Einpressen nahezu der gesamten wäßrigen
Prozeßströme im tiefen Untergrund gesehen werden. Dazu ist
aber ein Standort nötig, an dem dies möglich ist (Kap. 9).
Kosten hierfür waren nicht erhältlich.
1.1. 3 Kosten der Edelgasabtrennung
PUREX-Anlagen kommen mit einer Edelgasabtrennanlage aus. Wird
eine 99 %-ige Abtrennung angestrebt, dann erhöht sich bei die-
sen Anlagen lediglich der Durchsatz der Anlage, während bei
Wiederaufarbeitungsanlagen für HTR-Brennelemente eine zusätz-
liche Reinigungseinheit für das Verbrennungsabgas vorgesehen
werden muß.
Dadurch erhöhen sich die Kosten trotz der.um eine Größenord-
nung besseren Abgasdekontamination nur um den Faktor 2 bis 3,
während das THOREX-Fließschema zwar eine wirtschaftlich gün-
stigere Edelgasabtrennung des Auflöserabgases ermöglicht, aber
die Behandlung des Verbrennungsabgases ist wesentlich teurer.
Tab. 23 zeigt die Alternativen und die Kosten.
11.4 Zur Wirtschaftlichkeit der Abtrennverfahren
Obwohl das Jod durch sein chemisches Verhalten besonders schwer
in eine Abtrennanlage zu führen ist, kann es doch zu verhält-
nismäßig geringen Kosten im benötigten Maß abgeschieden und
einer Endlagerung zugeführt werden. Interessant ist, daß Wäscher
nur dann wirtschaftlich einzusetzen sind, wenn die quantitative
Freisetzung ins Abgas
1) bei einem definierten Prozeßschritt erfolgt und
2) die zu reinigende Abgasmenge klein ist.
Die Wirtschaftlichkeit des Adsorbers - geringe Investitions-
kosten - machen ihn zur Reinigung aller Prozeßabgase geeignet.
- 82 -
Prozeß
PUREX-
Prozeß
THOREX-
»r.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Alternative
Absorption 100 Nm'/h
300 Nm'/h
Transport und
Endlagerung
oder Lagerung am Standort
Summe
Rektifikation 100 Nm'/h
300 Nm'/h
Weiterbehandlung
Summe
Ausfrieren 100 Nm'/h
(He-Kreislauf) 300 Nm'/h
Weiterbehandlung
Summe
BypassfOhrung 100 Nm'/h
(kryptonverunreinigter ,Xe-Krelslauf) 300 Nm^/h
Weiterbehandlung
Summe
Bypassfahrung 100 Nm'/h
(Xe-Kreislauf) 300 Nm'/h
Weiterbehandlung
Summe
Absorption 10 Nm'/h
AKUT - KALC - Prozeß
Weiterbehandlung
Summe
Rektifikation 10 Nm'/h
AKUT - KALC - Prozeß
Weiterbehandlung
Summe
Ausfrieren ,(He-Kreislauf) 10 Nm^/h
AKUT - KALC - Prozeß
Weiterbehandlung
Summe
Bypassfahrung 10 Nm'/h(kryptonverunreinigterXe-Kreislauf)
AKUT - KALC - Prozeß
Weiterbehandlung
Summe
Bypassfahrung 10 Nm'/h(Xe-Kreislauf)
AKUT - KALC - Prozeß
Weiterbehandlung
Summe
DM/kg
1.4(
0,11
0,12
0,87
1,63-2,27
2,07
0.23-0.87
2,30-2,94
1,18
0.23-0,87
1,41-2,05
0.45
0.23-0,87
0,68-1.32
1,18
0.23-0.87
1,41-2,05
1.7
1^0
2.7
2.2
1.0
3,2
1.4
1.0
2.4
1,18
1,0
2,18
1,4
1,0
2.4
SM
2,80,11
0,12
0.87
3,03
4,38
0.23-0.87
4.61-5,25
2.36
0.23-0.87
2.59-3.23
1.86
0.23-0.87
2,09-2,73
2,36
0.23-0.87
2,59-3.23
1,7
28.2-29.5
1.0
30,9-32.5
2.2
28,2-29,5
1.0
31,4-32,5
1.4
28,2-29,5
1.0
30,6-31,9
1,18
28.2-29,5
1.0
30,38-32,68
1.4
28,2-29,51,0
30,6-31.9
DM/aWh
6.15
0,48
0,53
3.87.16-9.95
9.0
1.01-3.8
10.01-12.8
5.15
1.01-3.8
6.16-8.95
1.9
1.01-3.8
2,91-5,7
5.15
1.01-3.8
6.16-8,95
1.77
1,0
2.77
2,3
1,0
3.3
1,45
1,0
2,45
1.23
1,0
2.23
1.45
1,0
2.45
12.3
0,48
0,53
3.813,31-16.1
191.01-3.8
20.1-22.8
10.3
1.01-3.8
11,04-14,1
8,0
1.01-3.8
9,01-11,8
10,3
1.01-3.8
11,04-14,1
1.77
29,4-30,7
1.0
32,17-33,47
2.329.4-30.7
1.0
32.7-34,0
1.45
29.4-30.7
1.0
31,85-33.15
1.23
29,4-30,7
1.0
31,63-32,93
1.45
29,4-30,7
1.0
31,85-33.15
Tab. 23: Kosten der Edelgasabtrennung
- 83 -
Die Tritiumabtrennung wird erst dann zu einer Wirtschaftlich-
keit sf rage, wenn die genehmigten Emissionsraten gering sind.
Eine Kosten-Nutzenanalyse muß zeigen, ob die hohen Kosten
eine solche weitgehende Tritiumabtrennung rechtfertigen.
Auch die Kosten der Edelgasabtrennung zeigen ein recht unter-
schiedliches Verhalten. So wird man ohne allzugroße finanzielle
Belastung bei PUREX-Anlagen eine 99 #-ige Abtrennung erreichen,
während THOREX-Anlagen zwar eine 90 #-ige Abtrennung nur ge-
ringe Aufwendungen nötig machen, aber die für eine Behandlung
des Verbrennungsabgases nötigen Verfahren sind wegen des großen
Durchsatzes sehr teuer.
In Tab. 2k sind zusammenfassend Kosten, die bei der Abtrennung
flüchtiger Spaltprodukte anfallen, übersichtlich zusammenge-
stellt.
