Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Facoltà di Ingegneria
Dipartimento di Ingegneria Meccanica, Nucleare e della Produzione
Università di Pisa
APPUNTI DI IMPIANTI NUCLEARI
Parte II A: Filiere
RL 811 A (99)
Prof. Bruno Guerrini
Dr. Ing. Sandro Paci
Anno Accademico 1998/1999
Parte II A: Filiere
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Parte II A: Filiere
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Ringraziamenti
Gli Autori desiderano ringraziare tutti coloro che hanno contribuito, in diversa maniera, ed
incoraggiato il presente lavoro di sistematizzazione ed ampliamento degli appunti delle lezioni di
“Impianti Nucleari” tenute dal Prof. Bruno Guerrini presso la Facoltà di Ingegneria
dell’Università di Pisa. In particolare, si ringraziano gli ingg. Walter Ambrosini, Marco Barlettani
ed Antonio Manfredini per il prezioso lavoro di revisione della versione iniziale di queste dispense.
Un particolare ringraziamento va all’ing. Paolo Di Marco per il contributo notevole alla parti
relative ai cicli delle macchine termiche ed al moto di un fluido nei condotti.
Un grazie anche ai ns. Studenti, per la costante attenzione con cui hanno seguito la nascita e lo
sviluppo di questo lavoro, testimoniata dai contributi estratti dalle tesine da Essi elaborate
all’interno del Corso e dalle segnalazioni, sempre benvenute, di errori od omissioni inevitabilmente
presenti. E’ a Loro che questo notevole sforzo è dedicato, come aiuto alla loro preparazione
professionale nel campo dell’ingegneria nucleare.
Bruno Guerrini
Sandro Paci
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Parte II A: Filiere
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1. INDICE
1.
INDICE .................................................................................................................................. 5
1.1 Elenco delle Figure........................................................................................................... 11
1.2 Elenco delle Tabelle ......................................................................................................... 15
1.3 Abbreviazioni................................................................................................................... 17
2.
REATTORI AD ACQUA IN PRESSIONE........................................................................ 19
2.1 Introduzione..................................................................................................................... 19
2.2 Evoluzione dei Reattori ad Acqua in Pressione .............................................................. 20
2.3 Schema di Impianto......................................................................................................... 23
2.4 Disposizione dell’Impianto .............................................................................................. 24
2.5 Isola Nucleare................................................................................................................... 26
2.5.1 Nocciolo del reattore................................................................................................... 26
2.5.2 Elemento di combustibile............................................................................................. 27
2.5.3 Componenti Interne al Recipiente in Pressione............................................................. 28
2.5.4 Sistema di Raffreddamento Primario............................................................................ 29
2.5.4.1 Recipiente in Pressione (Vessel) ............................................................................. 30
2.5.4.2 Generatore di Vapore ............................................................................................. 30
2.5.4.3 Pompa di Circolazione............................................................................................ 32
2.5.4.4 Tubazioni Primarie ................................................................................................. 32
2.5.4.5 Sistemi Ausiliari dell’Isola Nucleare e Sistemi di Sicurezza ..................................... 33
2.5.4.6 Pressurizzatore ....................................................................................................... 43
2.6 Nuclear Auxiliary Systems and Safety Systems .............................................................. 48
2.6.1 Nuclear Auxiliary Systems........................................................................................... 48
2.6.1.1 Chemical and Volume Control System (RCV) ........................................................ 48
2.6.1.2 Residual Heat Removal System (RRA) ................................................................... 49
2.6.1.3 Component Cooling System (RRI) ......................................................................... 50
2.6.1.4 Essential Service Water System (SEC) ................................................................... 51
2.6.1.5 Reactor Cavity and Spent Fuel Pit Cooling System (PTR) ...................................... 51
2.6.2 Safety Systems ............................................................................................................ 51
2.6.2.1 Safety injection system (RIS).................................................................................. 51
2.6.2.2 Containment Spray System (EAS) .......................................................................... 54
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REATTORI AD ACQUA BOLLENTE ..............................................................................55
3.1 Considerazioni Generali...................................................................................................55
3.2 Principali Tappe nello Sviluppo dei Reattori di Potenza BWR......................................59
3.3 Descrizione di un Reattore ad Acqua Bollente GE della Classe BWR 6 ........................60
3.3.1 Descrizione Generale dell’Impianto..............................................................................60
3.3.2 Descrizione del reattore ...............................................................................................61
3.3.3 Descrizione del Nocciolo .............................................................................................68
3.3.4 Descrizione del Sistema di Contenimento MARK III....................................................73
3.3.5 Cenni sui Sistemi Ausiliari............................................................................................77
3.3.5.1 Sistema di iniezione del veleno liquido.....................................................................78
3.4 Il Progetto del Nocciolo di un Reattore BWR ...............................................................103
3.5 Cenni sulla Stabilità dei BWR .......................................................................................106
3.5.1 Cenni sulle Inserzioni di Reattività..............................................................................108
3.6 CFR Title 10 Part 50 Sec. 46 - Acceptance Criteria for ECCSs for LW Nuclear Power
Reactors..................................................................................................................................117
4.
REATTORI AD ACQUA PESANTE................................................................................119
4.1 Giustificazione della Filiera............................................................................................119
4.2 Sviluppo della Filiera......................................................................................................119
4.2.1 PHWR.......................................................................................................................120
4.2.2 BLWR .......................................................................................................................122
4.3 Caratteristiche Fondamentali della Filiera....................................................................122
4.4 Il Reattore CANDU ........................................................................................................125
4.4.1 Vasca del moderatore (Calandria) ..............................................................................128
4.4.2 Moderatore................................................................................................................128
4.4.3 Tubi in pressione (Tubi di forza) ................................................................................129
4.4.4 Tubi di Isolamento (Tubi di Calandria) .......................................................................130
4.4.5 Elemento di Combustibile ..........................................................................................130
4.4.6 Sistema di refrigerazione del nocciolo ........................................................................131
4.4.7 Controllo della Reattività ...........................................................................................133
4.4.8 Regolazione dell'Impianto ..........................................................................................134
4.4.9 Apparecchiature per il Ricambio del Combustibile......................................................135
4.4.10 Sicurezza del Reattore ...............................................................................................137
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4.4.10.1 Sistemi di spegnimento del reattore................................................................... 137
4.4.10.2 Sistemi di refrigerazione di emergenza .............................................................. 138
4.4.10.3 Sistema di contenimento ................................................................................... 138
4.5 Il Reattore BLW ............................................................................................................ 142
4.5.1 Giustificazione della Filiera........................................................................................ 142
4.5.2 Illustrazione Sommaria di un BLW ............................................................................ 143
4.6 Considerazioni Ingegneristiche Relative ai Tubi in Pressione ..................................... 146
4.6.1 Criteri Seguiti nella Progettazione dei Tubi di Forza .................................................. 146
4.6.2 Fenomeni di Creep .................................................................................................... 148
4.6.3 Controllo di Qualità................................................................................................... 148
4.6.4 Propagazione di Difetti nei Tubi in Pressione ............................................................. 149
5.
REATTORI MODERATI A GRAFITE E REFRIGERATI A GAS............................... 151
5.1 Cenni Storici .................................................................................................................. 151
5.2 Reattori tipo Magnox .................................................................................................... 153
5.2.1 Considerazioni Generali............................................................................................. 153
5.2.2 Struttura dell'Impianto............................................................................................... 157
5.3 Reattori AGR................................................................................................................. 166
5.3.1 Considerazione Generali sulla Filiera.......................................................................... 166
5.3.2 Nocciolo del Reattore e Struttura dell'Impianto ......................................................... 167
5.4 Reattori a Gas ad Alta Temperatura ............................................................................ 174
5.4.1 Caratteristiche Fondamentali della Filiera................................................................... 174
5.4.2 Reattore HTGR di Fort Saint Vrain........................................................................... 175
5.4.3 Reattore THTR ......................................................................................................... 180
6.
REATTORI A NEUTRONI VELOCI .............................................................................. 185
6.1 Considerazioni Generali ................................................................................................ 185
6.2 Considerazioni sulla Cinetica dei Reattori Veloci ........................................................ 189
6.3 Coefficienti di Reattività nei Reattori Veloci................................................................ 191
6.3.1 Coefficiente di Temperatura del Combustibile: Effetto Doppler.................................. 191
6.3.2 Coefficiente di Reattività per Vuoto di Sodio............................................................. 192
6.4 Materiali Impiegati nel Nocciolo dei Reattori Veloci ................................................... 193
6.4.1 Refrigeranti Impiegati nei Reattori Veloci.................................................................. 193
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6.4.1.1 Trasmissione di Calore per Convezione con Fluidi ad Elevata Conducibilità Termica195
6.4.2 Radioattività del Sodio...............................................................................................199
6.4.3 Compatibilità del Sodio con i Materiali Strutturali ......................................................201
6.4.4 Reazione tra il Sodio e l’Aria .....................................................................................203
6.4.5 Reazione tra il Sodio e l’Acqua ..................................................................................203
6.4.6 Effetti dell’Irraggiamento Neutronico sui Materiali Impiegati nei Reattori Veloci .......204
6.5 Sviluppo dei Reattori Nucleari a Neutroni Veloci.........................................................206
6.5.1 Disposizione Impiantistica..........................................................................................206
6.5.2 Struttura del Nocciolo................................................................................................209
6.5.3 Elementi di Combustibile per i LMFBR......................................................................211
6.6 Evoluzione della Filiera ..................................................................................................212
6.7 Il Programma Nucleare Giapponese..............................................................................226
6.8 MONJU FBR..................................................................................................................229
6.8.1 Il Nocciolo del Reattore.............................................................................................230
6.8.2 Il Circuito di Refrigerazione Primario.........................................................................234
6.8.3 Il Circuito di Refrigerazione Secondario.....................................................................238
6.8.3.1 Il Generatore di Vapore ........................................................................................238
6.8.4 Il Sistema di Contenimento ........................................................................................240
6.8.5 L’Incidente di Perdita di Sodio...................................................................................242
6.8.5.1 Cronologia degli Eventi.........................................................................................243
6.8.5.2 Le Cause dell’Incidente.........................................................................................244
6.8.5.3 Danni Risultanti dalla Perdita di Sodio...................................................................246
6.8.5.4 Gestione dell’Incidente..........................................................................................248
7.
IL REATTORE ASSOCIATO ALL’IMPIANTO GENERATORE DI POTENZA .......251
7.1 Considerazioni Generali sul Sistema di Regolazione ....................................................252
7.1.1 Reattori ad Acqua in Pressione...................................................................................252
7.1.2 Reattori ad Acqua Bollente (Ciclo Duale) ..................................................................253
7.1.3 Reattori ad Acqua Bollente (Ciclo Singolo)................................................................255
7.1.4 Reattori Gas-Grafite (AGR) .......................................................................................256
7.2 La modulazione del Carico nei Moderni Impianti Nucleari di Potenza.......................256
7.2.1 Cenni alle problematiche del controllo e della gestione di un impianto ........................259
7.2.1.1 Formulazione del problema del controllo ...............................................................259
7.2.1.2 Gestione dei meccanismi scelti per il controllo.......................................................261
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7.2.2 Soluzioni Proposte .................................................................................................... 263
7.2.2.1 Francia ................................................................................................................. 263
7.2.2.2 Germania.............................................................................................................. 266
7.2.2.3 Corea. .................................................................................................................. 268
7.2.3 Il Controllo Automatico di un BWR nelle Operazioni di Modulazione del Carico....... 269
7.2.4 Bibliografia................................................................................................................ 269
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1.1 Elenco delle Figure
Figura 2.1: Regolazione a temperatura media, T m, costante............................................................ 33
Figura 2.2: Regolazione a pressione costante del vapore. ............................................................... 34
Figura 2.3: Regolazione con variazione di Tm e di pv. ..................................................................... 35
Figura 2.4: Schema funzionale di un PWR. .................................................................................... 36
Figura 2.5: Disposizione generale dell’impianto. ............................................................................ 37
Figura 2.6: Spaccato di PWR......................................................................................................... 38
Figura 2.7: Elemento di combustibile. ............................................................................................ 39
Figura 2.8: Generatore di vapore. .................................................................................................. 40
Figura 2.9: Pressurizzatore. ........................................................................................................... 43
Figura 2.10: Chemical and volume control system (RCV). ............................................................. 49
Figura 2.11: Residual heat removal system (RRA) ......................................................................... 50
Figura 2.12: Safety Injection system (RIS)..................................................................................... 52
Figura 2.13: Containment spray system (EAS). .............................................................................. 53
Figura 3.1: Schema semplificato di un moderno impianto BWR della GE ....................................... 62
Figura 3.2: Vessel e componenti interni di un reattore BWR 6 ....................................................... 63
Figura 3.3: Capacità di allagamento del nocciolo di un reattore BWR 6 ......................................... 64
Figura 3.4: Separatore di vapore (BWR 6)..................................................................................... 65
Figura 3.5: Essiccatori di vapore (BWR 6)..................................................................................... 65
Figura 3.6: Sistemazione dei circuiti di ricircolazione reattore BWR 6............................................ 66
Figura 3.7: Sistemazione delle pompe a getto nel vessel ( BWR 6)................................................. 67
Figura 3.8: Principio di funzionamento di una pompa a getto ......................................................... 68
Figura 3.9: Sistemazione degli elementi di combustibile nel nocciolo di un BWR di grossa potenza 69
Figura 3.10: Elemento modulare componente il reticolo del nocciolo di un reattore BWR 6 ........... 69
Figura 3.11: Elemento di combustibile BWR 6............................................................................... 70
Figura 3.12: Barra di controllo per reattore BWR .......................................................................... 72
Figura 3.13: Sistemazione degli edifici di un BWR - Soluzione Mark III ........................................ 73
Figura 3.14: Edificio reattore - Soluzione Mark III ........................................................................ 74
Figura 3.15: Sistema di refrigerazione di emergenza BWR 6 - Mark III.......................................... 78
Figura 3.16: Sistema di emergenza per l'iniezione di veleno liquido BWR 6.................................... 79
Figura 3.17: BWR 6 - Sistema di refrigerazione a reattore isolato .................................................. 82
Figura 3.18: BWR 6 - Sistemi di refrigerazione del nocciolo di emergenza ..................................... 83
Figura 3.19: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo ....................................................... 84
Figura 3.20: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di iniezione a bassa
pressione 85
Figura 3.21: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di refrigerazione della
piscina di soppressione................................................................................................................... 86
Figura 3.22: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di condensazione del vapore87
Figura 3.23: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di shutdown cooling........ 88
Figura 3.24: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di spray del contenimento 89
Figura 3.25: BWR 4 - Sistema di iniezione del boro liquido ........................................................... 92
Figura 3.26: BWR 4 -Sistema di raffreddamento del nocciolo isolato RCIC ................................... 93
Figura 3.27: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Raffreddamento reattore spento” .... 94
Figura 3.28: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Raffreddamento acqua piscina” ....... 95
Figura 3.29: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Iniezione a bassa pressione” LPCI... 96
Figura 3.30: BWR 4 -Sistema di spruzzamento del contenimento primario..................................... 97
Figura 3.31: BWR 4 -Sistema di iniezione a bassa pressione LPCI ................................................. 98
Figura 3.32: BWR 4 -Sistema di spruzzamento del nocciolo a bassa pressione LPCS ..................... 99
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Figura 3.33: BWR 4 -Sistema di iniezione ad alta pressione HPCI ................................................100
Figura 3.34: BWR 4 -Sistema di raffreddamento di emergenza del nocciolo ECCS .......................101
Figura 3.48: Schema di un impianto BWR a ciclo duale con separazione del vapore esterna al
recipiente in pressione (Garigliano, Dresden 1). ............................................................................113
Figura 3.49: Curve di funzionamento di un reattore a ciclo duale. .................................................113
Figura 3.50: Schema di un impianto BWR a ciclo duale con separazione del vapore interna al
recipiente in pressione (Gundremingen). .......................................................................................114
Figura 3.51: Schema di un impianto BWR a ciclo singolo con contenitore a soppressione di
pressione e separazione del vapore interna al recipiente in pressione (Oyster Creek). ....................115
Figura 3.52: Schema di un impianto BWR a ciclo singolo, con contenitore a soppressione di
pressione, separazione del vapore interna al recipiente in pressione ed adozione delle pompe a getto
per la ricircolazione (Dresden 2, Caorso)......................................................................................116
Figura 4.1: Soluzione adottata nei reattori a tubi di forza..............................................................121
Figura 4.2: Andamento qualitativo del fattore di moltiplicazione in funzione del rapporto Am/Af..123