Abtrennfaktor
90 %
PUREX-Prozeft
THOREX-Prozeß
99 %
PUREX-ProzeR
THOREX-Prozeft
Kosten zur Abtrennung und
Tritium
2
2
230
230
- 12
- 12
- 210
- 210
Jod •
6 - 1 0
Weiterbehandlung 1
DM/HWh
"lüchtiger
Edelgase
32,2 -
9 -30
- 13
• 3,5
• 25
• 35
.Spaltprodukte
Summe
10 -
10 -
210 -
250 -
21
12
280
300
" Jod wird zu 99,9 % abgetrennt
. Tab. 24: Kosten der Abtrennung flüchtiger Spaltprodukte in
Abhängigkeit des Abscheidegrades
12. Zusammenfassung
Um die regionale und weltweite Strahlenbelastung der Bevölke-
rung auch langfristig deutlich unter der natürlichen Strahlen-
belastung zu halten, ist es nötig die Emissionen flüchtiger,
radioaktiver Spaltprodukte zu begrenzen, die vor allem in
Wiederaufarbeitungsanlagen freigesetzt werden. Diese Nuklide
sind vor allem -'Krypton, "jod, ^ Jod und Tritium.
Um ein sinnvolles Konzept zur Abtrennung dieser Radionuklide
zu entwerfen, ist es notwendig, ihr Verhalten zu analysieren.
Für die weitere Arbeit konnte davon ausgegangen werden,
daß die Spaltedelgase vollständig ins Abgas freigesetzt
werden,
daß das Tritium größtenteils in der wäßrigen Phase als
HTO verbleibt
und daß Jod sowohl in der wäßrigen Phase als auch im Ab-
gas unter Bildung anorganischer und organischer Verbin-
dungen auftritt.
Edelgase müssen somit lediglich aus den Prozeßabgasen des
Head-Ends vom PUREX- und THOREX-Prozeß abgetrennt werden.
Für eine weitgehende Spaltgasabtrennung (~ 90 %) genügt die
Reinigung des Auflöserabgases. Bei höheren Anforderungen
(99 % Abscheideleistung) müssen das Scherenabgas bei der LWR-
Wiederaufarbeitung bzw. das Verbrennungsabgas der HTR-Brenn-
elemente mit einbezogen werden. Um hohe Dekontaminationsfak-
toren zu erreichen, sollte die Abgasmenge so gering als mög-
lich gehalten werden, was durch geeignete konstruktive Maß-
nahmen des Auflösers (wie Schleußsysteme und rauchlose Auf-
lösung) zu erreichen ist. Außerdem muß das Abgas je nach Ab-
trennvorrichtung mehr oder weniger aufwendig vorgereinigt
werden (Abgaskonditionierung).
Technisch sinnvoll sind nur die Abtrennanlagen, die hohe Ver-
fügbarkeit mit leichter Bedienbarkeit, großen Abtrennfaktoren
und Betriebssicherheit vereinen. Solche Verfahren sind für die
Edelgasabtrennung in der Entwicklung. Zwei Abgasführungen bie-
ten sich an - der offene Spülgaskreislauf, bei dem das ge-
- 85 -
reinigte Abgas (im allgemeinen Luft) über den Kamin abgegeben
wird und der geschlossene Spülgaskreislauf, bei dem das ge-
reinigte Abgas (Stickstoff oder Edelgase) in den Auflöser re-
zykliert wird.
Das Verbrennen wird grundsätzlich wegen der großen Abgasmengen
im offenen System durchgeführt. Die Edelgasabtrennung beim
offenen Kreislauf kann durch Absorption oder Tieftemperatur-
rektifikation betrieben werden, während für die geschlossenen
Systeme Ausfriereinrichtungen oder Bypassführung vorzusehen
sind. Die abgetrennten Edelgase werden erst auf Flaschen ge-
füllt und später einem Endlager zugeführt.
Um eine möglichst weitgehende Tritiumabtrennung zu erreichen,
darf das Tritium nicht in den zweiten Extraktionszyklus ver-
schleppt werden oder mit Abgasen in Form von Wasserdampf (HTO)
oder HT emittiert werden, sondern es muß vollständig in der
wäßrigen Phase verbleiben. Aus dem Abgas entfernt man es
durch Oxidation zu HTO mit anschließender Abgastrocknung durch
Temperatursenkung und/oder Trockner auf Adsorptionsbasis.
Das Prozeßwasser wird weitgehend rezykliert, wodurch eine
Tritiumanreicherung im Prozeßwasser erreicht wird. Dieses
tritiierte Wasser wird an geeigneter Stelle einer Tritium-
rektifikation unterworfen. Hochangereichertes tritiiertes
Wasser wird einem Endlager zugeführt, während der an Tritium
abgereicherte Strom in den Wiederaufarbeitungsprozeß zurück-
geführt wird. In die Tritiumabtrennung werden die Kondensate
der Spaltproduktverfestigung einbezogen.
Aufgrund seines chemischen Verhaltens ist Jod am schwersten
auf wenige Prozeßschritte zu isolieren. Die Bemühungen gehen
dahin, das Jod im Auflöserschritt ins Abgas freizusetzen, um
somit die Verschleppung des Jods in den Extraktionsteil zu
verhindert, damit nicht signifikante Mengen an organischen
Jodverbindungen entstehen, die besonders schwierig abzutrennen
sind. Durch Einblasen von heißem Stickstoff oder Wasserdampf
in den Auflöser oder in jodhaltige Kondensate erfolgt quanti-
tativ die Überführung des Jods in die Gasphase, woraus es
mittels Adsorption an chemisch aktiven Sorbentien abgetrennt
- 86 -
werden kann. Ebenso können Wäscher benutzt werden, wobei zur
Einstellung der Waschlösung jodhaltige Kondensate mitverwandt
werden können. Trotz dieser Maßnahmen kann nicht verhindert
werden, daß Jod in alle Prozeßteile einer Wiederaufarbeitungs-
anlage verschleppt wird, so daß Abtrennanlagen für die Pro-
zeßabgase des hochaktiven Teils und für das Gesamtabgas der
Wiederaufarbeitungsanlage vorgesehen sein müssen. Diese Ab-
trennanlagen sind im allgemeinen Adsorber, wie sie auch für
das Auflöserabgas vorgesehen sein können. Die Adsorber müssen
ihre Eigenschaften auch bei verhältnismäßig hoher Luftfeuchtig-
keit und bei Anwesentheit von Stickoxiden behalten. Auch andere
Verunreinigungen des Abgases sollen keine Vergiftung des Ad-
sorbers verursachen, die dessen Funktionsfähigkeit einschränken.
Mit diesen Maßnahmen ist eine Reduktion der Jodemission um
> 99,8 % erreichbar.
Aus Gründen der Betriebssicherheit können brennbare Adsorber
(Aktivkohle) nicht für den Einbau in Wiederaufarbeitungsan-
lagen empfohlen werden und wurden somit nicht in die technisch-
wirtschaftlichen Untersuchungen einbezogen.
Bezieht man die Investitionskosten von Abtrennanlagen auf die
für die gesamte Wiederaufarbeitungsanlage, dann liegen die
Investitionskosten im Bereich zwischen 1 bis 10 %t bei einer
aufwendigen Tritiumabtrennung evtl. sogar noch darüber.
Die Kosten, die durch die Abtrennung der flüchtigen Spalt-
produkte auch bei großem Aufwand entstehen, werden jedoch
vergleichsweise so gering, daß sie auf die Stromgestehungs-
kosten so gut wie keinen Einfluß haben. Je nach Aufwand und
Typ der Wiederaufarbeitungsanlage erreichen die Kosten für die
Abtrennung der hier untersuchten Radionuklide einen Betrag
zwischen 10 und 200 DM/GWh. Diese Kosten zeigen deutlich, daß
die Abtrennung in erster Linie ein wissenschaftlich-technisches
Problem ist. Wirtschaftliche Aspekte spielen erst bei sehr
hohen Anforderungen an die Abtrennleistung eine Rolle.
- 87 -
A N H A N G
A. Beschreibung der Edelgasabtrennanlagen
A.l FREON-Prozeß
Der FREON-Prozeß ist zur Reinigung des Auflöserabgases von
Wiederaufarbeitungsanlagen nach dem THOREX- und PUREX-Prozeß
geeignet. Die Kapazität der Anlage liegt zwischen 30 und
150 Nm^/h Abgas. Ein vereinfachtes Fließbild zeigt Abb. 12.
Das Kernstück der Anlage sind 3 Füllkörperkolonnen, die nahe-
zu baugleich gestaltet sind.
Die Anlage arbeitet kontinuierlich. In der Absorptionskolonne
gehen die Edelgase aufgrund ihrer wesentlich kleineren HENRY-
Konstante in FREON 12 quantitativ in Lösung,während die Be-
standteile der Luft nur zu rund 20 % absorbiert werden. Die
HENRY-Konstante H kann nach [66] berechnet werden
H _ e(A + Bt)
für die Partialdrücke P* gilt somit
p. - x e(A + Bt)rn xn e
Für C02 als Absorbens kann die HENRY-Konstante H nach Angaben
in [72] berechnet werden
H n = P e( A + B t ) wobei
,<A • Bt) = | . H iBt_
H : HENRY-Konstante [atm]
t : Temperatur [ °C ]
P* : Partialdruck [atm]
P : Gesamtdruck [atm]
x : Molteile der Übergangskomponente in der Flüssig-
phase
y : Molteile der Übergangskomponente in der Gasphase
Index n: Bezeichnung des absorbierten Gases
Tab. 25 gibt die Werte der Konstanten A und B an.
- 89 -
H = e(A + Bt)
Absorbens
FREON 12 [68]
H = p . e(A + Bt)
Kohlendioxid
Gas
Krypton
Xenon
Stickstoff
Sauerstoff
Argon
Gas
Krypton
[72][87]
Konstanten
A
4,65
3,6
6,44
5,99
5,83
A
1,65
0,854
B
0,0165
0,022
0,0029
0,0069
0,0089
B
- 0,032
- 0,032
Tab. 25:. Konstanten zur Berechnung der HENRY-Konstante
In der zweiten Kolonne werden die absorbierten Anteile des
Trägergases ausgetrieben und in den Abgasstrom vor Kolonne 1
geführt, um die mitausgetriebenen Edelgase nicht freizusetzen.
Das nur noch mit Edelgasen beladene FREON wird in Kolonne 3 -
dem Stripper - von diesen befreit und über einen Vorratsbe-
hälter erneut in den Absorber eingespeist. Das Edelgas wird
am Kopf der Kolonne entnommen und auf Flaschen gefüllt.
Frigen 12 ist ein bekanntes Kältemittel mit sehr günstigen
Eigenschaften
Kontinuierlicher Prozeß
Auf die Abgaskonditionierung ist keine große Sorgfalt
aufzuwenden.
Naçhteile_des_Verfahrens_sindjL
Produktgas ist nicht ohne korrosive Verunreinigungen zu
gewinnen
Es sind drei Kolonnen nötig
Anlage arbeitet bei hohem Druck und recht niedriger
Temperatur
Bei kleinen Eingangskonzentrationen bisher zu geringe
Abtrennwirkung.
A.2 Der KALC-Prozeß
Das Fließbild gleicht dem des PREON-Prozesses. Es kann aber
auf die Fraktionierkolonne verzichtet werden, wenn die Stick-
stoff anteile im Abgas des Verbrennungshead-Ends klein sind.
Trägergas und Lösemittel sind identisch. Die Löslichkeit für
Xe und Kr ist kleiner, bzw. die HENRY-Konstante ist größer, als
beim FREON-Prozeß. Somit vergrößert sich die Zahl der theo-
retischen Böden. Auch die Eintrittskonzentration der Edelgase
im C02 ist wesentlich geringer als beim FREON-Prozeß. Daraus
ergibt sich auch, daß der umlaufende flüssige C02-Anteil sehr
groß ist. Die Anlage wird zwischen - 45°C und - 10°C und bei
rund 20 dtm Druck betrieben. Das Verhältnis flüssig-gasförmig
kann den Wert 15 und die Höhe der Kolonnen 10 m bei einem
Durchmesser von rund 0,5 m erreichen.
Auch bei guter Isolierung müssen bei den bestehenden Verhält-
nissen mit großen Wärmeverlusten gerechnet werden, da die
Größe der Anlage eine Vakuumisolierung verbietet. Vorteilhaft
ist an sich auch, daß nicht das gesamte Abgas verflüssigt wer-
den muß. Energetisch ist somit der KALC-Prozeß günstiger als
der AKUT-Prozeß.
Im folgenden sind die wichtigsten Komponenten, die Investi-
tions- und Betriebskosten der Absorptionsverfahren aufgestellt.