Figura 4.3: Vista di insieme di un reattore CANDU......................................................................126
Figura 4.4: Diagramma di flusso semplificato del reattore CANDU ..............................................127
Figura 4.5: Rappresentazione schematica del nocciolo ..................................................................127
Figura 4.6: Elemento di combustibile del reattore CANDU...........................................................131
Figura 4.7: Schema funzionale del sistema di refrigerazione..........................................................132
Figura 4.8: Diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione....................................132
Figura 4.9: Disposizione dei collettori e dei tubi del refrigerante in un reattore CANDU ...............133
Figura 4.10: Loops di controllo di un reattore CANDU................................................................135
Figura 4.11: Macchina per il ricambio del combustibile impiegata nella centrale di Bruce ..............136
Figura 4.12: Diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione di emergenza del
nocciolo. 139
Figura 4.13: Contenitore di sicurezza di un reattore CANDU. ......................................................140
Figura 4.14: Sistema di contenimento di una centrale multiunità. ..................................................140
Figura 4.15: Sezione verticale di un BLW ....................................................................................144
Figura 4.16: Diagramma di flusso semplificato del reattore CIRENE ............................................145
Figura 5.1: Sezione verticale di un reattore Magnox della prima generazione (Latina)...................160
Figura 5.2: Sezione verticale di un reattore Magnox con recipiente in calcestruzzo precompresso.161
Figura 5.3: Sezione orizzontale del nocciolo del reattore di Latina................................................162
Figura 5.4: Elementi di combustibile (spezzoni) di un reattore Magnox.........................................163
Figura 5.5: Dispositivo di sostegno degli elementi di combustibile di un reattore Magnox. ............164
Figura 5.6: Diagramma di flusso della centrale di Latina. ..............................................................165
Figura 5.7: Posizionamento dei blocchi di grafite nel nocciolo di un AGR.....................................167
Figura 5.8: Elemento di combustibile di un AGR (Hinkley Point B). .............................................171
Figura 5.9: Disposizione delle principali componenti del reattore e distribuzione del flusso del
refrigerante nei circuiti in pressione di un AGR.............................................................................172
Figura 5.10: Sezione longitudinale dell'edificio reattore della centrale di Hinkley Point B. .............173
Figura 5.11: Particella di combustibile di un HTR.........................................................................174
Figura 5.12: Sezione verticale del reattore di Fort St. Vrain..........................................................176
Figura 5.13: Sezione orizzontale del nocciolo del reattore di Fort St. Vrain. .................................177
Figura 5.14: Elemento di combustibile del reattore di Fort St. Vrain. ............................................177
Figura 5.15: Diagramma di flusso della centrale di Fort St. Vrain..................................................179
Figura 5.16: Elemento di combustibile del THTR - 300. ...............................................................180
Figura 5.17: Sezione verticale del THTR-300...............................................................................182
Figura 5.18: Sezione orizzontale del THTR - 300.........................................................................183
Figura 5.19: Diagramma di flusso del THTR - 300. ......................................................................184
Figura 6.1: Correlazione per lo scambio termico in fasci di barrette refrigerate con un flusso di sodio
parallelo all'asse............................................................................................................................197
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Figura 6.2: Dati geometrici dell’elemento di combustibile. ........................................................... 198
Figura 6.3: Andamento dello swelling in funzione della fluenza. ................................................... 205
Figura 6.4: Andamento dello swelling in funzione della temperatura............................................. 205
Figura 6.5: Configurazione a tre loops. ........................................................................................ 206
Figura 6.6: Soluzione loop-type. .................................................................................................. 207
Figura 6.7: Soluzione pool-type. .................................................................................................. 208
Figura 6.8: Lay-out plan. ............................................................................................................. 216
Figura 6.9: Longitudinal cross section.......................................................................................... 217
Figura 6.10: Plain view. ............................................................................................................... 218
Figura 6.11: Reactor.................................................................................................................... 219
Figura 6.12: Nominal configuration of core.................................................................................. 220
Figura 6.13: Fuel assembley......................................................................................................... 221
Figura 6.14: Route of new fuel assemblies. .................................................................................. 222
Figura 6.15: Route of irradiated fuel assemblies. .......................................................................... 222
Figura 6.16: Secondary circuits.................................................................................................... 223
Figura 6.17: Water-steam circuit.................................................................................................. 224
Figura 6.18: Steam generator....................................................................................................... 225
Figura 6.19: Percentuale delle principali fonti energetiche nella capacità produttiva e nella
produzione di energia elettrica. .................................................................................................... 227
Figura 6.20: Impianti nucleari di potenza in Giappone.................................................................. 228
Figura 6.21: Localizzazione del reattore Monju ........................................................................... 229
Figura 6.22: Storia cronologica del reattore ................................................................................. 230
Figura 6.23: Eelemento di combustibile e nocciolo del reattore .................................................... 232
Figura 6.24: Vessel del reattore ................................................................................................... 234
Figura 6.25: pompa per il sodio del circuito primario ................................................................... 237
Figura 6.26: Intermediate Heat Exchanger ................................................................................... 238
Figura 6.27: Generatore di vapore. .............................................................................................. 240
Figura 6.28: Surriscaldatore......................................................................................................... 241
Figura 6.29: Spaccato dell'edificio che contiene l'IHE .................................................................. 242
Figura 6.30: Localizzazione della perdita ..................................................................................... 244
Figura 6.31: Sezione longitudinale del sensore di temperatura...................................................... 245
Figura 6.32: danni alle strutture causati dalla fuoriuscita del sodio................................................ 247
Figura 6.33: Tratto del condotto di aerazione danneggiato dal sodio ............................................ 247
Figura 6.34: Attuale termocoppia e progetto modificato .............................................................. 249
Figura 7.1: Schemi “turbina segue” e “reattore segue”. ............................................................... 252
Figura 7.2: Schema generale di regolazione per impianto PWR. ................................................... 253
Figura 7.3: Curve di funzionamento di un reattore a ciclo duale. .................................................. 254
Figura 7.4: BWR ciclo singolo: diagramma di regolazione. .......................................................... 255
Figura 7.5: Potenza oraria richiesta sulla rete italiana nel terzo mercoledì di ciascun mese del 1998.257
Figura 7.6: Consumo interno di energia elettrica in Italia nel 3° mercoledì di dicembre ................. 258
Figura 7.7: Andamento della potenza prodotta nei giorni feriali.................................................... 264
Figura 7.8: Andamento della potenza prodotta nei giorni festivi ................................................... 265
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1.2 Elenco delle Tabelle
Tabella 2.1: Dati relativi al sistema di contenimento Framatome N4. .............................................. 26
Tabella 2.2: Principali caratteristiche di un generatore di vapore..................................................... 32
Tabella 2.3: Caratteristiche di tre impianti di riferimento PWR. ...................................................... 41
Tabella 2.4: Caratteristiche principali dei reattori AP-600 ed EDF 1300. ........................................ 42
Tabella 3.1: Sistemi ausiliari del reattore in un BWR 6 (Montalto) ................................................. 81
Tabella 3.2: Sistemi ausiliari del reattore in un BWR 4 (Caorso). ................................................... 91
Tabella 3.3: Sviluppo dei reattori BWR. ...................................................................................... 111
Tabella 3.4: Schema di calcolo del nocciolo di un reattore BWR.................................................. 112
Tabella 4.1: Caratteristiche nucleari di alcuni moderatori.............................................................. 122
Tabella 4.2: Caratteristiche principali di una unità della centrale di Pickering. ............................... 141
Tabella 4.3: Principali caratteristiche del reattore CIRENE .......................................................... 146
Tabella 5.1: Principali caratteristiche dell'uranio naturale in forma metallica. ................................ 155
Tabella 5.2: Principali caratteristiche della grafite impiegata nei reattori Magnox.......................... 155
Tabella 5.3: Principali caratteristiche del Magnox AL 80.............................................................. 156
Tabella 5.4: Principali caratteristiche fisiche della CO2. ................................................................ 156
Tabella 5.5: Principali caratteristiche di alcune centrali alimentate con reattori tipo Magnox......... 159
Tabella 5.6: Principali caratteristiche della unità Dungeness B1. ................................................... 170
Tabella 5.7: Principali caratteristiche del reattore di Fort St. Vrain.............................................. 178
Tabella 5.8: Principali caratteristiche del THTR 300 .................................................................... 181
Tabella 6.1:Rapporto fra la σa di alcuni materiali e la σf del fissile. .............................................. 185
Tabella 6.2: Caratteristiche nucleari per i principali isotopi fissili. ................................................. 187
Tabella 6.3: Valori di β per i diversi materiali fissili. ..................................................................... 189
Tabella 6.4: Valori di β e di θo relativi a reattori di tipo diverso.................................................... 190
Tabella 6.5: Proprietà dei gruppi di neutroni pronti e ritardati per fissione termica dell’U235. ........ 190
Tabella 6.6:Principali caratteristiche del sodio in funzione della temperatura................................. 194
Tabella 6.7: Situazione dei reattori veloci nel mondo dal 1950 al 1980. ........................................ 214
Tabella 6.8: Caratteristiche Principali delle Centrali PHENIX e SUPERPHENIX......................... 215
Tabella 6.9: dati tecnici generali................................................................................................... 231
Tabella 6.10: Caratteristiche tecniche del nocciolo ....................................................................... 233
Tabella 6.11: Caratteristiche tecniche del vessel e della piastra schermante................................... 235
Tabella 6.12: Caratteristiche tecniche della pompa del circuito primario ....................................... 236
Tabella 6.13: caratteristiche tecniche dell’IHX ............................................................................. 236
Tabella 6.14: Caratteristiche del generatore di vapore .................................................................. 239
Tabella 6.15: Caratteristiche tecniche della turbina....................................................................... 241
Parte II A: Filiere
15
Impianti Nucleari
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Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
1.3 Abbreviazioni
AEC
AGR
AM
ANS
ATR
BHW
BLWHW
BWR
CANDU
CBUF
CCI
CFR
CSNI
DBA
DCC
DH
DCH
DDT
DF
DNBR
EBWR
ECCS
EDF
EPR
FA
FBR
FP
GCHW
GCR
GE
GRS
GV
HM
HP
HPME
HTGR
HWR
IHX
KfK
LACE
LB LOCA
LMFBR
LOCA
LP
LVRF
LWR
Parte II A: Filiere
Atomic Energy of Canada
Advanced Gas cooled Reactor
Accident Management
American Nuclear Society
Advanced Test Reactor
Boiling Heavy Water
Boiling Light Water cooled Heavy Water moderated
Boiling Water Reactor
Canadian Deuterium Uranium
Cycling Burn-Up Factor
Core Concrete Interaction
Code of Federal Regulation
Committee on Safety of Nuclear Installation
Design Basis Accident
Degraded Core Coolability
Decay Heat
Direct Containment Heating
Deflagration-to-Detonation Transition
Decontamination Factor
Departure From Nucleate Boiling Ratio
Experimental BWR
Emergency Core Cooling System
Eletricitè de France
European Pressurized Reactor
Fuel Assembly
Fast Breeder Reactor
Fission Product
Gas Cooled Heavy Water moderated
Gas Cooled Reactor
General Electric
Gesellschaft für Anlagen und ReaktorSicherheit
Generatore di Vapore
Heavy Metal
High Pressure
High Pressure Melt Ejection
High Temperature Gas cooled Reactor
Heavy Water Reactor
Intermediate Heat eXchanger
Kernforshungszentrum Karlsruhe
LWR Aerosol Containment Experiments
Large Break Loss Of Coolant Accident
Liquid Metal Fast Breeder Reactor
Loss Of Coolant Accident
Low Pressure
Low Void Reactivity Fuel
Light Water Reactor
17
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Magnox
MCCI
MCHFR
MCPR
MFCI
MOX
MTC
MTR
Nc
Nm
NPP
NPSH
NRC
OCHW
OCOM
OECD
OMR
PCI
PEC
PHW
PHWHW
PNC
PORV
PSA
PWR
RCCA
RCS
RIA
RN
RPV
RSM
SA
SAM
SB LOCA
SFD
SG
SKB
SRV
ST
THTR
Tc
Tm
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Magnesium no oxidation
Molten Core Concrete Interaction
Minimum Critical Heat Flux Ratio
Minimum Critical Power Ratio
Molten Fuel Concrete Interaction
Mixed Oxide Fuel
Moderator Temperature Coefficient
Material Testing Reactor
Nuclei di combustibile per unità di volume
Nuclei di moderatore per unità di volume
Nuclear Power Plant
Net Positive Suction Head
Nuclear Reactor Commission
Organic Cooled Heavy Water moderated
Optimized CO-Milling
Organization for Economic Cooperation and Development
Over Moderated Reactor
Pellet Cladding Interaction
Prova Elementi Combustibile
Pressurized Heavy Water
Pressurized Heavy Water cooled Heavy Water moderated
Power Reactor and Nuclear Fuel Development Corporation
Power Operated Relief Valve
Probabilistic Safety Analysis
Pressurised Water Reactor
Rod Cluster Control Assembly
Reactor Coolant System
Reactivity Initiated Accident
Radio Nuclide
Reactor Pressure Vessel
Reactivity Margin Shutdown
Severe Accident
Sub Assembly Management
Small Break Loss Of Coolant Accident
Severe Fuel Damage
Steam Generator
Swedish Nuclear Fuel and Waste Management Company
Safety and Release Valve
Source Term
Thorium High Temperature Reactor
Temperatura del combustibile
Temperatura del moderatore
Parte II A: Filiere
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2. REATTORI AD ACQUA IN PRESSIONE
2.1 Introduzione
Il concetto di reattore ad acqua in pressione (PWR) fu sviluppato dagli USA nell’ambito del
programma per la messa a punto di un reattore nucleare da utilizzare per la propulsione di
sottomarini. Il primo prototipo in piena scala, denominato STR Mark-1, fu costruito a terra e
raggiunse la criticità nel marzo 1953. Il primo sottomarino a propulsione nucleare, cui fu dato il
nome “Nautilus”, iniziò le prove in mare nel gennaio 1955.
A questo seguirono, come è noto, un grande numero di altri sottomarini ed alcune navi di superficie,
prevalentemente militari, che sono tutte dotate di un apparato motore alimentato da un reattore
nucleare ad acqua in pressione.
Il primo impianto nucleare ad acqua in pressione destinato alla produzione di energia elettrica fu
costruito nell’Unione Sovietica ed entrò in funzione il 27 luglio 1954. La potenza dell’impianto era
molto bassa: 5. MWe (30. MWt).
Alla fine del 1957 (anno successivo a quello della messa in funzione a Calder Hall, in Inghilterra,
della prima centrale elettronucleare con un reattore GCR) entrò in esercizio negli USA la prima
centrale PWR denominata “Shippingport Pressurized Water Reactor”. L’esercizio della centrale
suddetta, avente una potenza di 68. MWe (231. MWt), ha fornito numerose informazioni di
particolare interesse relativamente alla tecnologia ed alle caratteristiche di funzionamento delle
centrali elettronucleari alimentate con reattori PWR.
Alla metà del 1961 è entrata in funzione la centrale Yankee Rowe avente inizialmente la potenza di
110. MWe. Successivamente la centrale è stata autorizzata per una potenza di 185. MWe; tale
aumento è stato reso possibile dalla successiva adozione del controllo chimico.
Nel dicembre 1962 è entrata in funzione, ancora negli USA, la centrale di Indian Point da 265. MWe,
caratterizzata dalla utilizzazione di un sistema di surriscaldamento del vapore di tipo convenzionale.
Questa soluzione che sembrerebbe a prima vista particolarmente interessante in quanto consente la
utilizzazione dell’energia nucleare per fornire calore a bassa temperatura e di quella termica
convenzionale per fornire calore ad alta temperatura, non è stata più adottata negli anni successivi.
Ciò dipende soprattutto dal fatto che con l’accoppiamento di un impianto nucleare e di uno
convenzionale si sono certamente sommati i problemi relativi ai due impianti senza trarne, peraltro, i
vantaggi sperati.
Agli inizi del 1959 fu decisa la costruzione di un piccolo reattore, da considerarsi come unità
sperimentale. Tale reattore, noto come reattore di Saxton dal nome della località dove è installato, ha
una potenza di 6. MWe (28. MWt) ed è stato diffusamente impiegato per lo sviluppo di esperienze
relative al controllo chimico.
La prima centrale PWR realizzata in Italia è quella di Trino Vercellese, ordinata “chiavi in mano” alla
Westinghouse dalla Edison nel 1960. (La centrale è passata successivamente all’ENEL in
applicazione della legge sulla nazionalizzazione dell’energia elettrica). La costruzione fu iniziata nel
1961, il reattore raggiunse la criticità alla fine del 1963 e la piena potenza nel 1964.
La centrale di Trino Vercellese fu inizialmente concepita come una copia di Yankee Rowe. La
potenza prevista era di 185. MWe. Successivamente, con l’adozione del controllo chimico, la cui
fattibilità era stata dimostrata dai risultati delle esperienze condotte nel reattore di Saxton, è stato
possibile aumentare la potenza fino al valore di 250. MWe.
La potenza delle centrali PWR è andata nel tempo rapidamente aumentando fino a raggiungere, nelle
versioni più moderne, valori di 1400. MWe per ciascuna unità.
Parte II A: Filiere
19
Impianti Nucleari
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Questo tipo di reattore costituisce la filiera più affermata nel mondo. A parte i reattori impiegati per
la propulsione navale, il numero delle unità elettronucleari PWR in esercizio al settembre 1989 in 20
diversi Paesi era pari a 233 con una potenza complessiva di oltre 195,000. MWe. A questa si devono
aggiungere altre 95 centrali in costruzione con una potenza complessiva di circa 89,000. MWe. Alla
data suddetta, la potenza delle centrali PWR in esercizio o in costruzione rappresentava nel
complesso oltre il 65% della potenza elettronucleare.
2.2 Evoluzione dei Reattori ad Acqua in Pressione
Nella Tabella 2.3 sono riportate le principali caratteristiche di tre reattori PWR appartenenti a fasi
successive di sviluppo della filiera.
Un semplice esame di dati riportati nella tabella può fornire una prima indicazione dello sviluppo di
questa filiera. Si può in primo luogo constatare che non si sono avute nel tempo modifiche di rilievo
paragonabili a quelle manifestatesi per le altre filiere. Le scelte di fondo inizialmente adottate sono
state mantenute e la disposizione generale dell’impianto è rimasta praticamente inalterata.
A partire dalla centrale di Trino Vercellese, tutti gli impianti successivi presentano le caratteristiche
seguenti:
• impiego di UO2 arricchito con combustibile;
• impiego delle leghe di zirconio, come materiale utilizzato per la costruzione delle guaine;
• adozione del controllo chimico;
• adozione di barre di controllo del tipo “rod cluster”;
• impiego di pompe di circolazione a tenuta meccanica a perdite controllate;
• adozione di un ciclo del combustibile con ricambio a zone e shuffling radiale degli elementi.
Nello sviluppo della filiera sono stati naturalmente apportate continue modificazioni migliorative,
suggerite anche da risultati di un esercizio che si andavano acquisendo. Tra questi si possono
ricordare:
• un continuo innalzamento delle caratteristiche del vapore prodotto, con conseguente aumento del
rendimento del ciclo termico. A tale fine è stato necessario aumentare la temperatura del
refrigerante all’uscita dal reattore, cosa che è stata peraltro possibile con incrementi relativamente
modesti della pressione di esercizio del circuito primario, conseguentemente alla accettabilità
dell’ebollizione nucleata del fluido all’interno dei canali;
• un costante aumento del burn-up medio allo scarico, che è passato da circa 12,000. MWd/t nei
primi impianti a oltre 35,000. MWd/t negli impianti più recenti. Ciò è stato reso possibile dal
progressivo sviluppo della tecnologia di fabbricazione degli elementi del combustibile;
• un continuo aumento della potenza installata in ciascuna unità, che è passata da circa 200. MWe a
circa 1,000. MWe, fino a raggiungere 1,475. MWe nell’ultimo impianto Framatome. Tali aumenti
(che si sono avuti in altre filiere ed anche nelle stesse centrali termoelettriche convenzionali) che
comportano una sensibile riduzione del costo di impianto per unità di potenza installata, sono stati
in effetti possibili a causa della crescente domanda di energia elettrica, con conseguente richiesto
potenziamento delle reti che, per le loro caratteristiche, giustificano pienamente in molti Paesi la
presenza di unità di produzione di elevata potenza;
• un costante adeguamento dei sistemi di emergenza (con particolare riferimento a quelli per la
refrigerazione del nocciolo) alla evoluzione delle normative di sicurezza, predisposte dagli Enti di
controllo tenendo conto dei risultati delle ricerche svolte e di quelli derivanti dall’esercizio degli
impianti esistenti;
20
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
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• l’adozione sempre più frequente di sistemi di refrigerazione del condensatore utilizzanti torri di
refrigerazione a umido, con conseguente minore impatto termico sulle acque superficiali;
• l’adozione di sistemi di contenimento attivi sempre più sofisticati, atti a garantire insieme alla
protezione dell’ambiente, anche quella dell’impianto.
La novità più importante che si è avuta nello sviluppo (e, peraltro, già nella sua fase iniziale) dei
PWR è stata senza dubbio l’adozione del controllo chimico; su questo aspetto si ritiene opportuno
soffermare l’attenzione.