Investitionskosten (in TDM)
Baukörper
600 m 3 a 1000 DM/m3
UOOO m 3 a 1000 DM/m3
Prozeßeinrichtung
Abgaskonditionierung
3 Kolonnen
0 = 0,2 m, H = h m
0 = 0,5 m, H = 10 m
Kompressoren, Pumpen
Kälteanlage
Lagertank (Lösungsmittel)
Abgaslagertank
Wärmetauscher, Rohrleitungen
Flaschenabfüllung
Meß- und Regeltechnik
andere Behälter
Hilfseinrichtung und Montage
Ingeni eur le i stung
Einrichtungsnebenkosten
Unvorhergesehenes
Summe
80
100
100
350
100
100
600
100
750
90
FREON-Prozeß
(100 Nm3/h)
600
2720
2000
1000
1000
1680
9000
KALC-Prozeß
(2000
8000
800
1000
2000
300
600
36OO
200
6000
600
Nm3/h)
Uooo
23^00
8000
6000
5000
3600
50000
Bei Berücksichtigung des Scherenabgases erhöht sich die Abgasmenge auf
rund 300 Nm /h für den PUREX-Prozeß. Wenn ein Vergrößerungsexponent von
0,6 zugrunde gelegt wird, verdoppeln sich für diesen Fall die Investitions-
kosten auf
18000
3Bei einem Abgasanfall von 10 Nm /h (Auflöserabgas des THOREX-Prozesses)
verringern sich die Investitionskosten auf
2200
Betriebskosten
Elektrizität
Kühlwasser
Heizdampf
Chemikalien (Frigen)
Wartung und Reparatur
120 Flaschen â 330 DM
Verbrauchsmaterialien
Unvorhergesehenes
PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
THOREX-Prozeß (10 Nm3/h)
Kostenrechnung (FREON-Prozeß)
für PUREX-Prozeß (100 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für THOREX-Prozeß (10 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
Kostenrechnung (KALC-Prozeß)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
FREON-Prozeß
30
15
10
50
100
70
30
k5350
KALC-Prozeß
220
110
70
150
70
50
80
750
700
180
1 800 000 DM/a
350 000 DM/a
2 150 000 DM/a = 1 ,U DM/kg SM oder
6,2 DM/GWh
3 600 000 DM/a
700 000 DM/a
h 300 000 DM/a = 2,8 DM/kg SM oder
12,3 DM/GWh
000 DM/a
180 000 DM/a
620 000 DM/a
10 000 000 DM/a
750 000 DM/a
10 750 000 DM/a
= 1,7 DM/kg SM oder
1,8 DM/GWh
=29,5 DM/kg SM oder
30,7 DM/GWh
- 93 -
A.3 AKUT-Prozeß
Der AKUT-Prozeß wurde - wie der KALC-Prozeß - zur Reinigung des
Verbrennungsabgases entwickelt. Die technische Durchführbarkeit
•des Prozesses ist erwiesen. Im Gegensatz zu diesem ist es ein
Prozeß, der mit der vollständigen Verflüssigung des Abgases
arbeitet. Das Abgas wird dann rektifiziert, und am Kopf der
Kolonne wird Krypton und Xenon entnommen. Die Kolonne arbeitet
mit nahezu unendlichem Rücklauf. Im Sumpf wird das von Edelgasen
befreite C0~ zusammen mit der Masse des noch im Abgas vorhande-
nen Sauerstoffs abgezogen. Abbildung 4 zeigt ein vereinfachtes
Fließbild. Vorteilhaft bei dieser Anlage ist, daß sie bei Umge-
bungstemperatur arbeitet. Es sind allerdings erhebliche Drücke
aufzubringen. Um diese Drücke nicht noch weiter ansteigen zu
lassen, ist es notwendig, darauf zu achten,daß der Stickstoff-
anteil im Abgas möglichst gering gehalten wird. Bei höheren
Stickstoffanteilen muß andernfalls nicht nur der Druck weiter
erhöht sondern ebenfalls auf tiefere Temperaturen ausgewichen
werden, um zu erreichen, daß alle Abgasanteile im flüssigen CO-
gelöst sind. Daraus ergibt sich die Forderung, daß die Verbren-
nung mit reinem 0 ? durchgeführt werden sollte.
Der theoretisch höhere Energiebedarf beim AKUT-Prozeß im Ver-
gleich zum KALC-Prozeß wird durch geringe Wärmeverluste der
Rektifikation zum Teil ausgeglichen. Die Investitionskosten
sind wegen des einfachen Fließschemas geringer.
Zur Komponentenbeschreibung sei auf die folgende Investitions-
kosten- und Betriebskostenschätzung verwiesen.
Investit ionskosten (in TDM)
Baukörper (1+000 m3 a 1000 DM)
AKUT-Prozeß (2000 Nm3/h)
i+ooo
Prozeßeinrichtung
Abgaskonditionierung
Rekt ifikat ionskolonne
(0 = 0,5 m, H = 10 m,
Betriebsdaten: TO bar, 10 °C)
Druck- und Ausgleichsbehälter
Abfüllstation
Wärmetauscher und Rohrleitungen
Meß- und Regeltechnik
Abgaslagertank
Kälteanlage
Kompressoren, Pumpen
Hilfseinrichtung und Montage
Ingenieurleistung
Einrichtungsnebenkosten
Unvorhergesehenes
8000
500
2000
200
2000
1+000
600
1000
1500
19800
8000
6000
5000
3200
Betriebskosten
Elektrizität
Kühlwasser
Heizdampf (1 t/h)
Wartung und Reparatur
Verbrauchsmat eri ali en
120 Flaschen a 330 DM
Unvorhergesehenes
Ko s t enr e chnung
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
9 200 000 DM/a
1 100 000 DM/a
10 300 000 DM/a
1+6000
500
250
70
130
30
70
1100
28,2 DM/kg SM oder
29,1+ DM/GWh
- 95 -
A.U Rektifikationsanlagen zur Edelgasabtrennung aus dem Auflöserabgas
All diesen Verfahren ist die tiefe Temperatur, bei der die Rektifikation be-
trieben wird, gemeinsam. Die Abmessungen der Tieftemperaturabtrennanlage ist
jedoch so klein, daß sie in ein Edelstahlgefäß eingebaut werden kann (Hoch-
vakuumisolationsbox), das evakuiert wird. So kann die nötige Isolation ohne
übermäßigen Aufwand sichergestellt werden. Die Edelgasabtrennung aus dem Spül-
gas "Luft" ist technisch am weitesten fortgeschritten. Für dieses Verfahren
liegen erste Angebote der Industrie für den Einsatz in Wiederaufarbeitungs-
anlagen vor [U3]. Nachteil dieses Verfahrens ist die Säuerstoffabtrennung aus
dem Spülgasstrom. Die elektrolytische Erzeugung des dazu nötigen Wasserstoffs
ist teuer. . 1
Weitergehende Überlegungen zielen auf die Umgehung dieses energieintensiven
Schrittes. Dies gelingt,wenn man Stickstoff als Auflöserspülgas benutzt. Da-
mit setzt man den geschlossenen Spülgaskreislauf voraus, was den Einsatz von
Helium als Spülmedium nahelegt. Damit wird nicht nur die H -Erzeugung einge-
spart, sondern die Rektifikationsanlage wird durch einfache Kühlfallen ersetzt,
in denen das gesamte Spaltgas und andere flüchtige Verunreinigungen ausgefroren
werden können.
Mit diesem Verfahren verwandt sind die schon kurz erläuterten Spülgas führ ungen,
die das Spaltedelgas selbst als Spülgas nutzen. Die Spülgaskreislaufführung
eignet sich besonders für die Auflöser in Anlagen nach dem THOREX-Prozeß, da
diese kontinuierlich betrieben werden und daher nur sehr geringe Spülgasmengen
benötigen. In Tabelle 26 sind die Vor- und Nachteile der möglichen Systeme noch
einmal gegenübergestellt. Über die Kosten gibt für PUREX- und THOREX-Anlagen
Tabelle 23 Auskunft. Die Abbildungen ii+undi6 bis 18 zeigen die vereinfachten
Fließbilder. Besonders wichtig ist in diesem Zusammenhang das Scherenabgas, das
zusammen mit dem Auflöserabgas gereinigt wird, wenn Dekontaminationsfaktoren
> 99 % verlangt werden. Eine Rezyklierung von Sauerstofffreiem Spülgas ist be-
sonders schwierig, da auch die Schere in den Bereich mit geringen Leckagen
einbezogen werden muß.
Die wichtigsten Komponenten sind bei der Schätzung der Investitionskosten an-
geführt. Die Angaben sind für das Auflöserabgas von Wiederaufarbeitungsanlagen
für LWR-Brennelemente ermittelt worden. Der maximale Durchsatz beträgt
100 Nm /h für diese Anlagen. Wird das Scherenabgas in die Reinigung einbezo-
gen, so verdreifacht sich die nötige Kapazität, während zur Reinigung des
Auflöserabgases von Thorexanlagen eine solche von 10 Nm /h ausreicht.
- 96 -
Spülgas
Luft
offener
Kreislauf
N2geschlossener
Kreislauf
He
Xe
ohne
Krypton-
abtrennung
Xe
mit
Krypton-
abtrennung
Vorteile
steht am Beginn des Ein-
satzes in WA;
keine Sonderkonstruktionen
für Auflöser nötig
geringere Energiekosten
und hohe Dekontaminations-
faktoren sind zu erwarten
noch geringere Energieko-
sten, da Verflüssigung des
gesammten Abgases entfällt,
vereinfachtes Fließschema,
sehr hoher Abtrennfaktor
hoher Abtrennfaktor,
sehr einfaches Fließschema,
sehr geringe Energie-
kosten
sehr hoher Abtrennfaktor,
Krypton fällt in hoher
Konzentration an,
einfaches Fließbild,
geringe Energiekosten
Nachteile
hohe Energiekosten durch H_-
Erzeugung
(im Verhältnis hohe In-
vestitionen)
Auflöserkonstruktion muß
Spülgaskreislauf einbeziehen,
hohe Investitionen,
nicht Stand der Technik
He-Kosten,
nicht Stand der Technik,
Auflöserkonstruktion muß
Spülgaskreislauf einbe-
ziehen
bisher nirgens erprobt,
hohe Kryptonanteile im ge-
samten Spülgaskreislauf
und deshalb besonders hoher
Aufwand an die Dichtigkeit
des Kreislaufes,
bei hohen Spülgasraten
nicht einzusetzen
bisher nirgens erprobt,
Auflöserkonstruktion muß
Spülgaskreislauf einbeziehen,
bei hohen Spülgasraten
nicht einzusetzen
Tab. 26 : Gegenüberstellung der hier behandelten Edelgasabtrennanlagen
- 97 -
§2Ülgas_"Luft"_{offener_Kreislaufi_200_Nmf/h_)
Investitionskosten (in TDM)
Baukörper (100 m3 â 1500 DM/m3)
Prozeßeinrichtungen
H -Erzeugung
Sauerstoffentfernung
Abtrenneinheit
Hilfseinrichtung und Montage
Ingenieurleistung
Einrichtungsnebenkosten
Unvorhergesehenes
Summe
Investitionskosten bei Berücksichtigung
des Scherenabgases (PUREX-Prozeß 300 Nm /h)
Investitionskosten (THOREX-Prozeß 10 Nm /h)
Betriebskosten
Elektrizität (2100000 kWh/a)
Kühlwasser (200000 m /a)
flüssiger Stickstoff (700 m3/a a 0,7 DM/l)
Heizdampf (10 kg/h)
120 Flaschen a 330 DM
Wartung und Reparatur
anderes "Verbrauchsmaterial
Unvorhergesehenes
PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
THOREX-Prozeß (10 Nm3/h)
Kostenrechnung
für PUREX-Prozeß (100 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
150
5500
26000
3300
200
100
100
10
U0
70
20
K)
550
1U50
150
2 600 000
550 000
3 150 000 ^2,1 DM/kg SM oder
9,0 DM/GWh
- 98 -
für PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für THOREX-Prozeß (10 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
5 200 000 DM/a
000 DM/a
6 650 000 DM/a £ h,k DM/kg SM oder
12,1 DM/GWh
660 000 DM/a
150 000 DM/a
810 000 DM/a ^ 2,2 DM/kg SM oder
2,3 DM/GWh
Spülgas Xenon^ (ges£hlossener_Kreislauf _ojhne Kr -Abtrennung^ V30 Nm_/h)
Investitionskosten (in TDM)
Baukörper (150 m a 1000 DM 150
Prozeßeinrichtungen
spezielle Schleuß- und Vakuumeinheit
für Auflösereinheit
Kühlfalle mit Stripeinxichtung
Fias chenabfüllstati on
Kompressor
katalytischer Ofen
Adsorber
Druckausgleichsbehälter und Lagertank
mit Kühleinrichtung
Rohrleitungen (Armaturen, Flansche)
und Wärmetauscher
Meß- und Regeltechnik
Hilfseinrichtungen und Montage
Ingenieurleistung
Einrichtungsnebenkosten
Unvorhergesehenes
2000
50
100
100
500
50
200
100
500
2500
1500
800
850
TOO
Summe 6500
-99 -
Investitionskosten "bei Berücksichtigung
des Scherenabgases (PUREX-Prozeß, 300 Nm /h)
Investitionskosten (THOREX-Prozeß, 10 Nm /h)
Betriebskosten
Wasserstoff (3000 Nm3 H /a)3Kühlwasser (1 m /h)
Kaltwasser (0,1 m /h)
Elektrizität (lUUoOO kWh)
120 Flaschen â 300 DM
anderes Verbrauchsmaterial
Wartung und Reparatur
Unvorhergesehenes
PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
THOREX-Prozeß (10 Nm3/h)
Kostenrechnung
für PUREX-Prozeß (100 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für PUREX-Prozeß (300 Nm /h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für THOREX-Prozeß (10 Nni /h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
13000
1650
10
10
7
15
35.