La utilizzazione di veleni neutronici (acido borico o sali di boro) in soluzione nel moderatore per il
controllo delle variazioni di reattività a lungo termine consente una significativa riduzione del fattore
di canale caldo FQ (da valori superiori a 3, a valori poco superiori a 2) in quanto, funzionando il
reattore con barre di controllo praticamente estratte, si ha un sensibile miglioramento della
distribuzione assiale di potenza che non risulta più perturbata dalle modificazioni indotte dallo
spostamento delle barre di controllo stesse. E’ stato pertanto possibile aumentare la potenza
dell’impianto, praticamente nella stessa proporzione con la quale si è ridotto il fattore di canale
caldo, mantenendo inalterati i limiti all’estrazione di potenza imposti nella progettazione
termoidraulica. Un ulteriore vantaggio, anche se certamente meno significativo, è quello conseguente
alla riduzione del numero delle barre di controllo che comporta in primo luogo un’economia di
valore non trascurabile tenendo conto del costo della barra e del relativo meccanismo di comando.
Peraltro, ad una riduzione delle barre consegue una riduzione del numero delle penetrazioni nel
coperchio del recipiente in pressione con diminuzione del costo del recipiente stesso e innegabili
vantaggi per la sua integrità strutturale. Nel reattore di Trino Vercellese l’adozione del controllo
chimico (chemical shim) ha consentito di ridurre il numero delle barre dalle 44 inizialmente previste a
28.
Si deve infine osservare che essendo stata notevolmente ridotta la reattività controllata dalle barre
(limitata alla variazione di reattività a breve termine), è stato possibile sostituire alle barre a sezione
cruciformi, inizialmente adottate, barre a cluster di barrette (rod control cluster) con eliminazione dei
prolungamenti necessari nelle barre cruciformi e conseguente riduzione dell’altezza del recipiente in
pressione di una quantità sostanzialmente uguale all’altezza del nocciolo (circa 4. m.).
Come è noto, la centrale di Trino Vercellese è stata la prima nel mondo nella quale è stato adottato il
controllo chimico. Tutte le centrali PWR successivamente installate utilizzano questo tipo di
controllo, che è stato inoltre esteso anche a quelle che erano già in funzione (Yankee Rowe e Indian
Point) .
Una consistente attività di ricerca è stata necessaria per accertare la fattibilità e la piena utilizzabilità
di questo sistema. Si è dovuto dimostrare in particolare che:
1) la sicurezza dell’impianto non veniva in alcun modo compromessa;
2) l’adozione del “chemical shim” non poneva problemi particolarmente complessi per l’esercizio
dell’impianto.
Le numerose esperienze condotte inizialmente in circuiti fuori pila e, successivamente, nel reattore di
Saxton dimostrarono che:
a) con le concentrazioni di veleni chimici necessarie (2,000. ÷ 4,000. ppm), non esiste il pericolo che
questi vadano a depositarsi sulla superficie delle guaine delle barrette o, comunque, in qualsiasi
altra zona del nocciolo e che vengano successivamente rilasciati in modo repentino con
conseguenti massicce escursioni di reattività;
b) non si hanno depositi irreversibili di veleni sulle superfici delle barrette. Qualora ciò si fosse
verificato, si sarebbero avuti aumenti locali della resistenza termica con conseguenti
Parte II A: Filiere
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Impianti Nucleari
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surriscaldamenti delle guaine che avrebbero potuto avere serie conseguenze sul comportamento
dell’elemento;
c) il coefficiente di temperatura del moderatore, pur diminuendo in valore assoluto all’aumentare
della concentrazione di veleni, rimane negativo fino a concentrazioni di circa 2,000. ÷ 2,500. ppm.
A proposito di quanto riportato al punto c), si deve ricordare che la stabilità intrinseca dei PWR è
sostanzialmente garantita dal coefficiente negativo di temperatura del combustibile. Il coefficiente di
temperatura del moderatore ha invece importanza fondamentale per la regolazione automatica
dell’impianto e contribuisce, se negativo, alla stabilità intrinseca del reattore. Se quest’ultimo
coefficiente è positivo od anche negativo, ma molto piccolo in valore assoluto, la regolazione
automatica dell’impianto non potrà essere ottenuta senza l’azionamento delle barre di controllo.
In effetti negli impianti attuali nei quali vengono impiegati elementi di combustibile che consentono il
raggiungimento di burn-up medio allo scarico superiori a 30,000. MWd/t, la concentrazione di acido
borico o di sali di boro all’inizio della vita può raggiungere valori tali da rendere sicuramente positivo
il coefficiente di reattività del moderatore. Per questo motivo è stato necessario modificare il tipo di
regolazione inizialmente adottato. Nei primi impianti, infatti, la regolazione veniva realizzata
mantenendo sostanzialmente costante la temperatura media del fluido primario. Se per esempio, si ha
un aumento della richiesta del carico, il regolatore di macchina provvede ad aumentare il grado di
apertura della valvola di ammissione del vapore in turbina; la maggiore quantità di calore ceduta nel
generatore di vapore dal fluido primario a quello secondario, provoca un abbassamento della
temperatura del fluido primario all’uscita del generatore e, quindi, della temperatura del fluido stesso
all’ingresso del nocciolo del reattore. Il conseguente abbassamento della temperatura media del
refrigerante-moderatore del nocciolo determina, se il coefficiente di temperatura del moderatore è
negativo una inserzione di reattività e, quindi, un aumento della potenza. Il transitorio ha termine
quando, in relazione all’incremento della potenza, la temperatura media del moderatore nel nocciolo
è tornata al valore che essa aveva prima dell’inizio dello stesso.
In effetti la temperatura media finale rimane un po' inferiore a quella iniziale per compensare le
variazioni negative di reattività connesse con l’aumento della temperatura del combustibile e della
concentrazione dello Xeno (ambedue queste grandezze sono, come è noto, funzione della potenza
termica del nocciolo).
Operando nel modo suddetto è quindi possibile variare la potenza dell’impianto senza intervento
delle barre di controllo.
Questo tipo di regolazione, particolarmente favorevole per la parte nucleare dell’impianto, è invece
penalizzante per la turbina che viene alimentata con vapore con caratteristiche termodinamiche
variabili al variare del carico; la pressione e, quindi, la temperatura (nel caso del vapore saturo) del
vapore prodotto diminuisce all’aumentare del carico (Figura 2.1).
Come riportato nella figura suddetta, le curve di raffreddamento del fluido primario possono essere
rappresentate da rette appartenenti ad un fascio con centro nel punto A.
Dall’esame della stessa figura emerge anche che sarebbe possibile mantenere costante la pressione
del vapore al variare della potenza. Ciò richiederebbe però una variazione della temperatura
dell’acqua di alimento in funzione del carico, con conseguente modifica del rendimento del ciclo di
trasformazione. All’aumentare del carico, per esempio, dovrebbe diminuire la temperatura dell’acqua
di alimento, ma in tal modo sarebbe aumentata la quantità di calore ceduta al fluido secondario a
temperatura variabile e, comunque, inferiore a quella massima del fluido stesso. Ciò porterebbe
inevitabilmente, come è noto, ad un abbassamento del rendimento del ciclo.
Poiché, come è stato prima accennato, il coefficiente di temperatura del moderatore nei PWR della
generazione attuale è positivo ad inizio vita e tale rimane, anche se con valore continuamente
22
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
decrescente, per un non trascurabile intervallo della vita stessa, questo tipo di regolazione non è più
possibile.
Dovendosi fare ricorso comunque all’intervento delle barre di controllo, potrebbe essere preso in
considerazione il tipo di regolazione a pressione costante del vapore (Figura 2.2).
In questo caso le curve di raffreddamento del fluido primario sono rappresentabili con rette
appartenenti ad un fascio avente il centro nel punto B. Ciò porterebbe inevitabilmente ad una
variazione della temperatura media del fluido primario alla fine del transitorio. La conseguente
variazione di reattività dovrebbe essere compensata con lo spostamento delle barre di controllo.
Questo tipo di regolazione, particolarmente gradito per il gruppo turbogeneratore, sarebbe però
particolarmente penalizzante per la parte nucleare, richiedendo spostamenti delle barre di controllo di
entità rilevante, essendo tale la variazione della temperatura del fluido primario.
Tenendo presente quanto sopra, il tipo di regolazione adottato è quello indicato nella Figura 2.3. Le
curve di raffreddamento del fluido primario sono rappresentabili con rette appartenenti ad un fascio
con centro in un punto C intermedio tra quelli A e B indicati nelle figure precedenti. La temperatura
media del fluido primario non rimane costante, ma la sua variazione è minore rispetto a quella che si
avrebbe con il tipo di regolazione a pressione costante del vapore; la pressione del vapore non rimane
costante, ma la sua variazione in funzione del carico è minore di quella che si avrebbe con il tipo di
regolazione a temperatura costante del fluido primario.
Come è stato prima accennato, l’abbandono del sistema automatico di regolazione a temperatura
media costante del fluido primario è stato imposto dalla modificazione del coefficiente di temperatura
del moderatore provocata dall’adozione del controllo chimico. E’ però abbastanza probabile che,
indipendentemente da ciò, si sarebbe comunque arrivati a questa nuova soluzione, risultando il tipo
di regolazione prima indicato troppo penalizzante per il sistema turbogeneratore. I problemi relativi
alla regolazione degli impianti nucleari saranno comunque trattati in dettaglio in altri insegnamenti
specifici.
2.3 Schema di Impianto
I reattori ad acqua in pressione sono, come è noto, reattori termici, eterogenei, moderati e refrigerati
con acqua che, attraversando il nocciolo, non è soggetta a cambiamento di fase. Ciò comporta, in
primo luogo, l’adozione di un ciclo indiretto, con produzione di vapore nei generatori di vapore
anziché direttamente nel recipiente in pressione.
Per evitare ebollizione del fluido primario, questo deve essere portato e mantenuto ad una pressione
superiore alla tensione di vapore relativa alla sua massima temperatura. A tal fine, uno dei rami del
circuito primario del reattore è collegato ad un sistema di pressurizzazione (pressurizzatore), il cui
funzionamento è illustrato nell’appendice A.
La necessità di ottenere vapore con caratteristiche termiche sufficientemente elevate (pv ≅ 7. MPa;
Tv ≅ 285. °C) per consentire una accettabile utilizzazione industriale del calore prodotto impone,
anche in considerazione della inevitabile degradazione del calore stesso nel trasferimento del fluido
primario a quello secondario, di operare il circuito primario a pressioni molto elevate (15. ÷ 16.
MPa).
Nel generatore di vapore, la minima differenza di temperatura tra fluido primario e secondario
(pinch-point) è di circa 10. °C. Ciò richiede che la temperatura di ingresso del fluido primario nel
generatore, praticamente uguale alla massima temperatura del fluido stesso, sia pari a circa 335. °C
(50. °C. al di sopra della temperatura del vapore prodotto), cui consegue una tensione di vapore di
14. MPa. Nel nocciolo si mantiene un margine di sottoraffreddamento intorno a 10. °C in modo da
Parte II A: Filiere
23
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
evitare ebollizione di massa, pur ammettendo fenomeni di ebollizione locale di tipo nucleato nelle
zone più calde.
Nella Figura 2.4 è riportato lo schema funzionale di PWR, nel quale per semplicità è indicato un solo
circuito primario di refrigerazione anche se, come è noto, il numero di tali circuiti, sempre maggiore
di uno, è generalmente compreso tra due e quattro.
L’acqua di refrigerazione, immessa nella parte superiore del “vessel” (punto 1), attraversa con flusso
discendente la cavità anulare compresa tra la parete interna del vessel stesso ed il “barrel” prima di
essere avviata all’ingresso del nocciolo. Attraversa quindi il nocciolo stesso in deflusso ascendente
(up flow) refrigerando le barrette degli elementi di combustibile con conseguente aumento della
propria entalpia, ma mantenendosi comunque in condizioni di sottoraffreddamento. Fuoriesce infine
dal vessel (punto 2) e viene avviata al generatore di vapore (punto 3) ove, passando all’interno dei
tubi del fascio tubiero, cede calore al fluido (acqua-vapore) secondario. La diminuzione della
temperatura dell’acqua primaria nel generatore di vapore (praticamente uguale all’aumento della
temperatura della stessa nell’attraversamento del nocciolo) è pari a circa 30. ÷ 40. °C. L’acqua
primaria ritorna quindi nel recipiente in pressione, chiudendo il proprio ciclo. La pompa di
circolazione installata nel circuito a valle del generatore garantisce la portata sufficiente per
assicurare le condizioni fluidodinamiche necessarie per la corretta refrigerazione del nocciolo. Come
è stato prima detto, uno dei circuiti primari è collegato al pressurizzatore. Il vapore prodotto è
inviato alla turbina e, all’uscita di questa, al condensatore. L’acqua, estratta dal condensatore, dopo
essere stata opportunamente preriscaldata, torna al generatore di vapore. Per semplicità non sono
stati riportati nello schema le componenti utilizzate per il miglioramento del rendimento del ciclo
termodinamico e per il corretto funzionamento della turbina (per esempio: surriscaldatori, separatori
di condensa, preriscaldatori rigenerativi dell’acqua di alimento).
2.4 Disposizione dell’Impianto
La centrale è costituita da una o più unità di produzione; ciascuna di queste unità comprende: l’isola
nucleare, la parte convenzionale ed i sistemi per la refrigerazione, ecc. In edifici annessi alla centrale
trovano posto: laboratori, officine, servizi amministrativi, centro di informazione, ecc.
Isola Nucleare (Nuclear Island)
Comprende essenzialmente la cosiddetta “caldaia nucleare” costituita:
• dal sistema primario nel suo complesso (nocciolo del reattore, vessel e i suoi componenti interni,
circuito primario, ecc.) con i relativi sistemi per la sicurezza del reattore nucleare;
• dai circuiti per il condizionamento chimico e la regolazione dell’acqua nel circuito primario;
• dai sistemi di refrigerazione di emergenza del nocciolo;
• dai sistemi di alimentazione elettrica;
• dai sistemi di comando e di protezione del reattore, ecc.
Alla caldaia nucleare sono associati numerosi altri sistemi e circuiti tra i quali:
• il sistema per il trattamento degli affluenti;
• il sistema di ventilazione;
• il sistema acqua servizi;
• i gruppi Diesel per l’alimentazione elettrica di emergenza.
24
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Nella Figura 2.5 è schematicamente rappresentata la disposizione generale dell’isola nucleare di un
PWR (Framatome N4).
Parte Convenzionale (Balance of Plant)
Comprende il gruppo turboalternatore con i suoi sistemi annessi, la stazione elettrica ed i servizi
generali.
L’unità di produzione nel suo complesso comprende, essenzialmente, le seguenti strutture:
• edificio reattore;
• edificio combustibile;
• edificio ausiliari del reattore;
• edificio alimentazione elettrica, comprendente anche la sala di comando e di controllo;
• sala macchine;
• edifici per i diesel di emergenza;
• opere di presa e restituzione dell’acqua di refrigerazione del condensatore;
• stazione elettrica.
Tutte le parti in pressione dell’isola nucleare, la cui rottura potrebbe portare a rilascio di fluido
primario, sono sistemate all’interno del contenitore di sicurezza. Sono comprese tra queste anche i
generatori di vapore che costituiscono in effetti l’elemento di interfaccia tra l’isola nucleare e quella
convenzionale in quanto al loro interno è presente sia fluido primario (lato tubi), sia fluido
secondario (lato mantello).
Il contenitore impiegato è, nella quasi totalità dei casi, del tipo “a piena pressione” dotato di sistemi
di spruzzamento del volume interno. Esso è generalmente costituito da due strutture cilindriche
continue in cemento armato con cupola emisferica, ancorate ad una piastra piana di base. La
superficie interna della prima struttura è rivestita con lamiere di acciaio saldate in modo da garantirne
la tenuta. La seconda struttura, esterna alla prima, assolve essenzialmente alle funzioni di schermo
biologico e di protezione da impatti esterni. L’intercapedine tra le due strutture può essere
mantenuta in depressione in modo da avere tassi di perdita praticamente nulli verso l’esterno.
(principio del doppio contenimento).
La pressione di progetto del contenitore è quella corrispondente al primo picco successivo
all’incidente di riferimento (tranciatura netta a ghigliottina di una tubazione del circuito primario a
valle della pompa di circolazione). Il suo valore si aggira intorno a 3. ÷ 4. kg/cm2.
In alternativa al tipo di contenimento sopra indicato, la Westinghouse, nel rispetto del concetto del
doppio contenimento, ha progettato un contenitore a soppressione di vapore con condensatore di
ghiaccio. Quest’ultimo, contenente tetraborato di sodio per aumentare l’efficacia sull’abbattimento e
la ritenzione dello I131, è disposto anularmente all’interno della struttura di contenimento ed è in
grado di assorbire rapidamente l’energia termica rilasciata a seguito dell’incidente attraverso la
condensazione del vapore che passa attraverso il ghiaccio stesso.
Questa soluzione, del tutto analoga a quella adottata con successo nei BWR, risulta meno attraente
per i PWR, per i quali i valori delle pressioni di picco all’interno del contenitore sono relativamente
modesti anche senza abbattimento iniziale del vapore, a causa dell’elevato volume del contenitore
stesso. A titolo di esempio nella seguente Tabella 2.1 si riportano alcuni dati relativi al sistema di
contenimento dell’unità Framatome N4.
Parte II A: Filiere
25
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Contenitore primario
• Diametro interno
• Spessore
43.80 m
1.20 m
• Altezza massima
59.16 m
• Volume interno
78,000. m3
Contenitore secondario
• Spessore
0.55 m
Tabella 2.1: Dati relativi al sistema di contenimento Framatome N4.
2.5 Isola Nucleare
2.5.1 Nocciolo del reattore
Il nocciolo è costituito da alcune centinaia di elementi di combustibile appoggiati sulla griglia di
sostegno e mantenuti in posizione verticale all’interno del recipiente in pressione.
I carichi (peso proprio, e azioni fluidodinamiche) trasmessi dall’elemento alla griglia di sostegno
sono trasferiti attraverso il “barrel” al recipiente in pressione.
L’elemento, concepito in modo da poter alloggiare le barre di controllo a grappolo, è privo di scatola
di contenimento, per cui l’acqua primaria assolve, senza alcuna differenziazione, alle funzioni di
moderazione e di refrigerazione. La uniforme distribuzione del moderatore nel nocciolo evita, tra
l’altro, maldistribuzioni locali del flusso neutronico termico e, quindi della potenza, al contrario di
quanto avviene, per esempio, nei BWR.
Gli elementi sono provvisti di due boccagli. Il boccaglio inferiore controlla l’afflusso del refrigerante
e, nel contempo, serve come elemento strutturale dell’elemento; quello superiore ha anch’esso
funzioni strutturali e costituisce un “plenum” locale nel quale l’acqua “calda” proveniente
dall’elemento viene raccolta e convogliata attraverso la piastra forata nel “plenum superiore” del
vessel.
Per avere una migliore distribuzione radiale della potenza, tenendo conto che non possono essere
utilizzate a tale scopo le barre di controllo, il nocciolo della prima carica è formato da elementi con
combustibile a diverso arricchimento collocati in zone (generalmente tre) sostanzialmente
concentriche. Gli elementi a più elevato arricchimento sono posizionati alla periferia del nocciolo,
mentre quelli a più basso arricchimento sono sistemati nelle zone più interne. Ciò è ovviamente
necessario soltanto nella fase transitoria iniziale del ciclo; a regime, infatti, con l’adozione di un ciclo
del combustibile a zone con spostamenti radiali degli elementi, è possibile avere nel nocciolo
combustibile con caratteristiche nucleari differenti, pur utilizzando elementi freschi aventi tutti lo
stesso arricchimento.
L’acqua primaria è immessa nella parte alta del vessel ove sono localizzati i bocchelli di ingresso,
percorre in deflusso discendente la cavità anulare compresa tra la parete interna del vessel e quella
esterna del barrel raccogliendosi nel plenum inferiore; attraversa la calotta forata, la piastra di
diffusione (se presente) e la griglia di sostegno e lambisce in flusso ascendente le barrette di
combustibile provvedendo alla loro refrigerazione. All’uscita dal nocciolo, il refrigerante si raccoglie
nel plenum superiore e fuoriesce dal vessel attraverso i bocchelli di uscita del barrel e del vessel
26
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
stesso. La velocità del refrigerante nel nocciolo è pari a circa 3. ÷ 4. m/s e l’aumento della sua
temperatura nell’attraversamento del nocciolo medesimo è pari a circa 30. ÷ 40. °C.
Le barre di controllo assolvono, essenzialmente, alle seguenti funzioni:
• controllo delle variazioni di reattività a breve termine;
• adeguamento della potenza dell’impianto alle richieste della rete;
• spegnimento rapido del reattore.
Ciascuna barra è costituita da un gruppo di barrette, aventi approssimativamente le stesse dimensioni
delle barrette di combustibile, appese ad una struttura di collegamento a forma di “ragno” (spider)
accoppiata ad un asta. Quest’ultima può essere spostata in direzione verticale attraverso il proprio
meccanismo di comando a martinetto magnetico, montato sulla testa del vessel. La reattività viene
variata mediante estrazione o inserzione controllata della barra del nocciolo. Le barrette scorrono
all’interno dei tubi guida che fanno parte integrante dello stesso elemento di combustibile. Per lo
spegnimento rapido del reattore è sufficiente disattivare i tre gruppi di spire del meccanismo di
comando. In queste condizioni l’inserimento della barra è affidato soltanto alla gravità.
La compensazione della reattività a medio e lungo termine viene operato nella prima carica
utilizzando veleni bruciabili, oltre che, naturalmente, variando la concentrazione del veleno (acido
borico) in soluzione del moderatore.
Nella Figura 2.6 è riportata in forma schematica la sezione trasversale di un reattore PWR.
2.5.2 Elemento di combustibile
L’elemento di combustibile è formato da un insieme di barrette, ciascuna delle quali è costituita da un
tubo in Zircaloy-4 (guaina), chiuso alle due estremità con tappi saldati, contenente pastiglie di UO2 a
relativamente basso arricchimento (≈ 3%). Le pastiglie, com’è noto, sono ottenute per
sinterizzazione di polveri di UO2 di diversa granulometria, dopo pressatura a freddo. La densità
iniziale delle pastiglie è pari a circa il 95% di quella teorica. Le facce delle pastiglie presentano un
incavo (dishing) che consente alle stesse di seguire la maggiore espansione assiale della parte
centrale, mantenendo il contatto tra loro nella parte più esterna dove più bassa è la temperatura.
Nella zona superiore della barretta è lasciato un volume libero, non occupato dalle pastiglie (gas
plenum) per la raccolta dei gas di fissione rilasciati dal combustibile durante il funzionamento. Il
volume del plenum è pari a circa il 5% del volume complessivo della barretta. Per ridurre la
temperatura, e quindi la pressione dei gas del plenum, si è soliti inserire al termine della colonna
attiva una pastiglia di materiale non fissile, per esempio, allumina sinterizzata. Una molla elicoidale è
collocata tra quest’ultima pastiglia e la faccia inferiore del tappo superiore per mantenere il
posizionamento delle pellets durante il trasporto dell’elemento.
Il collegamento tra le pastiglie e la guaina è del tipo “free standing”; la sola guaina deve essere
pertanto in grado di sopportare i carichi derivanti dalla differenza di pressione tra il fluido primario
ed i gas in essa contenuti. Per ridurre tale differenza che, all’inizio della vita, risulterebbe
particolarmente elevata (circa 160. kg/cm2), le barrette vengono riempite durante il processo di
fabbricazione con elio a pressione relativamente elevata (20. ÷ 30. kg/cm2). Ciò consente, peraltro,
di verificare con certezza e semplicità il grado di tenuta della guaina dopo la costruzione.
L’elemento di combustibile è attualmente costituito, nella maggior parte dei casi, da 264 barrette
combustibili disposte secondo un reticolo a passo quadrato 17 x 17. Le altre posizioni sono occupate
da: 24 tubi in Zircaloy-4 per la guida delle barre di controllo; 1 tubo centrale per l’alloggiamento del
sistema di strumentazione del nocciolo.
Parte II A: Filiere
27
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Il corretto posizionamento della barretta di combustibile è assicurato dalla presenza di grigliette
distanziatrici poste ad intervalli regolari in senso longitudinale. Le grigliette sono dotate di elementi
elastici che consentono lo spostamento delle barrette in direzione assiale, ma ne limitano quelli in
direzione trasversale.
I tubi di guida delle barre di controllo sono collegati ai boccagli inferiori e superiori dell’elemento ed
alle grigliette distanziatrici; si realizza in tal modo una adeguata struttura di sostegno dell’elemento,
anche senza la presenza della scatola di contenimento.
I due boccagli, oltre alle funzioni strutturali suddette, hanno anche lo scopo di regolare l’afflusso del
refrigerante (boccaglio inferiore) e di raccogliere e convogliare nel plenum superiore del vessel
l’acqua primaria in uscita dall’elemento.
L’elemento sopra indicato ha sostituito quello analogo con reticolo 15 x 15 per molto tempo
impiegato nei reattori PWR. Le motivazioni che hanno consigliato l’adozione del nuovo elemento
sono le stesse che hanno portato alla sostituzione nei BWR dell’elemento 7 x 7 con quello 8 x 8.
Il nuovo elemento è caratterizzato da un aumento del numero di barrette e della superficie di scambio
termico dell’ordine, rispettivamente, del 30 e del 25%. Le barrette hanno diametro minore in modo
da mantenere immutate le dimensioni trasversali dell’elemento stesso. La modifica apportata ha come
conseguenza una riduzione, a parità di potenza del nocciolo, della potenza specifica lineare e del
flusso termico superficiale dello stesso ordine di quello prima indicato.
Le conseguenze di queste riduzioni sono molteplici ed i benefici relativi afferiscono sia alla sicurezza
del nocciolo, sia al comportamento dell’elemento durante il normale funzionamento.
Per quanto attiene alla sicurezza, i vantaggi sono essenzialmente relativi alle condizioni in cui
l’elemento verrebbe a trovarsi durante il transitorio conseguente al LOCA. Per il nuovo elemento,
infatti, si ha un abbassamento di circa 500. °F (276. °C) della temperatura massima della camicia
rispetto a quella che si sarebbe raggiunta nell’elemento 15 x 15.
La diminuzione del flusso termico superficiale porta ad un aumento, valutabile intorno al 15%, del
margine di sicurezza alla crisi termica.
La diminuzione a regime della temperatura massima del combustibile, conseguente all’abbassamento
della potenza specifica lineare, ha peraltro, effetti benefici non trascurabili sul comportamento in
esercizio dell’elemento stesso. Alla suddetta diminuzione della temperatura consegue inoltre una
riduzione della frazione dei prodotti di fissione rilasciati che, a pari valore del burn-up e della
pressione a fine vita all’interno della barretta, consente di aumentare la pressione iniziale dell’elio e,
conseguentemente, il tempo necessario per rendere significativa l’interazione combustibileincamiciatura.
Infine, riducendosi la quantità dei prodotti di fissione raccolti all’interno della barretta, sono minori le
conseguenze derivanti dal loro rilascio dalla camicia nel caso di lesioni della medesima.
Nella Figura 2.7 è rappresentato in forma schematica l’elemento di combustibile di un PWR.
2.5.3 Componenti Interne al Recipiente in Pressione
Alle componenti interne al recipiente in pressione (internals) sono affidate principalmente le seguenti
funzioni:
• sopportare il nocciolo del reattore ed assicurare il corretto posizionamento degli elementi di
combustibile;
• limitare gli spostamenti radiali degli elementi in modo da garantire un sostanziale allineamento tra
gli stessi ed il sistema di comando delle barre di controllo;
• assicurare la corretta distribuzione del fluido refrigerante;
28
Parte II A: Filiere
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• provvedere alla riduzione dell’irraggiamento gamma e neutronico del vessel;
• garantire la disponibilità di opportune strutture tra gli elementi di combustibile e il fondo del
vessel per il passaggio dei cavi del sistema di strumentazione del nocciolo;
• consentire il posizionamento di capsule contenenti i campioni da prelevare e sottoporre a prova in
attuazione del programma di sorveglianza.
Tutte le componenti interne, realizzate in acciaio inossidabile di tipo austenitico, sono classificate in
classe I e livello di qualità 1.
Le parti principali degli internals sono:
• la struttura inferiore di sostegno del nocciolo, comprendente:
♦ il “barrel” appoggiato sulla faccia superiore della flangia del vessel e dotato nella parte
inferiore di supporti radiali che consentono allo stesso spostamenti assiali, ma ne limitano
quelli trasversali;
♦ la piastra inferiore sulla quale si appoggiano gli elementi di combustibile. I carichi
conseguenti sono trasmessi dalla piastra al barrel e, quindi, al recipiente in pressione;
♦ i deflettori (“baffle assembly”), posti all’interno del barrel che limitano la portata del
refrigerante all’esterno del nocciolo;
♦ i tubi per il passaggio e la protezione delle componenti del sistema di strumentazione del
nocciolo.
• Nella zona compresa tra la faccia superiore del piastrone forato del barrel e quella inferiore della
piastra di sostegno del nocciolo è collegata un’altra piastra forata che consente di ottenere una più
uniforme distribuzione della portata del refrigerante all’ingresso del nocciolo.
• La struttura superiore di sostegno del nocciolo, localizzata al di sopra del nocciolo stesso. Questa
struttura comprende:
♦ La piastra superiore che appoggia direttamente sugli elementi del combustibile;
♦ la piastra di sostegno dei tubi di guida e di protezione delle aste di comando delle barre di
controllo;
♦ le colonne di supporto che garantiscono il collegamento tra le due piastre sopra indicate.
La struttura superiore suddetta viene rimossa per consentire le operazioni di refueling. Anche la
struttura inferiore può essere estratta, dopo la rimozione del core, quando si voglia procedere alla
ispezione del recipiente in pressione.
Nella Figura 2.6 prima ricordata sono riportate in forma schematica le componenti interne al
recipiente in pressione di un PWR.
2.5.4 Sistema di Raffreddamento Primario
Il sistema di raffreddamento primario costituisce la struttura di confinamento del refrigerante
primario. A tale sistema sono affidate principalmente le seguenti funzioni:
• trasferimento del calore dal nocciolo del reattore ai generatori di vapore;
• controllo della reattività mediante variazione della concentrazione del boro, congiuntamente
all’azionamento delle barre di controllo;
• controllo della pressione del fluido primario.
Parte II A: Filiere
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Le componenti fondamentali che costituiscono il sistema sono: il recipiente in pressione, il
pressurizzatore, i diversi rami del circuito primario, ciascuno dei quali comprende, oltre alle tubazioni
di collegamento, il generatore di vapore e la pompa di circolazione.
2.5.4.1 Recipiente in Pressione (Vessel)
Il recipiente in pressione che contiene il nocciolo del reattore, può essere considerato il componente
principale del sistema di refrigerazione primario. I suoi scopi sono:
• sostenere e mantenere nella giusta posizione il nocciolo del reattore, le componenti interne ed i
meccanismi di comando delle barre di controllo;
• assicurare una completa tenuta del fluido primario;
• contribuire alla protezione dalle radiazioni.
Il vessel è un recipiente cilindrico, con fondo emisferico o policentrico, provvisto di una testata di
chiusura semisferica rimovibile. Esso è progettato prendendo a riferimento i carichi relativi a tutte le
condizioni operative dell’impianto (coerentemente con la classificazione per esso adottata: classe 1,
livello di qualità 1) nel rispetto di specifiche normative disponibili al riguardo (per esempio ASME
Sect. 3).
E’ ottenuto mediante saldatura di elementi semilavorati. Le operazioni di saldatura, i trattamenti
termici connessi ed i controlli conseguenti sono eseguiti all’interno dell’officina prima del suo
trasporto nel cantiere. Il recipiente in pressione consiste di una flangia forgiata, di una parete
cilindrica formata da più anelli sovrapposti e di un fondo. All’anello superiore del recipiente sono
saldati i bocchelli per l’ingresso e l’uscita del fluido refrigerante.
La testata di chiusura è costituita da una testa semisferica forgiata a caldo saldata ad una flangia sulla
quale sono praticati i fori per il passaggio dei prigionieri utilizzati per il collegamento della testata
stessa alla flangia del recipiente. Sulla testa sono presenti numerosi fori attorno ai quali sono saldati
gli adattatori necessari per la sistemazione dei meccanismi di comando delle barre di controllo e per il
passaggio dei cavi della strumentazione termica.
Opportuni organi (2 O-rings metallici concentrici) disposti tra la faccia superiore della flangia del
recipiente e quella inferiore della flangia del coperchio assicurano la tenuta del complesso.
Tutte le superfici del recipiente e della testa che possono venire a contatto con il fluido primario sono
rivestite con acciaio inossidabile riportato per saldatura.
Le prove eseguite periodicamente su campioni dello stesso materiale impiegato per la costruzione del
recipiente sistemati al suo interno in prossimità del nocciolo, consentono la determinazione delle
variazioni delle caratteristiche meccaniche del materiale per effetto dell’irraggiamento neutronico.
2.5.4.2 Generatore di Vapore
Il generatore di vapore è l’elemento di interfaccia fra l’isola nucleare e la parte convenzionale
dell’impianto. I generatori di vapore impiegati nei PWR sono normalmente del tipo a tubi ad U e
sono collocati con asse verticale attorno al recipiente in pressione. Ciascun generatore è costituito:
da un mantello formato da due gusci cilindrici di diverso diametro, raccordati con un elemento
troncoconico, chiuso nella parte superiore da una calotta policentrica; dalla testa semisferica inferiore
contenente i bocchelli di ingresso e di uscita del refrigerante primario. La parte interna della testa è
divisa da due porzioni mediante un setto realizzato congiuntamente alla testa stessa.
All’interno del mantello è sistemato il fascio tubiero. Le parti terminali dei tubi sono mandrinate sulla
piastra tubiera che viene stretta tra le flange del mantello e della testa. La spaziatura tra i tubi viene
garantita da piastre forate collegate all’involucro dal fascio tubiero. Al di sopra del fascio sono
sistemati il separatore di vapore e gli essiccatori.
30
Parte II A: Filiere
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L’acqua primaria entra ed esce attraverso i bocchelli situati nella testa, dopo essere passata
all’interno dei tubi del fascio.
L’acqua di alimento entra nel generatore da un bocchello disposto al di sopra dei tubi e scorre verso
il basso nell’intercapedine compresa tra il mantello e l’involucro dei tubi, mescolandosi con l’acqua
di ricircolo proveniente dai separatori di vapore. Nella parte bassa del generatore, immediatamente al
di sopra della piastra, l’acqua secondaria è avviata radialmente nella zona contenente il fascio
tubiero; sale quindi attraverso il fascio e, in uscita da questo, la miscela di acqua e vapore è avviata al
separatore di vapore. Il vapore passa quindi negli essiccatori e fuoriesce dal generatore attraverso il
bocchello situato sul coperchio. L’acqua in uscita dal separatore ricircola all’interno del generatore,
mescolandosi con quella di alimento. Il vapore in uscita dal generatore ha un titolo non inferiore al
99,75%.
Il mantello e la testa del generatore sono realizzati in acciaio al carbonio debolmente legato. La
superficie interna della testa, a contatto con il fluido primario è placcata con acciaio inossidabile. La
piastra tubiera ed i tubi sono di inconel, mentre le piastre guida dei tubi sono realizzate in acciaio
inossidabile.
Nella seguente Tabella 2.2 sono riportate, a titolo di esempio, le principali caratteristiche di un
generatore di vapore di una unità PWR da 1,300. MWe, dotata di 4 circuiti primari. Nella Figura 2.8
è rappresentato in forma schematica il generatore di vapore di un PWR.
Dati geometrici:
Altezza complessiva
22.138 m
Diametro maggiore del mantello
4.826 m
Diametro minore del mantello
3.374 m
Spessore del mantello
110. mm
Diametro della piastra tubiera
3.800 m
Spessore della piastra tubiera
605. mm
Numero dei tubi
5,342
Diametro esterno dei tubi
19.05 mm
Spessore dei tubi
1.09 mm
Sistema primario:
Dati di progetto:
2
Pressione
172. kg/cm
Temperatura
342. °C
Dati di esercizio:
2
Pressione all’ingresso
155. kg/cm
Temperatura di ingresso
328. °C
Temperatura di uscita
293. °C
Perdite di carico
2.56 kg/cm
Portata
22,300. m /h
Parte II A: Filiere
2
3
31
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RL (811) A 99
Acqua di alimento:
2
Pressione
72.5 kg/cm
Temperatura
230.°C
Sistema secondario:
Dati di progetto:
2
Pressione
89.5 kg/cm
Temperatura
316. °C
Dati di esercizio:
2
Pressione
71.5 kg/cm
Temperatura
289. °C
Portata
537. kg/s
Titolo
99.75%
Tabella 2.2: Principali caratteristiche di un generatore di vapore.
2.5.4.3 Pompa di Circolazione
Le pompe hanno lo scopo di garantire una circolazione del fluido primario che assicuri la
refrigerazione del nocciolo nel rispetto delle condizioni e dei limiti previsti in sede di progetto. In
ciascuno dei circuiti primari è collocata una pompa di circolazione, disposta sul ramo freddo, in
uscita dal generatore di vapore.
La pompa, coerentemente con le funzioni che le sono affidate, deve fornire una prevalenza pari alle
perdite di carico del fluido nell’attraversamento dell’intero circuito (recipiente in pressione, sistema
di tubazioni, generatore di vapore, ecc.). L’entità di tali perdite è compresa tra 6. e 8. kg/cm2.