560
8
150
220
100
5U0 000 DM/a
150 000 DM/a
690 000 DM/a •= 0,1+5 DM/kg SM
oder 1,9 DM/GWh
2 600 000 DM/a
220 000 DM/a
2 820 000 DM/a ^ 1,86 DM/kg SM
oder 8,0 DM/GWh
330 000 DM/a
100 000 DM/a
U30 000 DM/a = 1,18 DM/kg SM
oder 1,23 DM/GWh
- 100 -
Spulgas_"Heli\m"_oder_"Xenon"_{gesçhlossener_&eislauf^_2P0_Nm_/ha_Xenonkreis-
Investitionskosten (in TDM)
Baukörper (150 m3 a 1000 DM/m3)
Prozeßeinrichtungen
spezielle Schleuß- und Vakuumeinheit
für Auflösereinheit 1500
Kompressor (30 KW) 100
katalytischer Ofen 500
Flaschenabfüllstation 100
Ausfriereinheit (bei Xe-Kreislauf 100
stattdessen 1 Kolonne)
Wärmetauscher und Rohrleitungen 200
Adsorber . 50
Druckausgleichsbehälter und Lagertank 100
Meß- und Regeltechnik 550
Hilfseinrichtungen und Montage
Ingenieurleistungen
Einrichtungsnebenkosten
Unvorhergesehenes
Summe
Investitionskosten bei Berücksichtigung
des Scherenabgases (PUREX-Prozeß, 300 Nm /h)
Investitionskosten (THOREX-Prozeß, 10 Nm /h)
Betriebskosten
Wasserstoff (100 Nm3/a)
Kühlwasser (2 m /h)•a
Kaltwasser (0,2 m /h)
Elektrizität (250000 kWh/a)
120 Flaschen a. 300 DM
Verbrauchsmaterialien
Wartung und Reparatur
Unvohergesehenes
150
3200
1800
1000
1000
850
8000
16000
2000
10
10
15
25
35
10
70
200
- 101 -
PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
THOREX-Prozeß (10 Nm3/h)
Kostenrechnung
für PUREX-Prozeß (100 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für THOREX-Prozeß (10 Nm /h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
1 600 000 DM/a
200 000 DM/a
1 800 000 DM/a ^
3 200 000 DM/a
1+00 000 DM/a
i+oo
110
1,2 DM/kg SM oder
5,2 DM/GWh
A3 600 000 DM/a =x 2,1+ DM/kg SM oder
10,3 DM/GWh
1+00 000 DM/a
110 000 DM/a
510 000 DM/a ^ 1,1+ DM/kg SM oder
1 ,5 DM/GWh
B. Abtrennanlagen für Spaltjod
Der Jodabsorber dient zur quantitativen Abtrennung des Spaltjods und wird dem
Prozeßschritt zugeordnet, bei dem das Jod zum größten Teil ins Abgas freige-
setzt vird. Somit muß zur qualitativen Reinigung der Abgase dem Wäscher noch
ein Adsorber zugeordnet sein, der auch in der Kostenrechnung zu berücksich-
tigen ist. Jodadsorber sind außerdem für alle jodhaltigen Abgasströme vorzu-
sehen. Die hohen Kosten für das Adsorptionsmaterial werden durch die Verwen-
dung eines Wäschers jedoch vermieden. Die Kosten für den IODOX-Prozeß liegen
in der gleichen Größenordnung wie die für den hier aufgeführten Wäscher.
Die Kostenrechnung zeigt, daß - vom wirtschaftlichen Standpunkt aus betrach-
tet - der Wäscher vor allem dann eingesetzt werden sollte, wenn es sich um
kleine Abgasmengen mit relativ hoher Jodbelastung handelt. In allen anderen
Fällen ist der Adsorber die wirtschaftlichste Alternative.
- 102 -
Investitionskosten (in TDM)
Baukörper (3000 m3 a 2000 DM/m3) 600
Prozeßeinrichtungen
2 Absorptionskolonnen (0 = 0,7 i,
H = 5 m) 120
2 Konzentratoren (Filter) 50
2 Absolutfilter 15
h Gebläse 20
h Strahlpumpen 20
Kondensatoren 100
Erhitzer 30
Rohrleitungen 60
Meß- und Regeltechnik 135
550
Hilfseinrichtungen und Montage 200
Ingenieurleistungen 300
Einrichtungsnebenkosten 150
Unvorhergesehenes 200
2000
Investitionen für Jodadsorber 1000
Summe 3000
Investitionskosten bei Berücksichtigung
des Scherenabgases (PUREX-Prozeß, 300 Nm3/h) 6000
Investitionskosten (THOREX-Prozeß, 10 Nm3/h) 750
Betriebskosten
Energiekosten (Elektrizität 35OOOO kWh/a)
Kühlwasser (6,5 m /h)
Wartung und Reparatur
Chemikalien (vor allem Quecksilber)
Adsorbermaterial
30 Rollsickenfässer à 70 DM
Unvorhergesehenes
350
- 103 -
PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
THOREX-Prozeß (10 Nm3/h)
Kostenrechnung
für PUREX-Prozeß (100 Nm /h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für THOREX-Prozeß (10 Nm /h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
700
200
600 000 DM/a
350 000 DM/a
950 000 DM/a ^ 0,63 DM/kg SM oder
2,7 DM/GWh
1 200 000 DM/a
750 000 DM/a
A1 950 000 DM/a = 1,28 DM/kg SM oder
5,6 DM/GWh
150 000 DM/a
200 000 DM/a = 0,96 DM/kg SM oder
1,0 DM/GWh
- 104 -
Jodadsorber (Adsorptionsmaterial AC 6120 , PUREX-Prozeß. 100 Nm /h)
Investi t ionskosten (in TDM)
Baukörper
10 m3 Zellenraum a 3000 DM/m3 30
10 m Bedienungsraum a. 1500 DM/m 15
1 Tür 30
75
Prozeßeinrichtungen
2 Wärmetauscher zur Abluftvorwärmung
auf 150 °C
2 Gebläse für 75 m3/h
Rohrleitungen für Abgasführung
Wärmeschrank
Meß- und Regeltechnik
Hilfseinrichtungen und Montage
Ingeni eurle i stungen
Einrichtungsnebenkosten
Un vor h er «res ph pnes
3
710
20
_70
110
50
50
Uo25
Summe 350
Investitionskosten bei Berücksichtigung
des Scherenabgases (PUREX-Prozeß, 300 Nnr/h) 700
Investitionskosten (THOREX-Prozeß, 10 Nm /h) 100
Betriebskosten
Energiekosten (70000kWh/a) 7
Adsorbermaterial (k t/a in 200 1-Fässern,
das sind 30 Fässer/a) 1000
Wartung und Reparatur 30
Ersatzinvestitionen 13
Unvorhergesehenes 10
1060
PUREX-Prozeß (300 Nm3/h) 1150
THOREX-Prozeß (10 Nm3/h) 1050
- 105 -
Kostenrechnung
für PUREX-Prozeß (100 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für PUREX-Prozeß (300 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
für THOREX-Prozeß (10 Nm3/h)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
60 000 DM/a
1 060 000 DM/a
1 120 000 DM/a = OJk DM/kg SM oder
3,2 DM/GWh
1UO 000 DM/a
1 150 000 DM/a
1 290 000 DM/à ^ 0,8U DM/kg SM oder
3,7 DM/GWh
20 000 DM/a
1 050 000 DM/a
1 070 000 DM/a ^ 2,93 DM/kg SM oder
3,1 DM/GWh
- 106 -
c. Beschreibung der Tritiumabtrennanlage
Für die Tritiumabtrennung kommt vor allem der Rektifikationsprozeß in Frage.