La pompa impiegata è una pompa centrifuga monostadio ad asse verticale, dotata di opportuni
sistemi di tenuta (generalmente tre, disposti in serie).
Un volano calettato sull’asse della pompa al di sopra del motore, fornisce, insieme alle altri parti
rotanti (girante, rotore, ecc.) una inerzia sufficiente ad assicurare una adeguata portata del
refrigerante nella prima fase del transitorio conseguente ad un ipotizzato fuori servizio della pompa
stessa (incidente di perdita di portata).
I criteri di progettazione della cassa della pompa sono sostanzialmente quelli seguiti per la
progettazione del recipiente in pressione. La cassa della pompa è collegata al basamento attraverso
opportune strutture di supporto (generalmente tre colonne). Tra la cassa della pompa o del motore e
la parete sono disposti gli smorzatori laterali.
2.5.4.4 Tubazioni Primarie
Le tubazioni dei circuiti primari sono progettate prendendo a riferimento i carichi relativi a tutte le
condizioni operative nelle quali l’impianto potrebbe venire a trovarsi durante l’esercizio. Sono
normalmente costruite in acciaio inossidabile di tipo austenitico e sono ottenute collegando tra loro
le diverse parti della tubazione e quest’ultima ai bocchelli del recipiente in pressione, del generatore
di vapore, della cassa della pompa di circolazione. Il collegamento è effettuato mediante saldatura a
piena penetrazione.
32
Parte II A: Filiere
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La disposizione della tubazione ed i sistemi di vincolo delle grosse componenti dalla stessa collegati
devono consentire adeguata flessibilità al circuito, in modo da contenere nei limiti accettabili le
sollecitazioni di origine termica durante i transitori operazionali.
Opportuni sistemi di vincolo aggiuntivi sono predisposti per limitare, senza comprometterne la
flessibilità, da un lato, le sollecitazioni dinamiche conseguenti al sisma (smorzatori dinamici) e,
dall’altro, gli spostamenti dei tratti della tubazione in corrispondenza ad una eventuale ipotizzata
tranciatura della stessa (pipe whip restraints). A questo proposito si ricorda che gli spostamenti
ammissibili devono essere sufficientemente piccoli da evitare danneggiamenti ai sistemi di protezione
o di sicurezza.
2.5.4.5 Sistemi Ausiliari dell’Isola Nucleare e Sistemi di Sicurezza
Nel Paragrafo 2.6 sono sommariamente illustrati i principali sistemi ausiliari della sezione nucleare ed
i sistemi di sicurezza di un PWR (EDF 1,300. MWe). I sistemi suddetti non differiscono
sostanzialmente da quelli adottati in altri reattori della stessa filiera. Nella Tabella 2.4 le
caratteristiche principali del PWR EdF sono confrontate con quelle del reattore AP-600.
T
T'2
T2
A
Tm=T'm
T1
T'1
p = p''
v v
p'
v
Ta=T'a
T''a
x
Figura 2.1: Regolazione a temperatura media, Tm, costante.
Parte II A: Filiere
33
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T
T'2
T2
T'm
Tm
B
T1
T'1
p = p'
v v
Ta=T'a
x
Figura 2.2: Regolazione a pressione costante del vapore.
34
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
T
T'2
T2
T'm
Tm
C
T1
T'1
p
v
p'
v
Ta=T'a
x
Figura 2.3: Regolazione con variazione di Tm e di pv.
Parte II A: Filiere
35
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Pressurizzatore
VS
P
5
L
2
1
3
Turbina
Core
Generatore
di vapore
L
Condensatore
4
PC
Pcv
VA
PA
Vcv
Circuito di condizionamento chimico
e di regolazione volume acqua primario
Figura 2.4: Schema funzionale di un PWR.
36
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Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Standby Diesel
Generator Set
Turbine Hall
Personnel
Access Building
Standby Diesel
Generator Set
Safeguard Auxiliary
and Electrical
Equipment Building
Reactor Building
Nuclear
Auxiliary
Building
Refueling Water
Storage Tank
110 m
Fuel Building
120 m
Figura 2.5: Disposizione generale dell’impianto.
Parte II A: Filiere
37
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RL (811) A 99
Figura 2.6: Spaccato di PWR.
38
Parte II A: Filiere
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Figura 2.7: Elemento di combustibile.
Parte II A: Filiere
39
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Figura 2.8: Generatore di vapore.
40
Parte II A: Filiere
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Caratteristiche
Trino Vercellese Main Yankee
(1964)
(1979)
Potenza termica
MWt
825.
2440.
Potenza elettrica netta
MWe
247.
800.
Rendimento
%
30.
33.
Dimensioni del nocciolo (h x d)
m
2.65 x 2.50
3.6 x 3.5
Peso del combustibile
t
37.
87.
Numero elementi
112 + 52
217
Numero di barrette per elemento
208 - 28
176 (14 x 14)
Diametro delle barrette
mm
9.4
10.7
Diametro delle pastiglie
mm
8.8
9.3
Tipo di combustibile
UO2
UO2
Arricchimento
%
3.94
3.1
Materiale guaina
AISI 304
Zr 4
Burn up all’equilibrio
MWd/t
25,000.
30,000.
Dimensioni del vessel (h x d)
m
11. x 3.6
12.5 x 4.4
Densità di potenza (media / massima)
kW/l
63 / 195
75 / 221
Potenza specifica media
kW/kg
22.
28.
Potenza specifica lineare (media/massima) kW/m
13.5 / 40.5
18.8 / 55.6
Fattore di picco totale
3.1
2.9
Pressione primario
140.
158.
kg/cm2
Temperatura ingresso nocciolo
°C
266.
282.
Temperatura uscita nocciolo
°C
297.
315.
2
Pressione del vapore
34.
51.
kg/cm
Temperatura del vapor saturo
°C
240.
264.
Tipo di controllo
chimico / barre chimico / barre /
veleni bruciabili
Tipo di barre
cruciformi
rod cluster
Materiale assorbente
Ag Cd In
Ag Cd In
Refuelling
a zone con
a zone con
shuffling radiale shuffling radiale
ENEL V
(1985)
2775.
952.
34.
3.6 x 3.04
72.
157
264 (17 x 17)
9.5
8.2
UO2
3.2
Zr 4
33,000.
13. x 4.
104 / 261
38.
17.8 / 44.5
2.5
158.
288.
325.
63.2
277.
chimico / barre /
veleni bruciabili
rod cluster
Ag Cd In
a zone con
shuffling radiale
Tabella 2.3: Caratteristiche di tre impianti di riferimento PWR.
Parte II A: Filiere
41
Impianti Nucleari
DATI GENERALI
Potenza termica
Potenza elettrica netta
Rendimento
RL (811) A 99
MWt
MWe
ELEMENTO DI COMBUSTIBILE
Reticolo
Barrette combustibile per elemento
Tubi guida per assorbitori
Tubi guida per strumentazione
Lunghezza attiva
m
Numero delle griglie
Passo del reticolo
mm
Diam. esterno della barretta mm
Diam. interno della camicia mm
Spessore della camicia
mm
Diametro della pastiglia
mm
kg
Peso dell'UO2 per elemento
Densità dell'UO2
g/cm3
NOCCIOLO DEL REATTORE
Altezza attiva
m
Diametro equivalente
m
Numero di elementi
Numero complessivo di barrette
Densità di potenza
kW/l
Peso del combustibile (UO2)
t
Potenza specifica
media
kW/kg
massima
kW/kg
Potenza specifica lineare
media
kW/m
massima
kW/m
Flusso termico superficiale
medio
kW/m2
massimo
kW/m2
Temp. refr.ingresso nocciolo °C
Temp. refr. uscita nocciolo °C
Portata del refrigerante
kg/h
Volume H2O/volume UO2
Fattore di canale caldo FQ
AP-600
1819
600
0.33
EDF1300
3817
1300
0.34
17x17
264
24
1
3.65
8
12.6
9.15
8.0
0.57
7.84
477
17x17
264
24
1
3.65
10
12.6
9.50
8.36
0.57
8.19
610
10.27
10.30
3.65
2.93
145
38280
73.9
69.2
4.27
3.37
193
50952
100
118
26.3
63.1
32.3
78.9
12.59
30.2
17.02
42.00
439
1054
287
323
31.5x106
2.24
2.40
574
1474
293
328
65.6x106
1.98
2.44
Tabella 2.4: Caratteristiche principali dei reattori AP-600 ed EDF 1300.
42
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
2.5.4.6 Pressurizzatore
Il pressurizzatore ha lo scopo di mantenere, in condizioni di regime, la pressione del fluido nel
circuito primario ad un valore predeterminato; limitare le escursioni di pressione conseguenti alla
espansione termica del fluido durante i transitori operazionali, evitando che la pressione del fluido nel
circuito suddetto superi previsti limiti di sicurezza. In linea di principio potrebbero essere impiegati
pressurizzatori a gas ed a vapore; in realtà i pressurizzatori impiegati nei PWR sono di quest’ultimo
tipo.
I pressurizzatori sono costituiti da recipienti in pressione di volume relativamente modesto, nei quali
lo stesso fluido (acqua) presente nel circuito primario è portato e mantenuto ad una determinata
temperatura. Al di sopra del livello del liquido si avrà vapor d’acqua alla pressione corrispondente
alla sua tensione di vapore alla temperatura del pelo libero dell’acqua contenuta nel pressurizzatore.
Il fondo del pressurizzatore è collegato, attraverso una tubazione, al ramo caldo di uno dei circuiti
primari del reattore, in prossimità del bocchello di uscita dal vessel.
Nella zona di collegamento tra il pressurizzatore ed il circuito, la pressione dell’acqua nel circuito
primario è praticamente uguale a quella del vapore presente all’interno del pressurizzatore. Pertanto,
se la temperatura del fluido all’interno del pressurizzatore è maggiore di quella massima dell’acqua
presente nel circuito primario, quest’ultima si troverà in ogni punto in condizioni di
sottoraffreddamento.
Il riscaldamento del fluido presente nel pressurizzatore è normalmente ottenuto mediante resistenze
elettriche collocate nella parte inferiore del pressurizzatore ed immerse nel liquido.
Sulla testa del pressurizzatore è invece sistemato un dispositivo di spruzzamento alimentato ad acqua
che, essendo prelevata dal ramo freddo di uno dei circuiti primari immediatamente a valle della
pompa di circolazione, ha pressione maggiore e temperatura minore di quelle del fluido all’interno
del pressurizzatore. Sul circuito di spruzzamento è installata una opportuna valvola di regolazione.
Per evitare che la pressione superi i valori massimi ammessi in fase di progetto, il vapore può essere
scaricato in un apposito serbatoio, contenente acqua a temperatura ambiente, attraverso un circuito
di scarico nel quale è montata
una valvola di sfioro.
Figura 2.9: Pressurizzatore.
Parte II A: Filiere
Durante il normale esercizio, il
volume del pressurizzatore è per
circa metà occupato dall’acqua e,
per la parte rimanente, da vapore.
Comunque, il livello del liquido
deve essere mantenuto entro
valori predeterminati. Il valore
minimo ammesso è tale da
evitare lo scoprimento delle
resistenze
elettriche
per
garantirne la integrità. Infatti se
le resistenze si trovassero
immerse nel vapore anziché
nell’acqua, per la conseguente
riduzione del coefficiente di
scambio termico, si avrebbe un
brusco
innalzamento
della
temperatura delle stesse che, per
le elevate potenze in gioco,
43
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
potrebbe raggiungere valori tali da provocare il loro danneggiamento e, al limite, il loro bruciamento.
Il valore massimo del livello è determinato dalla necessità di mantenere in ogni condizione una
sufficiente elasticità del sistema, tenendo presente che il volume del pressurizzatore occupato dal
vapore è praticamente il solo elemento elastico del sistema stesso.
Negli impianti PWR con potenze intorno a 1,000. MWe, il volume del pressurizzatore è circa 50. m3.
Il funzionamento del pressurizzatore è sostanzialmente il seguente: si supponga di avere un aumento
della temperatura del fluido primario con conseguente espansione dello stesso; una parte del fluido
entrerà nel pressurizzatore provocando la compressione del vapore in esso contenuto, ma essendo
tale fluido a temperatura minore di quella della miscela inizialmente presente nel pressurizzatore, si
avrà condensazione di una parte del vapore con relativa limitazione dell’aumento di pressione. La
condensazione potrà essere ulteriormente incrementata , se necessario, mediante immissione di acqua
attraverso il sistema di spruzzamento. Se, al contrario, si verifica una diminuzione della temperatura
del fluido primario, si avrà fuoriuscita di acqua dal pressurizzatore con conseguente espansione del
vapore in esso contenuto. La riduzione di pressione conseguente all’espansione determinerà però una
rapida evaporazione del fluido che incrementata dalla inserzione automatica dei riscaldatori elettrici,
consentirà di riportare la pressione al valore iniziale.
Le equazioni che regolano il funzionamento del pressurizzatore sono le seguenti:
1)
(1)
conservazione dell’energia
PE1 + KE1 + ∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 + ∆Q = PE2 + KE2 + ∆me he + mf2 hf2 + mg2 hg2 ∆W
dove:
PE
energia potenziale
KE
energia cinetica
∆Q
calore introdotto (riscaldatori elettrici)
∆W lavoro fornito
mf
massa dell’acqua
mg
massa del vapore
hf
entalpia dell’acqua
hg
entalpia del vapore
∆mi massa entrante
∆me massa uscente
hi
entalpia del fluido entrante
he
entalpia del fluido uscente
Gli indici 1 e 2 fanno riferimento alle condizioni del fluido del pressurizzatore prima e dopo
l’immissione della massa di acqua ∆mi o l’estrazione della massa di acqua ∆me
2)
conservazione della massa
(2)
44
∆mi + mf1 + mg1 = ∆me + mf2 + mg2
Parte II A: Filiere
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3)
RL (811) A 99
conservazione del volume
(3)
mf1 vf1 + mg1 vg1 = mf2 vf2 + mg2 vg2 = V
dove:
vf
volume specifico del fluido
vg
volume specifico del vapore
V
volume del pressurizzatore
Le tre equazioni sopra riportate permettono di ottenere i valori delle tre incognite:
mf2 mg2 P2
Apparentemente le incognite sembrerebbero in numero maggiore di quelle sopra indicate, ma in
effetti le grandezze fisiche hf2, hg2, vf2, vg2 sono funzioni della pressione P2 e quindi risultano
automaticamente definite quando sia determinato il valore di quest’ultima.
Nei transitori conseguenti alla immissione o alla estrazione di acqua del pressurizzatore, sono nulle le
variazioni di energia potenziale PE, dell’energia cinetica KE e del lavoro ∆W e si può ritenere
trascurabile il calore aggiunto ∆Q. In tali condizioni la (1) si riduce alla forma seguente:
∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 = ∆me he + mf2 hf2 + mg2 hg2
(1’)
Nel caso di immissione di acqua nel pressurizzatore risulta ovviamente ∆me = 0 e quindi la (1’)
diviene:
(1’’)
∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 = mf2 hf2 + mg2 hg2
Nel caso di estrazione di acqua si ha invece ∆mi = 0 e quindi la (1’) diviene:
(1’’’) mf1 hf1 + mg1 hg1 = ∆me he + mf2 hf2 + mg2hg2
La risoluzione del sistema comprendente una delle tre equazioni suddette, congiuntamente alla (2) ed
alla (3), fornirà, come è stato già precisato, i valori delle tre incognite.
Si consideri, per esempio, il transitorio conseguente alla immissione di acqua nel pressurizzatore. In
questo caso il sistema di equazioni da risolvere è il seguente:
(1’’)
∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 = mf2 hf2 + mg2 hg2
(2)
∆mi + mf1 + mg1 = mf2 + mg2
(3)
mf2 vf2 + mg2 vg2 = V
Le grandezze comprese nei primi membri delle equazioni (1’’) e (2) hanno valori noti, definiti dalle
condizioni iniziali (pressione, massa del liquido e massa del vapore) nonché dalla massa e dalla
entalpia specifica dell’acqua immessa.
Si ponga allora:
∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 = E
∆mi + mf1 + mg1 = M
Parte II A: Filiere
45
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Risolvendo il sistema costituito dalle due equazioni (1’’) e (2) si ottiene:
Mh g − E
2
mf 2 =
hg2 − h f 2
(4)
(5)
mg 2 =
E − Mh f 2
h g2 − h f 2
A questo punto si fissa, per tentativo, il valore della pressione finale p2 Per tale valore della pressione
potranno essere ricavati dalle tabelle i valori di hf2, hg2, vf2, vg2. Si potranno allora determinare,
utilizzando la (4) e la (5), i valori di mf2 e mg2. I valori così calcolati dovrebbero rendere soddisfatta
la (3). Se ciò non avviene, si dovrà procedere per successive approssimazioni, variando di volta in
volta il valore di tentativo della pressione p2 finché le tre equazioni (1’’), (2), (3), non risultano
soddisfatte.
Si procederà alla determinazione della pressione p2 a seguito di immissione di acqua in un
pressurizzatore. A tale riguardo si assuma:
P1 = 140 kg/cm2
vg1 = 11.6 10-3 m3/kg
T = 335 °C
mg1 = 2000 kg
hf1 = 365 cal/kg
mf1 = 25000 kg
hg1 = 618 Cal/kg
mi 3000 kg
vf1 = 1.1 x 10-3 m3/kg
hi = 356 Cal/kg (Ti = 330 °C)
Con riferimento ai dati sopra riportati si avrà:
V = mf1 vf1 + mg1 vg1 = (25 x 10-3) (1.1 x 103) (11.6 x 10-3) = 51 m3
E = mihi + mf1hf1 + mg1hg1 = 356 x 3 x 103 + 356 x 25 x 103 + 618 x 2 x 103 = 11.73 x 106 Cal
M = mi + mf1 + mg1 = 103 (3 + 25 + 2) = 30 x 103 kg
Ipotizzando che la pressione P2 alla fine del transitorio sia pari a 145. kg/cm2 si avrà:
P2 = 145 kg/cm2
r = 245 Cal/kg
hf2 = 370 Cal/kg
vf2 = 1.1 x 10-3 m3/kg
hg2 = 615 Cal/kg
vg2 = 11 x 10-3 m3/kg
e quindi:
mf 2 =
mhg2 − E
r
= 27,43t
mg 2 =
E − mh f 2
= 2,57 t
r
V = mf2 vf2 + mg2 vg2 = 27.43 x 1.1 + 2.57 x 11 = 58.44 m3
46
Parte II A: Filiere
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Poiché il volume così calcolato è sensibilmente maggiore di quello iniziale, la pressione P2 sarà
diversa da quella ipotizzata. Ammettiamo allora, in un secondo tentativo, che la pressione P2 sia pari
a 150. kg/cm2. Si avrà conseguentemente:
P2 = 150 kg/cm2
vf2 = 1.1 x 10-3 m3/kg
hf2 = 374 Cal/kg
vg2 = 10.5 x 10-3 m3/kg
hg2 = 613 Cal/kg
r = 238 Cal/kg
e quindi:
mf2 = 28.4 t
mg2 = 1.6 t
V = 47.8 m3
Il valore del volume V risulta ancora diverso e nel caso specifico, minore di quello effettivo. La
pressione P2 sarà allora compresa tra 145. e 150. kg/cm2. Una estrapolazione lineare dei dati ottenuti
fornirebbe per P2 un valore pari a 148.5 kg/cm2.
Ammettendo tale valore come terzo tentativo si ottiene:
P2 = 148.5 kg/cm2
r = 240.6 Cal/kg
hg2 = 613.6 Cal/kg
vf2 = 1.1 x 10-3 m3/kg
hf2 = 373 Cal/kg
vg2 = 10.7 x 10-3 m3/kg
e quindi:
mf2 = 28.1 t
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mg2 = 1.9 t
V = 51 m3
47
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2.6 Nuclear Auxiliary Systems and Safety Systems
2.6.1 Nuclear Auxiliary Systems
2.6.1.1 Chemical and Volume Control System (RCV)
The chemical and volume control system is designed to provide the following services to the reactor
coolant system:
• reactivity control: by regulation of the concentration of chemical neutron absorber (boron) in the
reactor coolant system to control slow reactivity changes resulting, for example, from fuel burp or
fission products buildup. During normal operation the quantity of boric acid ready for immediate
injection is always greater than the quantity required to shut down the reactor without control rod
insertion;
• regulation of reactor coolant inventory: within the allowable pressurizer level range for all normal
modes of operation including startup from cold shutdown and unit cool-down (both at 28. °C/h)
or full power operation (with allowable reactor coolant leakage). Furthermore, in case of small
reactor coolant pipe break (less than 0.7 cm2),the RCV charging pumps can maintain the reactor
coolant inventory which is necessary for normal shutdown of the reactor;
• reactor coolant purification: by removing fission and activation products, in ionic form or as
particulates, with demineralizers filters;
• chemical addition: lithium hydroxide for pH control, hydrazine as oxygen scavenging agent
during reactor startup from cold conditions and dissolved hydrogen to control and scavenge
oxygen produced due to radiolysis of water in the core region;
• seal water injection: by continuous supply of filtered water to each reactor coolant pump seal;
• hydrostatic testing of the reactor coolant system.
The reactor coolant is continuously discharged (18. m3/h) to the RCV system from the reactor
coolant loop-1 cold leg. It flows through the shell side of regenerative heat exchanger and
experiences a large pressure reduction through the letdown orifice. Outside the containment, it flows
through the tube side of the letdown heat exchanger and a second pressure reduction is performed by
the low pressure letdown valve. For purification purpose, the letdown flow may pass through a
mixed bed demineralizer (in fact 2 in parallel) and, if lithium or cesium contents exceed allowable
limits, through a cation deb demineralizer. If dilution operation is necessary (generally at the end of
the operation is necessary (generally at the end of the operating cycle) an anion bed demineralizer (in
fact 2 in parallel) can be used. Downstream from the demineralizers, a resin retention filter prevents
resin fines from circulating in the system. In order to control the water level in the RCV tank, a part
of the letdown flow can be routed to the boron recycle system (TEP).
The flow enters the RCV tank (19. m3) through a spray nozzle in the top; the partial pressure of
hydrogen in this tank determines the concentration of dissolved hydrogen for control of oxygen. If
boration is required, boron injection is performed by the boric acid pump from the boric acid thank
(equipment of the reactor boron and water makeup system REA); in the same way, makeup of
demineralized water can be performed at a point downstream from the RCV tank. Two charging
pumps in parallel are provided to take suction from the RCV tank (the third pump in parallel used for
hydrostatic tests). Normal charging flow is handled by one of these two pumps. This charging flow
splits into two paths. The bulk of the flow is directed to the reactor coolant system through the tube
side of the regenerative heat exchanger; a portion of this flow may be used as auxiliary spray for the
48
Parte II A: Filiere
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pressurizer during unit cool-down. The main charging flow (and consequently the pressurizer level)
is controlled by a control valve downstream from the charring pumps. The remaining flow (7.2 m3/h)
is directed, through a filter, to the reactor coolant pumps for seal water injection and the returns to
the suction side of the charging pumps through a filter and the seal water heat exchanger.
Figura 2.10: Chemical and volume control system (RCV).
When the normal letdown path is inoperable, reactor coolant can be discharged through the excess
letdown heat exchanger and directed to the charging pumps through the seal water return line.
2.6.1.2 Residual Heat Removal System (RRA)
Entirely located inside the containment, the residual heat removal system is used:
• to reduce the temperature of the reactor coolant to the cold shutdown temperature (less than 60.
°C) at a controlled rate (28. °C/h maximum) during the second part of normal unit cool-down;
• to maintain this temperature until the unit is started up again.
This system consist of 2 identical sub-system in parallel, each of them having a centrifuge pump
(flow-rate: 1150 m3/h, developed head: 105. m), a heat exchanger (U-tube type, 12.2 MWth) and a
cool-down rate control system.
The residual heat removal system is placed in operation approximately 5 hours after reactor
shutdown, when the coolant characteristics are sufficiently low (temperature less than 177. °C and
Parte II A: Filiere
49
Impianti Nucleari
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pressure less than 25. bar); the
cool-down rate is manually
controlled by regulating the
reactor coolant flow through
the tube side of the
exchangers.
The
cold
shutdown
conditions
are
obtained approximately 20.
hours after reactor shutdown.
When the residual heat
removal system is in operation,
a portion of the reactor
coolant flow may be diverted
to the chemical and volume
control system (RCV) for
cleanup purposes.
For the refueling operation,
the reactor cavity is filled with
borated demineralized water
by the pumps of the reactor
cavity and spent fuel pit
Figura 2.11: Residual heat removal system (RRA)
cooling system (PTR). After
refueling, this cavity is emptied by the residual heat removal system pumps and the water is routed to
the PTR tank.
2.6.1.3 Component Cooling System (RRI)
The component cooling system is provided to transfer heat from components and system located in
the nuclear island, in particular those which are important to the safety of the unit: for this reason the
design employs the multitrain concept. This system operates in a closed loop with demineralized
water and it is cooled by the essential service water system (SEC) It is designed to yield cooling
water at a maximum temperature of 35. °C during all modes of unit operation (except in case of
emergency core cooling for which the temperature can reach 46. °C).
The component cooling system consists of 2 independent loops, each equipped with 2 pumps in
parallel, a plate heat exchanger (divided into 2-half heat exchangers for technological and operational
reasons) and a surge tank to compensate volume variations and for water makeup. Each loop
supplies one of the redundant safety related equipment of:
• the safety injection system,
• the containment spray system,
• the residual heat removal system,
• the component cooling system pumps.
Connected to these safety loops, a common loop supplies cooling water to non-safety related
equipment.
50
Parte II A: Filiere
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2.6.1.4 Essential Service Water System (SEC)
The essential service water serves as heat sink for the component cooling system. It is designed to
ensure the RRI water with a maximum temperature of 35°C during normal operation.
This system consists of 2 independent redundant lines, each, with 2 pumps in parallel, connected to
one RRI heat exchanger. The pumps as well as the water filtration equipment are located in the unit
pumping station. Connections between pumps and heat exchangers are achieved by underground
ducts and pipes. After the water outfall work.
2.6.1.5 Reactor Cavity and Spent Fuel Pit Cooling System (PTR)
The nuclear steam supply system has 2 pools:
1. the reactor cavity: located inside the containment, this pool is empty during normal operation; the
connection between the reactor vessel upper flange and the bottom of the reactor cavity is sealed;
during shutdown for refueling, this cavity is full of borated water in such a way that the fuel
handling and reactor internals handling and storage can be performed under a sufficient height of
water ensuring biological protection;
2. the spent fuel pit (storage capacity: 10/3 cores, i.e. 629 fuel assemblies): located inside the fuel
building, this pool is always full of borated water and is used:
• as biological protection and spent fuel cooling before shipment for reprocessing,
• for spent fuel loading into special containers for transport,
• for new fuel storage before transfer to the reactor cavity.
The functions performed by the reactor cavity and spent fuel pit cooling system are:
• to remove decay heat from spent fuel stored in the spent fuel pit,
• to provide adequate cleanup and purification of water in the spent fuel pit and water cleanup in
the reactor cavity,
• to fill up and to drain, in connection with the refueling water storage tank, the compartments of
the spent fuel pit,
• to fill up the reactor cavity from the refueling water storage tank.
This system consist of:
• the spent fuel pit cooling sub-system, equipped with 2 pumps and 2 heat exchangers in parallel,
which can also be used as emergency residual heat removal system,
• the spent fuel water cleanup sub-system, with a pump and a mixed bed demineralizer associated
with 2 filters,
• the reactor cavity water filtration sub-system with a pump and 2 x 100% filters in parallel,
• the pool skimming sub-system, one for each pool, with a pump and a filter.
2.6.2 Safety Systems
2.6.2.1 Safety injection system (RIS)
The purpose of the safety injection system is to provide water for cooling the reactor core and
maintaining it under sub-critical conditions in the event of a loss of coolant accident such as:
Parte II A: Filiere
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• reactor coolant pipe break or inadvertent opening of a valve in the reactor coolant system leading
to a coolant discharge which cannot be compensated by the normal makeup system,
• control rod drive mechanism break causing a rod cluster control assembly ejection accident,
• steam pipe break or inadvertent opening of a valve in the steam system,
• steam generator tube break.
Figura 2.12: Safety Injection system (RIS)
This system is designed to supply the quantity of water necessary to prevent the fuel rod cladding
temperature exceeding 1204. °C, to ensure that the integrity of the reactor core and its geometry
necessary for heat transfer are preserved. It consists of 3 sub-system:
1. the accumulators: there is an accumulator connected to the cold leg of each reactor coolant loop;
it is a pressure vessel (47. m3) partially filled with borated water (30. m3 at 2000. ppm) and
pressurized with nitrogen gas (42. bar). The connection line whit the reactor coolant pipe is
provided with a valve and a check valve. During normal operation at full power, the valve is
always open; if the reactor coolant pressure falls below 42. bar, the check valve opens and the
borated water is forced into the reactor coolant system;
2. the medium head injection (MHI) sub-system: 2 lines are provided with a set consisting of a pump
and a booster pump (flow-rate: 245. m3/h with a developed head of 1025. m). These pumps can
inject water when the reactor coolant pressure falls below 110. bar;
52
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3. the low head injection (LHI) sub-system: 2 lines are provided with a pump (flow-rate: 425. m3/h
with a developed head of 197. m.).These pumps can inject water when the reactor coolant
pressure falls below 20. bar.
The suction of the MHI and LHI pumps is connected either to the refueling water storage (PTR)
tank (direct injection phase). The discharge of these pumps is connected first to all the reactor
coolant loop cold legs (short term cooling) then also to the loop 2 and 3 hot legs (long term
cooling).
Upon actuation of the safety injection signal from the reactor protection system, the MHI and LHI
pumps start up and the flow is routed in pump loops until the time when the reactor coolant pressure
allows the corresponding check valves to open and the borated water to be injected into the reactor
coolant system. When the refueling water storage tank is empty (after approximately 20 minutes),
the pump suctions are connected to the sumps for the recirculation phase, the discharge being always
directed to the cold legs. After approximately 20. hours, the discharge flow is also directed to 2 hot
legs for long term recirculation.
Figura 2.13: Containment spray system (EAS).
Parte II A: Filiere
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2.6.2.2 Containment Spray System (EAS)
In the event of a loss of coolant accident or a steam pipe break, the steam from the reactor coolant as
well as radioactive products are released inside the containment spray system is used to decrease the
pressure and temperature of the containment atmosphere by heat removal and to remove radioactive
iodine by means of soda solution injected in the spray water.
This system is provided with 2 independent lines, each with a pump (flow-rate: 1,000. m3/h minimum
during spray and 1,200. m3/h minimum during recirculation), a heat exchanger and a spray nozzle
line. When the refueling water storage tank is empty, the pump suctions are connected to the reactor
building sumps for the recirculation phase.
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3. REATTORI AD ACQUA BOLLENTE
3.1 Considerazioni Generali
Il reattore ad acqua leggera bollente trae la sua origine dagli studi compiuti dalla Divisione Reattori
Navali dell’Atomic Energy Commision (AEC) negli Stati Uniti, quale logica conseguenza dello
sviluppo del reattore ad acqua in pressione.
Quando il reattore ad acqua in pressione passava, principalmente per opera della Westinghouse, dalla
fase di studio a quella industriale, il laboratorio nazionale di Argonne concentrava i suoi sforzi
successivi sui reattori ad acqua bollente. Nel 1956 veniva messo in funzione il primo prototipo di tale
filiera di reattore, l’EBWR (Experimental Boiling Water Reactor) avente una potenza di 20. MWt (5.
MWe) funzionante con ciclo singolo a circolazione naturale. I risultati di esercizio di tale prototipo
furono talmente brillanti e superiori ad ogni aspettativa che, alcuni anni più tardi, la potenza termica
dell’EBWR veniva portata a 100. MWt. Le preoccupazioni dei progettisti in merito ai problemi di
stabilità si dimostrarono esagerate e furono più tardi di nuovo e definitivamente fugate con
l’esercizio della centrale di Dresden 1, messa in funzione nel 1959. In realtà la dimostrazione della
stabilità per questo tipo di reattori si era già avuta, sebbene in piccola scala, attraverso le esperienze
BORAX, condotte nel laboratorio nazionale di Idaho Falls.
Negli anni successivi la realizzazione di centrali alimentate da reattori ad acqua bollente si sono
succedute a ritmo vertiginoso: tale filiera è attualmente una tra quelle più diffuse, insieme a quella ad
acqua in pressione. Per meglio illustrare l’evoluzione di questo concetto di reattore, sarà opportuno
dividere i reattori BWR in tre generazioni (Tabella 3.3).
Trascurando per ovvi motivi il reattore prototipo EBWR, la prima generazione comprende le centrali
di Dresden 1 e Garigliano. In entrambi i casi i reattori operavano con ciclo duale (Figura 3.48) ed
erano dotati di un contenitore sferico che racchiudeva il vessel, il corpo cilindrico, i generatori di
vapore secondario, le pompe di circolazione, ecc.
La pressione primaria è circa 70. atm (1,000. psi). La miscela acqua-vapore in uscita dal vessel viene
inviata al corpo cilindrico nel quale si ha la separazione tra il vapore (che viene inviato all’impianto di
utilizzazione) e l’acqua, che alimenta il lato primario dei generatori di vapore secondario e
successivamente ritorna all’interno del vessel, mescolata con l’acqua di alimento prelevata dal
condensatore e preriscaldata in appositi preriscaldatori.
Il vapore prodotto nei generatori di vapore viene anch’esso inviato all’impianto di utilizzazione il
quale, come risulta da quanto sopra detto, è alimentato sia dal vapore primario prodotto all’interno
del vessel che dal vapore secondario, a più bassa temperatura e pressione, prodotto nei generatori di
vapore.
Il ciclo duale, già sperimentato su scala pilota a Vallecitos (su un reattore analogo all’EBWR, ma che
poteva funzionare sia con ciclo diretto che con ciclo duale) fu introdotto per adeguare la risposta del
sistema a variazioni di carico esterno.
Con il ciclo singolo, senza intervento delle barre di controllo, il reattore non risponde in maniera
corretta alle variazioni di carico: una maggiore richiesta di vapore conseguente ad un aumento di
carico determina un abbassamento della pressione all’interno del vessel e quindi una più spinta
evaporazione dell’acqua, un aumento del grado di vuoto, una diminuzione di moderazione e quindi
un abbassamento della potenza del reattore.
Con l’adozione del ciclo duale, invece, un aumento di carico provoca l’apertura della valvola di
ammissione del vapore secondario. La maggiore produzione di vapore negli scambiatori determina
Parte II A: Filiere
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Impianti Nucleari
RL (811) A 99
un abbassamento della temperatura dell’acqua all’ingresso del nocciolo che dà luogo ad una
riduzione di vuoti e quindi ad un aumento di potenza.
La maggiore quantità di calore prodotta a seguito di tale aumento di potenza determina un aumento
della pressione primaria che causa l’apertura della valvola di ammissione del vapore primario. Il
reattore in tal modo si autoregola senza l’intervento delle barre di controllo, il cui spostamento
potrebbe dar luogo a picchi di potenza certamente non desiderabili.
Nella Figura 3.49 sono riportate, a titolo di esempio, possibili curve di funzionamento per tale tipo di
reattore. Con l’adozione del ciclo duale il reattore segue automaticamente le curve riportate a tratto
e punto.
Come appare dall’esame della Tabella 3.3, la centrale del Garigliano non è molto differente da quella
di Dresden 1. Si devono però notare alcune differenze, anche se non di tipo fondamentale. Nella
centrale di Dresden vi sono 4 circuiti con 4 generatori di vapore secondario, mentre nella centrale del
Garigliano vi sono soltanto due circuiti. Nella centrale di Dresden il combustibile è leggermente più
sfruttato (la potenza di questa centrale fu peraltro aumentata da 184. a 200. MWe). La differenza più
importante riguarda però il disegno dell’elemento di combustibile. Nella centrale del Garigliano è
stato utilizzato un elemento con 81 barrette (elemento 9 x 9), mentre nella centrale di Dresden è
impiegato un elemento con 36 barrette (elemento 6 x 6).
Tale modifica, consigliata tra l’altro dalla opportunità di elevare il margine di sicurezza al burn-out
(MCHFR - Minimum Critical Heat Flux Ratio) ha comportato la soluzione di alcuni problemi
particolari.
Le maggiori dimensioni trasversali degli elementi di combustibile del Garigliano avrebbero
determinato, senza opportuni accorgimenti, un sensibile aumento del fattore di picco nucleare
( )
nell’elemento F⊥Np ; per ridurre l’entità di tale inconveniente le 12 barrette d’angolo di ciascun
elemento sono costituite da combustibile a più basso arricchimento. Questa tecnica era già stata
utilizzata con successo in alcuni reattori russi ad acqua in pressione.
Al fine di facilitare il controllo della reattività ad inizio vita, con tutti gli elementi di combustibile
freschi, la camicia esterna (fodero) che racchiude il cluster di barrette, è inizialmente realizzata in
acciaio inossidabile e, successivamente, viene sostituita da una camicia geometricamente identica, ma
realizzata il lega di zirconio.
E’ opportuno ricordare che, procedendosi al ricambio del combustibile con ciclo sparso (scattered
load), la reattività che deve essere controllata con nocciolo nuovo è sensibilmente maggiore di quella
disponibile quando il nocciolo è all’equilibrio.
La seconda generazione di BWR inizia con la centrale di Gundremingen e termina con la centrale di
Dresden 2. Durante tale fase la potenza specifica del nocciolo sale da 30. a 40. kW/l; la potenza
specifica lineare sale da ≈ 14. a 20 kW/ft. Le innovazioni più importanti riguardano comunque alcune
sostanziali modifiche apportate all’impianto.