Die Kostenschätzungen in [2] können eine 99 $~ige Tritiumabtrennung nicht
garantieren, da die Rezyklierung eine hohe Kontamination aller Stoffströ-
me verursacht, wodurch geringe Leckagen nicht zu verhindern sind.
Nur durch eine weitgehende Dekontamination der rezyklierten Prozeßabwässer
kann ein so hoher Abtrennfaktor erreicht werden. Dazu sind zwei Maßnahmen
notwendig :
- Vergrößerung des Abreicherungsfaktors am Kolonnenkopf auf 1000
- und Vergrößerung der Speiselösungsmenge auf 1,2m /h
Zusammenfassend sind die Auslegungsdaten in Tabelle.27 aufgeführt. Der
Betriebsdruck in der Kolonne liegt bei rund 200 mbar.
Parameter
Tritiumentzug
Speiselösungsmenge
Speiselösungskonzentration
Konzentratmenge
Konzentratkonzentration
Kolonnen:
Anzahl
geometrische Daten
•
Abreicherungsfaktor der
200
16O
2 600
0
800 000
2
0 = 1,2
Höhe: 22
2
Ci/h
l/h
Ci/m3
,25 l/h
Ci/m3
m und 0,6 m
? m
Rektifikation
1000
200
1 200
200
0,25
800 000
It
Ci/h
l/h
Ci/h
l/h
Ci/m3
Durchmesser bis
5,5 mHöhe bis zu 70 m
Tab. 27: Auslegungsdaten für die Tritiumrektifikation [2,
Daraus ergibt sich für die Rektifikation die folgende Ermittlung der In
vestitionskosten und Betriebskosten, die auf Angaben der Firma SULZER
zurückgehen.
Die Prozeßabgase werden vom Tritium durch drei Schritte gereinigt :
- 107 -
Kondensation von Wasserdampf im Abgas
Katalytische Verbrennung von Wasserstoff zu Wasser
- Adsorption des restlichen Wassers an geeignete Sorbentien
Der erste Punkt geht nicht in die Kostenrechnung für die Tritiumabtrennung
ein. Die Investitionskosten für den zweiten und dritten Punkt belaufen sich
insgesamt auf 1 000 000,—DM
davon 5 % Betriebskosten 50 000,—DM
Kostenrechnung
für PUREX- und THOREX-Prozeß
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
200 000 DM/a
50 000 DM/a
250 000 DM/a = 0,16 DM/kg SM oder
0,71 DM/GWh
Die Tritiumabtrennung aus dem Auflöserabgas erfolgt zusammen mit der Abgas-
konditionierung für die Edelgasabtrennung. Ebenso sind die Kosten für die
Tritiumabtrennung aus dem Verbrennungsabgas in den für das KALO bzw. AKUT-
Verfahren enthalten.
Investitionskosten
(in TDM)
Baukörper
1800 m 3 a 825 DM/m3
10000 m 3 a 825 DM/m3
Prozeßeinrichtung
Hilfseinrichtung und Montage
Ingenieurleistungen
Einrichtungsnebenkosten
Unvorhergesehenes
Abreicherungsfaktor
2 1000
1500
10000
100000
Hoooo30000
10000
20000
Summe 7500 210000
- 108 -
Betriebskosten
Heizdampf (2*107 kg/a)
Kühlwasser (1*10 m3/a)
Kaltwasser (23000 m /a)
Elektrizität (77OOOkWh/a)
Wartung
Ersatzinvestitionen
Unvorhergesehenes
Kostenrechnung
(Abreicherungsfaktor 2)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
(Abreicherungsfaktor 1000)
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
uoo15
8
60
20
1020 i+oooo
1 500 000 DM/a
1 020 000 DM/a
2 520 000 DM/a 2 1,68 DM/kg SM
oder 7,2 DM/GWh
1+2 000 000 DM/a
1+0 000 000 DM/a
D.
82 000 000 DM/a ^ 5^,00 DM/kg SM
oder 23l+,00 DM/GWh
Kosten für die Weiterbehandlung abgetrennter flüchtiger Spaltprodukte
Unter der Weiterbehandlung abgetrennter Spaltprodukte ist im allgemeinen der
Transport zu einem geeigneten Endlager und die sich anschließende Einlagerung
zu verstehen. Nennenswerte Kosten für den Transport treten nur auf, wenn dazu
Typ B-Behälter benötigt werden. Der jodhaltige Abfall gehört nicht in diese
Kategorie (1 - 2 Ci 129Jod pro 200 1 Faß).
Spaltedelgase können auch in einem geeigneten Lager am Standort gelagert
werden, wenn die Sicherheit einer solchen Anlage gewährleistet ist.
- 109 -
Typ B-Behälter für 5 Flaschen a 50 1 Inhalt
2 Transportbehälter (10 t) für jeweils 5 Flaschen
Transport (2 Behälter Jülich-Asse und zurück)
Kostenrechnung
20 % der Investitionskosten
12 Transporte
600 000 DM
1+ 000 DM
120 000 DM/a
U8 000 DM/a
168 000 DM/a "= 0,11 DM/kg SM oder
0,lt8 DM/GWh
Charterkosten für ein 2500 t Schiff (15 Tage)
Hafenumschlagkosten
180 000 DM
h 200 DM
Kostenrechnung 185 000 DM/a = 0,12 DM/kg SM oder
0,53 DM/GWh
Lagerzeit insgesamt rund 150 Jahre
1 Lagerhalle für 1500 Flaschen (Kapazität für 10 Jahre)3 3
2000 m umbauter Raum a 3000 DM/m einschließlichaller Einrichtungen
Betriebskosten
2 % der Investitionskosten
6 000 000 DM
120 000 DM
Kostenrechnung
20 % der Investitionskosten
Betriebskosten
1 200 000 DM/a
120 000 DM/a
1 320 000 DM/a ^ 0,87 DM/kg SM oder
3,8 DM/GWh
- 110 -
120E_. Vergleich zweier Verfahren zur Berechnung maximaler Jod-Emissionen
E.1 Berechnung der maximalen Freisetzung aufgrund der spezifischen
Aktivität des 129Jod in der Luft [11, 1U, 18]
r 129 127 TDie Konzentration k. [g Jod/g Jodjmuß die Voraussetzung
k = k. . = k . = kj, Luft j, Weide j , Milch j, Schilddrüse
erfüllen. Der Jodgehalt der Schilddrüse errechnet-sich nach
J In2
127I : tägliche Jod-Aufnähme (30 yg/d ) «)
U : Anteil, der in der Schilddrüse angereichert wird (35129.
iC-LL. VUI1
129-
T„: "biologische Halbwertszeit von Jod in der Schilddrüse (23 d)
Der maximal zulässige Jod-Gehalt der Schilddrüse qf? [yCi] "beträgt
D.*mqfp =~J—- -5,l+.10 5
E
D.: jährliche Dosisleistung (90 mrem/a)
m : Masse des kritischen Organs (Schilddrüse = 1,8 g)S 129
E : effektive, vom Gewebe aufgenommene Energie je Jod-Zerfall (0,068 MeV)Die begrenzende spezifische Aktivität berechnet sich nach
2A =spez G>
J
Der Jodgehalt der Luft in Jülich beträgt 0,03*10 yg Jod/m Luft.
Damit berechnet sich die begrenzende spezifische Aktivität für Jülich zu
A = 6,2-10~7 yCi 129Jod/yg 12TJod
die begrenzende Konzentration K. in der Luft zu
K^ » 1.86-10"7 yCi 129Jod/m3
"alle Werte gültig für Kleinkinder
- Ill -
E.2 Berechnung der maximalen Freisetzung aufgrund der absoluten
Aufnahme von 129Jod [11, 1^, 17]
Die Dosisleistung berechnet sich nach
Dj =ggJ.-c..x-RE.
Tv,j,eff V - V f lc. = v • —"-* •3 g In2 L
T . w'f *fvi eff w 1 —J> = T ; 2 - ^ = A ; R -x-v -T -A = CIn2 L fiJ g
Dj = ggj' C
D.R-..- J-
; .*x*v « T # Aff "I ff
129A : gibt die Radioaktivität des Jod in der Milch im Verhältnis zu der
des Weidegrases an (0,2 m /l)
x : Ausbreitungsfaktor (5*10 s/m )
T : mittlere Lebensdauer des Jodisotopes auf der Grasnarbe
(20,2 d)
v : Ablagerungsgeschwindigkeit (0,8 cm/s)o
Ej : Emissionsrate [ci/a]
g . : Ingestionsdosisfaktor (715*10 )gJ Ci-s
D. : Dosisleistung (90 mrem/a)J
E.3 Vergleich der maximalen Freisetzungsraten
Errechnete Freisetzung nach
Kapitel E.1 32 mCi/Tag
Kapitel E.2 16 mCi/Tag
Die Voraussetzung in Kap. E.1 k. = const, erscheint problematisch., da derJ
natürliche Jodgehalt der Luft in anderen chemischen Verbindungen vorliegt
als das von Wiederaufarbeitungsanlagen emittierte Jod. Kann die Voraussetzung
als erfüllt betrachtet werden, dann liefert dieses Verfahren bei guten
Kenntnissen der meteorologischen Gegebenheiten genaue Werte.
- 112 -
Es "bevorzugt Standorte, bei denen von Natur aus hohe Konzentrationen an
Jod in der Luft vorliegen; also vor allem küstennahe Standorte.
Das zweite Verfahren läßt den natürlichen Jodgehalt der Luft unberücksich-
tigt und ist insofern nicht Standortabhängig. Die Ergebnisse sind im allge-
meinen konservativer. Da dieses Verfahren auch zur Berechnung der Jod-Be-
lastung herangezogen wird, bietet es die Gewähr, allgemein anerkannt zu werden,
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Herrn Professor Dr. E. Merz danke ich sehr, daß er diese Arbeit
ermöglichte und förderte.
Herrn Professor Dr. R. Schulten danke ich für die Übernahme des
Korreferates.
Herrn Dr. Laser bin ich für das stete Interesse und die vielen
anregenden Diskussionen zu großem Dank verpflichtet.
Mein Dank gilt auch besonders dem Institut für Chemische Tech-
nologie der Kerr.forschungsanlage Jülich, dem Lehrstuhl für
Reaktortechnik der Technischen Hochschule Aachen und allen
Mitarbeitern am Forschungsvorhaben "Radioaktive Umweltbelastung
in der Bundesrepublik Deutschland durch aus Kernreaktoren und
Wiederaufarbeitungsanlagen freigesetztes T, Kr 85, J 129, J
und Xe 133" für die vielfältige Unterstützung meiner Arbeit.
Die vorliegende Untersuchung wurde mit Mitteln des Bundesmi-
nisteriums des Innern gefördert.
![Institut für Radiochemie KERNFORSCHUNGSANLAGE JOLICH¼l_0164-RC_Schwoch… · Mit der Bestimmung der Halbwertszeit des 98Tc zu "' ~ 1,5· 106 Jahren [14, 15] ist zwar ein primordiales](https://img.pdfslide.org/doc/110x75/60f7618e5d59294fa66a8ce7/institut-fr-radiochemie-kernforschungsanlage-jolich-l0164-rcschwoch-mit-der.jpg)