Nella centrale di Gundremingen (Figura 3.50) si hanno tre sostanziali modifiche:
1. separazione del vapore interna al recipiente in pressione;
2. modifica al sistema di supporto degli elementi di combustibile;
3. adozione di assorbitori fissi (cortine).
La separazione del vapore all’interno del vessel rende possibile l’eliminazione del corpo cilindrico e
di tutta la serie di tubi ascendenti e discendenti.
56
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Gli elementi di combustibile non sono più appoggiati ad un’unica griglia ma, per ogni gruppo di 4
elementi, il peso viene direttamente scaricato sul fondo del vessel tramite un tratto di tubo che
funziona da puntone. All’interno del tubo scorre la barra di controllo.
L’eccesso di reattività iniziale con nocciolo fresco viene controllata mediante “cortine” temporanee
di acciaio al boro.
Tali modifiche sono state integralmente introdotte in tutti gli impianti successivi.
Rispetto al Garigliano si può osservare che:
• il fattore di picco assiale è diminuito in conseguenza dell’esperienza acquisita nell’esercizio degli
impianti;
• il fattore di picco radiale è invece aumentato in conseguenza di un più elevato burn-up allo
scarico;
• il fattore di picco locale è diminuito in conseguenza delle ridotte dimensioni dell’elemento e,
soprattutto, per l’impiego, in proporzione, di un maggior numero di barrette a più basso
arricchimento.
Gli impianti che seguono Gundremingen in questa seconda generazione, hanno noccioli con
caratteristiche praticamente equivalenti, salvo l’impiego dell’elemento di combustibile con reticolo 7
x 7 ed un più elevato burn-up all’equilibrio (22,000. MWd/t).
Notevoli sono invece le modifiche apportate all’impianto.
Nella centrale di Tarapur viene adottato il contenimento a “Soppressione di pressione”, già
sperimentato nell’impianto sperimentale di Humboldt Bay.
Nella centrale di Oyster Creek (Figura 3.51) si ha il passaggio dal ciclo duale al ciclo singolo, con
eliminazione dei generatori di vapore secondario. La regolazione dell’impianto è affidata alla
variazione della portata dell’acqua di ricircolazione. Aumentando la portata di ricircolazione si ha
una diminuzione della frazione di vuoti nel nocciolo con conseguente inserzione di reattività positiva
ed aumento della potenza. La maggior potenza prodotta determina un aumento della pressione
primaria che provoca una maggior apertura della valvola di ammissione del vapore in turbina.
Tale tipo di regolazione, correntemente utilizzata in tutti gli impianti BWR, è del tipo “turbina
segue” in quanto il regolatore di macchina agisce sull’alimentazione delle pompe di ricircolazione
determinando una variazione delle caratteristiche del nocciolo; l’apertura della valvola di ammissione
è conseguente alle variate caratteristiche sopraindicate.
A partire dalla centrale di Dresden 2 (Figura 3.52) vengono introdotte le pompe a getto per la
ricircolazione dell’acqua primaria. Si riesce in tal modo ad avere un impianto più compatto e più
sicuro con 2 soli “loops” esterni, peraltro relativamente piccoli.
Nella terza generazione sono sistematicamente adottate tutte le innovazioni precedentemente
acquisite e si è teso inoltre al raggiungimento di sempre più elevate prestazioni.
Come si osserva dalla tabella, la densità di potenza è aumentata da 40. a 50. kW/l ed il burn-up
medio di scarico, con ciclo all’equilibrio, è passato da 22,000. a 27,500. MWd/t. Ciò è stato reso
possibile, oltre che dall’esperienza nel frattempo acquisita, anche da alcune innovazioni di progetto:
l’elemento di combustibile diviene sempre più sofisticato con l’utilizzazione di ossido di uranio a tre
differenti arricchimenti.
Si era ritenuto che con la centrale di Browns Ferry si fosse pervenuti a conclusioni sostanzialmente
definitive per quanto riguardava sia le caratteristiche fondamentali che la struttura dell’impianto. Su
queste basi ci si era indirizzati, in sede GE, verso la standardizzazione dei reattori BWR, prendendo
Parte II A: Filiere
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Impianti Nucleari
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in considerazione tre tipi di impianto con caratteristiche praticamente identiche, ciascuno dei quali
caratterizzato da un diverso valore della potenza elettrica netta (515., 762. e 1,075. MWe). La GE,
in sostanza, intendeva proporre l’impianto standardizzato con potenza diversa in relazione alle
particolari esigenze di possibili utilizzatori.
L’accurato esame del transitorio conseguente ad un incidente di perdita di refrigerante dovuta alla
rottura di una linea di ricircolazione ha messo in evidenza che con la massima potenza specifica
lineare prevista (18.5 kW/ft), la temperatura massima dell’incamiciatura può raggiungere valori
molto prossimi a 2,200. °F imposti dalla normativa degli Stati Uniti (vedi 10 CFR 50.46 e relativa
Appendice K riportati nel seguito) e, soprattutto, che il grado di ossidazione della camicia, connesso
con la reazione metallo-acqua, può portare a livelli di infragilimento della incamiciatura stessa
particolarmente significativi.
Questa constatazione ha costretto il progettista ad apportare modifiche atte a ridurre il valore della
potenza specifica lineare massima. La modifica è costituita essenzialmente nella sostituzione
dell’elemento combustibile con 49 barrette con un nuovo elemento con 64 barrette, di diametro
leggermente inferiore, in modo che queste possano essere sistemate all’interno dello stesso fodero
previsto per l’elemento originario.
Operando la sistemazione suddetta che, per quanto è stato detto, non richiede nessun’altra modifica
49
.
all’impianto, la potenza specifica lineare viene ridotta nel rapporto
64
Qualora non fossero presi altri accorgimenti, la suddetta soluzione comporterebbe però un non
trascurabile aumento del fattore di picco nucleare locale conseguente all’abbassamento del flusso
neutronico nella parte centrale dell’elemento. Tale aumento renderebbe meno significativa la richiesta
riduzione della potenza specifica lineare massima. Per ovviare, almeno in parte, a tale inconveniente
si è ritenuto opportuno provocare un innalzamento del flusso neutronico nella parte centrale
dell’elemento, sostituendo ad una delle quattro barrette centrali di combustibile, una barretta
d’acqua, con conseguente aumento della moderazione nella zona della barretta stessa. Con tale
artifizio il fattore di picco rimane praticamente quello dell’elemento con 49 barrette ed il valore della
potenza specifica lineare massima diventa:
q l = 18.5 x
49
kW
≈ 135
.
63
ft
Con tale valore della potenza specifica lineare massima, la temperatura massima dell’incamiciatura
nel punto caldo rimane, durante il transitorio conseguente all’incidente di riferimento, sensibilmente
al di sotto di 2,200. °F.
E’ opportuno far presente che la riduzione della potenza specifica comporta significativi vantaggi
anche durante il normale funzionamento dell’impianto, connessi essenzialmente con l’abbassamento
della temperatura massima del combustibile e conseguente riduzione della frazione di prodotti di
fissione rilasciati dal combustibile stesso. L’inconveniente più importante, relativo alla modifica
apportata, è l’aumento del costo del nocciolo del reattore. L’elemento di combustibile 8 x 8 è stato
impiegato in tutti i reattori successivi come elemento standard.
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Parte II A: Filiere
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3.2 Principali Tappe nello Sviluppo dei Reattori di Potenza BWR
L’affermazione industriale degli impianti di produzione utilizzanti generatori nucleari ad acqua
bollente può considerarsi iniziata con la realizzazione del reattore Dresden 1 della General Electric,
entrato in servizio nel 1960. L’impianto, avente una potenza elettrica di 210. MWe ed una potenza
termica di 700. MWth, era del tipo a “ricircolazione esterna forzata” ed adottava uno schema di
funzionamento a “ciclo duale”. A partire da questa realizzazione, e cioè dall’inizio della
commercializzazione degli impianti BWR, la General Electric ha proposto sostanzialmente sei
tipologie di reattori, ciascuno caratterizzato da rilevanti innovazioni. Nella fase iniziale la General
Electric usava identificare ogni “serie” di reattori col nome del primo impianto venduto,
appartenente alla “serie” in questione, mentre poi ha sostituito questa classificazione identificando le
diverse serie con numeri progressivi (BWR 1, BWR 2, ecc.).
Nella RFT la prima centrale dimostrativa BWR di potenza, Grundremmingen, da 250. MWe,
realizzata dal gruppo di società GE/AEG/Hochtief, entrò definitivamente in servizio nel 1966. A
partire da questa realizzazione, ha inizio la penetrazione commerciale dei reattori BWR tedeschi di
progettazione AEG - Telefunken1 che si sviluppa con modelli successivi, identificabili in base
all’anno di progettazione o con il nome del primo impianto realizzato.
Al solo scopo di evidenziare le varie tappe evolutive dei BWR, riportiamo qui di seguito le varie
tipologie di impianto proposte dalla General Electric e dalla AEG e le relative innovazioni tecniche
principali che li caratterizzano, seguendo, per quanto possibile, un ordine cronologico:
BWR 1 - L’impianto di riferimento è Dresden 1, già descritto come esempio realizzativo di impianto
a “ciclo duale”. Di questa serie fa parte anche il reattore del Garigliano, di concezione analoga a
Dresden 1, ma la serie BWR 1 comprende in pratica tutte le prime realizzazioni industriali della
General Electric anche di concezione differente, per esempio Humboldlt Bay (entrata in funzione nel
1963) e GKN, che adottano entrambi il concetto di “circolazione esterna naturale” senza pompe di
ricircolazione.
GRUNDREMMINGEN - Nel 1962 la RFT decide la costruzione di un BWR a ciclo duale.
Grundremmingen, della potenza di 250. MWe, entra definitivamente in servizio nel 1966. E’ il primo
impianto in cui vengono adottati i separatori - essiccatori interni al vessel.
BWR 2 - La seconda generazione dei reattori General Electric inizia con la progettazione (1963)
dell’impianto di Oyster Creek. Caratteristica peculiare di questa seconda serie è l’adozione del “ciclo
diretto” in reattori di grandi dimensioni. Questa concezione viene mantenuta per tutte le successive
classi di BWR. Oyster Creek entra in servizio nel 1969 con una potenza di 500. MWe, portata
successivamente a 640. MWe.
BWR 3 - La General Electric presenta (nel 1965) la “classe Dresden 2” introducendo il concetto
della ricircolazione mediante pompe a getto. Questo sistema viene mantenuto anche nelle successive
classi di reattori. L’impianto di Dresden 2 entra in funzione nel 1971. La sua potenza nominale è di
800. MWe. Con la classe Dresden 2 si può dire inizi l’era dei moderni reattori BWR.
BWR 4 - La General Electric presenta (nel 1966) la “classe Browns Ferry” Con questa serie la
densità di potenza del nocciolo raggiunge il valore di 51. kW/l, superando del 20% la densità di
1
Nel 1969 viene fondata nella RFT la Karftwerk Union (KWU) a partecipazione paritetica Siemens, AEG-
Telefunken. Principalmente per ragioni connesse a concessioni di licenze, la responsabilità delle due società
partecipanti rimane separata per quanto riguarda la costruzione e lo sviluppo dei reattori e così ripartita: AEGTelefunken per i BWR, Siemens per PWR e HWR. L’organizzazione commerciale è invece affidata alla KWU.
Parte II A: Filiere
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potenza della classe precedente. Browns Ferry, avente una potenza di 1,100. MWe, entrerà in
servizio nel 1975. Il reattore di Caorso è considerato appartenente a questa classe BWR 4, pur
presentando alcune caratteristiche avanzate rispetto ai reattori della sua classe e vicine a quelle
tipiche dei reattori delle classi successive (p.e.: elementi di combustibile aventi un reticolo 8 x 8, max
potenza lineare 13.4 kW/ft, densità di potenza del nocciolo 55. kW/l).
WURGASSEN - BWR concepito nella Germania Occidentale verso la metà degli anni ’60 di potenza
pari a 670. MWe. Entrata in servizio nel 1973 è la prima centrale tedesca di interesse civile ed anche
la prima ad adottare la ricircolazione dell’acqua con le pompe a getto.
BWR 5 - La General Electric presenta (nel 1969) la “classe Zimmer” che presenta, rispetto alle classi
precedenti, delle innovazioni di rilievo concernenti principalmente la sicurezza dell’impianto. In
particolare vengono riprogettati i sistemi di refrigerazione di emergenza. La densità di potenza del
nocciolo rimane invariata rispetto ai precedenti BWR 4.
BRUNSBÜTTEL - Rappresenta il prototipo di una serie di reattori commerciali BWR di concezione
AEG - Telefunken. Viene adottato lo schema a “circolazione interna forzata” mediante l’impiego di
“pompe assiali” aventi i rotori sistemati all’interno del RPV. La costruzione di Brunsbüttel è decisa
alla fine del 1969, l’entrata in servizio è del 1976 mentre la potenza è di 900. MWe. Inizia con
questo impianto la produzione in serie dei reattori BWR tedeschi (serie Brunsbüttel) aventi potenze
comprese tra 700. e 1,300. MWe.
BWR 6 - Rappresenta l’ultima generazione dei reattori BWR di concezione General Electric,
presentata nel 1972, prima della realizzazione dell’Advanced BWR in collaborazione con le industrie
Giapponesi. Le innovazioni sono molteplici e riguardano sostanzialmente le prestazioni del nocciolo
(maggiore densità di potenza: 56. kW/l, minore potenza lineare: 13.4 kW/ft), la geometria degli
elementi di combustibile (confermato il reticolo 8 x 8), il disegno delle pompe a getto e la concezione
dei circuiti di refrigerazione di emergenza.
3.3 Descrizione di un Reattore ad Acqua Bollente GE della Classe BWR 6
Per quanto riguarda la configurazione del nocciolo, le relative strutture meccaniche ed i principi di
progettazione degli elementi di combustibile, nella classe BWR 6 non si sono avute rilevanti
variazioni rispetto alle classi precedenti, a partire da quelle rappresentate dagli impianti di Dresden 2
ed Oyster Creek. Rispetto ai primi impianti, classificabili come BWR 1, le variazioni sono invece più
evidenti, anche se non sostanziali. Pertanto la descrizione del nocciolo, presentata nel seguito per il
caso particolare del BWR 6, acquista una validità più generale.
Per quanto riguarda invece la concezione dell’impianto e la disposizione dei singoli componenti, si
sono avute notevoli variazioni durante lo sviluppo della filiera, secondo i criteri già evidenziati nei
paragrafi precedenti.
3.3.1 Descrizione Generale dell’Impianto
Alla descrizione di massima di un moderno reattore ad acqua bollente BWR 6 si è giunti nei paragrafi
precedenti discutendo i criteri evolutivi della filiera ad acqua bollente, presentando anche i vantaggi
di alcune soluzioni tecniche di base. Pertanto, alcune caratteristiche principali del BWR 6, quali:
•
l’adozione del ciclo diretto,
•
l’adozione di separatori - essiccatori interni al vessel,
•
la regolazione dell’impianto mediante la variazione della portata di ricircolazione,
possono ritenersi già acquisite ed, in questo paragrafo, l’attenzione sarà principalmente posta sulle
soluzioni realizzative applicate ad un moderno reattore di potenza.
60
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
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Le realizzazioni dei reattori della classe BWR 6 sono state previste per potenze elettriche lorde
comprese tra 682. MWe e 1,436. MWe. Il BWR 6 è un generatore di vapore nucleare composto
essenzialmente dalle seguenti parti:
•
il RPV contenente il nocciolo ed i componenti interni,
•
i circuiti di ricircolazione dell’acqua e di utilizzazione del vapore,
•
i sistemi di regolazione e la strumentazione,
•
i circuiti ausiliari necessari per l’operazione e la sicurezza dell’impianto.
L’acqua di refrigerazione viene fatta circolare attraverso il nocciolo ottenendo una produzione di
vapore che viene separato ed essiccato nella parte superiore del RPV e quindi inviato direttamente in
turbina. Quest’ultima utilizza un “ciclo rigenerativo” convenzionale con surriscaldamento
intermedio.
A differenza dei PWR, i BWR utilizzano barre di regolazione che entrano dal basso nel nocciolo allo
scopo di ottenere un migliore profilo del flusso di potenza assiale, introducendo materiale
“assorbitore neutronico” nella regione a maggiore moderazione (data l’assenza o la limitata presenza
di vuoti). L’azionamento delle barre di controllo è assicurato da meccanismi idraulici. disposti nella
zona sottostante il RPV, i quali mettono in gioco forze molto più intense della forza di gravità
utilizzata nei PWR. Con questa disposizione impiantistica si ha l’ulteriore vantaggio che le barre di
regolazione ed i relativi dispositivi di movimentazione non costituiscono un intralcio durante le
operazioni di ricarica del reattore.
La ricircolazione forzata dell’acqua è garantita da due pompe centrifughe che determinano, in due
circuiti esterni al vessel, la “portata traente” per gli elettori delle pompe a getto. Questa portata
esterna è circa un terzo dell’intera portata di ricircolazione. Per variazioni del carico in turbina sino al
25% del valore nominale, l’impianto viene regolato automaticamente variando la portata del
refrigerante mediante valvole di regolazione disposte sui circuiti esterni di ricircolazione.
Lo schema di massima dell’impianto è rappresentato in Figura 3.1. Per quanto riguarda la
descrizione del ciclo termodinamico adottato e la conseguente definizione dell’impianto di
utilizzazione (turbina con surriscaldatori, “spillamenti”, ecc.) si rimanda ai paragrafi xxx e xxx. Il
sistema di regolazione è schematizzato, in linea di principio, con un tachimetro centrifugo (regolatore
di Watt) che agisce sulle valvole dei circuiti di ricircolazione.
3.3.2 Descrizione del reattore
Il reattore assemblato (mostrato nello schema assonometrico in Figura 3.2) si compone
principalmente delle seguenti parti: RPV, shroud, piastra inferiore, griglia superiore, separatori ed
essiccatori del vapore, pompe a getto, elementi di combusti bile, barre di regolazione con relativi
“tubi di guida” e meccanismi di azionamento. Ogni elemento di combustibile che compone il
nocciolo è posizionato su un supporto con orifiziatura, montato sull’estremità superiore dei tubi di
guida delle barre di regolazione. Ognuno di questi tubi di guida penetra dal fondo del vessel ed è
munito, nella parte superiore, di un apposito supporto che sostiene il peso dei quattro elementi di
combustibile adiacenti alla barra di regolazione. La piastra inferiore e la griglia superiore del vessel
hanno solo una funzione di guida per le estremità degli elementi di combustibile.
I componenti interni del reattore (internals) del reattore sono in acciaio inossidabile (od in altra lega
resistente alla corrosione) ad eccezione dei componenti strutturali degli elementi di combustibile che
sono realizzati in Zircaloy. Quasi tutti i principali “internals” possono essere rimossi per l’ispezione e
la manutenzione; fanno eccezione, nelle procedure standard General Electric le pompe a getto, lo
Parte II A: Filiere
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schermo e qualche altro componente2. La rimozione della piastra inferiore e della griglia superiore è
possibile, anche se non è previsto che questa operazione debba essere effettuata durante la vita
dell’impianto; la rimozione di altri componenti quali gli elementi di combustibile, le barre di
controllo, ecc., viene invece effettuata di “routine” in occasione delle operazioni di ricarica del
reattore.
Figura 3.1: Schema semplificato di un moderno impianto BWR della GE
Il vessel è un recipiente a pressione dotato di coperchio flangiato per poter consentire l’accesso ai
componenti interni del reattore durante le operazioni di ricarica. La tenuta è realizzata mediante due
anelli metallici (O-rings); la zona anulare compresa tra i due anelli di tenuta è collegata ad un
rivelatore di fughe che segnala le eventuali perdite dell’anello interno. Il RPV è realizzato, come
materiale base, in acciaio legato mentre le sue pareti interne sono rivestite di acciaio inox eccetto il
coperchio che viene in contatto con il vapore saturo secco. Il recipiente a pressione poggia su una
“gonna”, collegata ad un supporto di cemento armato che costituisce parte integrante delle
fondazioni dell’edificio reattore. Le dimensioni di massima di un vessel BWR 6 della potenza di
1,300. MWe (Douglas Point 1) sono le seguenti: altezza ~ 21.6 m, diametro ~ 6 m, spessore della
parete in acciaio 152. mm.
Lo “shroud”, realizzato in lamiera di acciaio inossidabile, consiste in una struttura cilindrica che
circonda il nocciolo; dal punto di vista idraulico costituisce una barriera che separa il flusso
ascendente della miscela refrigerante nel nocciolo dal flusso discendente di acqua nella regione
anulare esterna. La flangia superiore dello “shroud” si accoppia con la flangia della griglia superiore
2
Sono attualmente in fase di avanzato studio e di iniziale realizzazione, particolarmente in Giappone, procedure di
sostituzione completa degli internals di un BWR.
62
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
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e questa a sua volta si accoppia con la flangia della calotta che sostiene l’insieme degli essiccatori in
modo da formare un “plenum superiore” nel quale si raccoglie la miscela in uscita degli elementi di
combustibile. I diffusori delle pompe a getto penetrano attraverso il ripiano anulare che collega lo
shroud al vessel (Figura 3.7). La struttura costituita dallo shroud, dal ripiano anulare del vessel e dai
diffusori delle pompe a getto è concepita in modo da consentire l’allagamento della parte attiva del
core in caso di un incidente di LOCA secondo lo schema presentato in Figura 3.3.
Figura 3.2: Vessel e componenti interni di un reattore BWR 6
Dal punto di vista nucleare, lo shroud, con l’acqua contenuta nella zona anulare, assolve anche la
funzione di limitare l’esposizione neutronica del vessel. Dal punto di vista strutturale infine, lo
shroud ha la funzione di sostenere, oltre il peso proprio, anche il peso dei separatori di vapore e delle
pompe a getto.
Parte II A: Filiere
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Impianti Nucleari
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Due anelli distributori, alloggiati all’interno dello shroud nella zona compresa tra la griglia superiore
del vessel e la base dei separatori di vapore, e dotati di ugelli eiettori servono per spruzzare acqua
durante la refrigerazione di emergenza, mentre un ugello disposto nella regione sottostante il
nocciolo serve per iniettare veleno liquido (pentaborato di sodio) nel caso, estremamente
improbabile, di inceppamento delle barre di sicurezza.
Figura 3.3: Capacità di allagamento del nocciolo di un reattore BWR 6
I separatori di vapore sono elementi statici collegati a tubi verticali saldati sul duomo che delimita il
plenum superiore del reattore. La Figura 3.4 mostra un singolo separatore. La miscela acqua vapore fluisce attraverso il tubo adduttore verticale, urta contro le palette fisse che le imprimono un
“moto ciclonico”. La forza centrifuga associata al vortice separa la fase vapore dalla fase liquida nei
tre stadi del separatore. Il vapore fuoriesce dalla estremità superiore e fluisce verso gli essiccatori
mentre l’acqua separata fuoriesce dalla parte inferiore di ciascuno stadio, si raccoglie nella massa
liquida il cui pelo libero si stabilisce a livello dei separatori e fluisce infine nello spazio anulare tra lo
shroud ed il vessel.
Il complesso degli “essiccatori di vapore”, montato sopra i separatori, è rappresentato
schematicamente in Figura 3.5. Il vapore fluisce trasversalmente attraverso un sistema di lamierini
corrugati. L’umidità condensata viene raccolta in canali collettori e drenata nella massa d’acqua nello
spazio anulare.
Come si è detto, il sistema. di ricircolazione mediante pompe a getto ha la funzione di garantire una
ricircolazione forzata del fluido refrigerante nel core. Lo schema assonometrico in Figura 3.6 mostra
la disposizione dei circuiti di ricircolazione, mentre la Figura 3.7 mostra in particolare la disposizione
degli eiettori all’interno della regione anulare compresa tra lo shroud ed il RPV. Come si vede, gli
eiettori risultano abbinati. La “portata traente” sale attraverso il tubo montante centrale e fuoriesce
dagli ugelli delle due pompe. Il getto, uscendo a forte velocità, determina una zona di bassa pressione
che provoca l’aspirazione della portata principale. La Figura 3.8 mostra l’andamento qualitativo
dello pressioni nelle diverse zone della pompa a getto. Il sistema di ricircolazione nei BWR 6
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Parte II A: Filiere
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comprendo da 16 a 24 pompe a getto in relazione alla potenza dell’impianto e quindi alle dimensioni
del vessel. La lunghezza tutto fuori di una pompa a getto è di circa 5.8 m.
Figura 3.4: Separatore di vapore (BWR 6)
Figura 3.5: Essiccatori di vapore (BWR 6)
Parte II A: Filiere
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Figura 3.6: Sistemazione dei circuiti di ricircolazione reattore BWR 6
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Figura 3.7: Sistemazione delle pompe a getto nel vessel ( BWR 6)
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Figura 3.8: Principio di funzionamento di una pompa a getto
3.3.3 Descrizione del Nocciolo
Il nocciolo del reattore trova sistemazione all’interno del RPV ed è configurato come un cilindro ad
asse verticale contenente un grande numero di elementi di combustibile. Il refrigerante fluisce
attraverso il nocciolo dal basso verso l’alto. La tipica sistemazione (vista in pianta) del nocciolo di un
grosso reattore e la relativa configurazione del reticolo è rappresentata rispettivamente nella Figura
3.9 e nella Figura 3.10. Come si vede, il nocciolo comprende sostanzialmente due componenti: gli
elementi di combustibile e le barre di regolazione. Il nocciolo di un BWR 6 da 1,220. MWe è
composto da 732 elementi di combustibile e 177 barre di regolazione formando un insieme del
diametro di 4.88 m, alto 4.27 m.
Gli elementi di combustibile, di tipo eterogeneo, sono composti da un insieme di barrette ciascuna
delle quali è formata da pastiglie (“pellets”) di UO2 sinterizzato. Le pastiglie, aventi una densità reale
del 95% rispetto alla densità teorica, sono “impilate” all’interno di guaine in Zircaloy 2. Queste sono
riempite di atmosfera di elio e mantenute a tenuta stagna mediante tappi di Zircaloy saldati al le due
estremità dei tubi. I tubi di Zircaloy hanno un diametro esterno di 12.52 mm,. una lunghezza di 4.07
m ed uno spessore della parete di 0.86 mm. Le pastiglie occupano una “lunghezza attiva” di circa
68
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
3.76 m. La parte superiore della barretta costituisce il “gas plenum” avente una lunghezza di circa
305. mm e destinato a raccogliere i gas di fissione che si sviluppano durante la permanenza degli
elementi nel reattore. Nel “gas plenum” è inserita una molla elicoidale (Figura 3.11) che ha la
funzione di trattenere le pastiglie durante le operazioni di movimentazione degli elementi di
combustibile. Il gioco nominale (gap) a freddo tra le pastiglie di ossido e la parete interna delle
guaine è di 228 micron.
Figura 3.9: Sistemazione degli elementi di combustibile nel nocciolo di un BWR di grossa potenza
Figura 3.10: Elemento modulare componente il reticolo del nocciolo di un reattore BWR 6
Parte II A: Filiere
69
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Ogni elemento di combustibile (Figura 3.10 e Figura 3.11) è composto da 63 barrette attive disposte
in reticolo quadrato 8 x 8. Le barrette sono mantenute in posizione e sostenute da due piastre di
estremità. Sei “griglie distanziatrici”, disposte lungo l’elemento, a distanze pressoché uguali, hanno
la funzione di mantenere allineate le barrette e di contenere l’ampiezza dei moti vibratori generati dal
flusso del refrigerante.
Figura 3.11: Elemento di combustibile BWR 6
La piastra inferiore dell’elemento ha un boccaglio che va ad alloggiare in un apposito supporto ed
inoltre distribuisce la portata refrigerante al fascio di barrette.
La piastra superiore è dotata di un golfare di sollevamento che viene utilizzato per le operazioni di
ricarica degli elementi. Entrambe le piastre sono realizzate in acciaio inox 304.
Le barrette presenti all’interno dell’elemento sono di tre tipi:
1. barrette di sostegno;
2. barrette d’acqua;
3. barrette standard di combustibile.
Le barrette di sostegno occupano nel reticolo le posizioni indicate con X in Figura 3.10 e sono
dotate, alle estremità, di tappi filettati. Il tappo inferiore si avvita sulla piastra inferiore dell’elemento,
mentre il tappo superiore viene fissato alla piastra superiore mediante un dado esagonale. Queste
70
Parte II A: Filiere
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RL (811) A 99
barrette hanno la funzione di sostentare il fascio durante le operazioni di caricamento. All’interno, le
barrette contengono pastiglie di UO2 nella forma e disposizione standard.
Una barretta del fascio, disposta nel gruppo delle quattro centrali, indicata con un cerchio chiaro
nella Figura 3.10, è costituita da una guaina di Zr senza le pastiglie di UO2. Dei piccoli fori praticati
alle estremità inferiori e superiori consentono all’acqua di fluire all’interno della barretta. Lo scopo è
di aumentare il volume di fluido moderatore nella zona interna del fascio, per consentire una migliore
distribuzione del flusso neutronico. La “barra d’acqua” ha inoltre la funzione meccanica di
mantenere nella corretta posizione assiale le sette griglie distanziatrici. Queste ultime sono di disegno
notevolmente complesso: il contorno (quadrato) è formato da un lamierino bugnato con le bugnature
(pattini) che poggiano sulla superficie interna del canale ed ogni griglia è suddivisa in 16 settori
ognuno dei quali alloggia 4 barrette e contiene, in posizione centrale, una molla ad espansione in
Inconel, di modello particolare, che serve per mantenere in posizione le barrette mediante vincoli
elastici.
Le rimanenti 55 barrette del fascio sono di tipo “standard” e contengono (come le barrette di
sostegno) pastiglie di UO2 per tutta la lunghezza attiva. Alle due estremità delle guaine sono saldati
tappi di Zr dotati di spine che penetrano nei fori delle piastre di estremità (Figura 3.11). Una molla
elicoidale in Inconel, collocata sopra ogni tappo superiore, mantiene in sesto la barretta sulla piastra
inferiore consentendo nel contempo uno scorrimento della spina superiore per compensare
l’espansione termica assiale del la barretta.
Ogni elemento di combustibile contiene barrette con quattro diversi livelli di arricchimento, inoltre
determinate barrette contengono “ossido di gadolinio” come veleno bruciabile. Questi accorgimenti
servono per migliorare la distribuzione del flusso neutronico sia nello spazio che nel tempo. Le
barrette con minore arricchimento vengono disposte agli angoli del fascio dove vi è abbondanza di
moderatore e dove, quindi, in assenza di tale accorgimento, vi sarebbe un picco di flusso neutronico.
Nella Figura 3.10 sono indicati i livelli di arricchimento delle barrette. Da quanto detto si comprende
l’importanza di evitare che durante l’assemblaggio del fascio si verifichi un errore di montaggio;
pertanto si adotta l’accorgimento di differenziare i terminali a spina dei tappi in modo che risulti
meccanicamente impossibile inserire una barretta contenente UO2 a più alto arricchimento in una
posizione prevista per una barretta a minore arricchimento.
Ogni fascio è racchiuso in un “canale” costituito da una scatola a sezione quadrata realizzata in
Zircaloy 4, avente dimensioni esterne di 140.15 x 140.15 mm e lunga 4.239 m. La scatola si accoppia
alle piastre inferiore e superiore del RPV (Figura 3.2) in modo da costituire un canale chiuso per il
fluido refrigerante che dal “plenum inferiore” del RPV imbocca il boccaglio di ingresso del fascio,
passa attraverso i fori della piastra inferiore dell’elemento, lambisce le barrette asportando la potenza
termica generata per fissione e sbocca quindi, come miscela acqua - vapore, attraverso i fori della
piastra superiore dell’elemento, nella parte superiore del canale e quindi nel “plenum superiore” del
vessel. I canali hanno anche la funzione di guidare le barre di controllo. L’insieme fascio di
combustibile - canale è denominato “fuel assembly”. L’uso di canali separati, disposti in parallelo,
consente inoltre di ottenere portate differenziate adottando orifiziature singole di diverso diametro.
Ciò aumenta anche la flessibilità del reattore consentendo di utilizzare per le nuove cariche elementi
di differente disegno (p.e. caratterizzati da minori perdite di carico).
Le “barre di regolazione” cruciformi sono schematicamente rappresentate in Figura 3.12.
L’assorbimento neutronico è ottenuto mediante carburo di boro (B4C) contenuto, sotto forma di
polvere compattata al 65% della densità teorica, all’interno di tubicini disposti nei quattro bracci
della croce. La lunghezza attiva è di 3.658 m. I tubicini sono chiusi alle estremità e progettati come
recipienti a pressione dovendo contenere l’elio che si sviluppa dalla reazione di cattura neutronica del
boro. Il limitatore di velocità, visibile in Figura 3.12, è un dispositivo meccanico che costituisce parte
Parte II A: Filiere
71
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integrante della barra di regolazione e serve per frenarne una possibile “discesa libera”, e quindi la
rapidità di inserzione di reattività positiva, nel caso, estremamente improbabile, di un “incidente di
caduta” della barra stessa. Il dispositivo è concepito in modo da non opporre una grossa resistenza
fluidodinamica quando il moto della barra avviene nella normale direzione di inserzione. Il complesso
delle barre di regolazione è dimensionato in modo che il sistema possa, in qualsiasi istante, diventare
sottocritico al comando (automatico o manuale) di scram. La velocità di inserzione deve essere
inoltre tale da consentire la protezione del reattore per ogni tipo di transitorio che possa essere
previsto durante l’esercizio dell’impianto. Le barre di regolazione sono connesse a meccanismi di
conduzione montati inferiormente e consistenti in attuatori idraulici che provvedono al loro
posizionamento assiale secondo le esigenze di funzionamento dell’impianto.
Figura 3.12: Barra di controllo per reattore BWR
Oltre che effettuare l’intervento rapido di scram, le barre assolvono la duplice funzione di regolare il
profilo radiale del flusso neutronico all’interno del nocciolo e di compensare la diminuzione della
reattività a lungo termine durante la permanenza degli elementi nel reattore. Quest’ultima funzione è
assolta in concomitanza con l’ossido di Gadolinio (Gd2O3) inserito nelle barrette di combustibile.
L’adeguamento rapido della potenza generata alla richiesta di carico viene invece, entro larghi limiti,
effettuato automaticamente mediante la regolazione della portata di ricircolazione.
Anche se, come si è detto, le barre di controllo possono essere agevolmente smontate in occasione di
ogni operazione di ricarica del combustibile, la loro vita media è lunga rispetto al ciclo operativo del
reattore. Il progetto viene effettuato considerando un periodo di operazione di 15 anni a piena
potenza Due fattori limitano questa durata:
a)
72
la diminuzione dell’efficacia della regolazione dovuta al consumo del B;
Parte II A: Filiere
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b)
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il raggiungimento del limite di sollecitazione meccanica dovuto all’aumento della pressione
dell’elio che si sviluppa, per effetto della reazione di cattura (n, α) del 10B.
3.3.4 Descrizione del Sistema di Contenimento MARK III
Il sistema MARK III costituisce l’ultima soluzione proposta dalla General Electric per i contenitori a
“soppressione di pressione”. L’architettura dell’impianto si sviluppa in tre edifici: l’edificio reattore,
l’edificio per le apparecchiature ausiliarie e l’edificio per la ricarica del combustibile, disposti come
mostrato dallo schema assonometrico di Figura 3.13.
Figura 3.13: Sistemazione degli edifici di un BWR - Soluzione Mark III
L’edificio reattore (Figura 3.14) comprende essenzialmente le seguenti parti:
1)
un edificio esterno in cemento armato;
2)
un contenitore in acciaio;
3)
il “dry-well”, contenente il RPV;
4)
il “wet-well”, contenente la piscina di soppressione.
Parte II A: Filiere
73
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RL (811) A 99
Figura 3.14: Edificio reattore - Soluzione Mark III
1)
L’edificio esterno in cemento armato ha in primo luogo la funzione di schermo per le
radiazioni ed è dimensionato in modo da proteggere l’ambiente circostante l’impianto in ogni
condizione incidentale; inoltre è concepito come barriera di protezione del reattore nei confronti di
eventuali proiettili o carichi esterni. Il volume anulare tra l’edificio esterno in calcestruzzo ed il
contenitore in acciaio è mantenuto in depressione rispetto all’esterno e l’aria aspirata dall’interno
viene trattata, prima di essere scaricata al camino, in modo da impedire il rilascio all’ambiente
esterno delle minime perdite radioattive che possono verificarsi attraverso la struttura in acciaio.
2)
il contenitore in acciaio è costituito da un grosso recipiente cilindrico, ancorato alla piastra
del basamento, concepito come struttura a tenuta stagna con la funzione primaria di contenere gli
eventuali prodotti di fissione che possono essere rilasciati a seguito di qualsiasi sequenza incidentale.
La pressione di progetto è di 1. ate a 85. °C per pressione interna e di 0.055 ate per pressione
esterna. Lo spessore massimo della parete è di 37. mm.
3)
il “dry-well” è costituito da una struttura in cemento armato. La sua funzione primaria è di
contenere la miscela acqua - vapore prodotta da un incidente di LOCA e di incanalarla nelle aperture
di sfiato (vent) verso la piscina di soppressione, pertanto non è richiesta una tenuta stagna. Inoltre il
“dry-well” ha le funzioni di:
•
schermo γ, per consentire il normale accesso del personale all’interno del “contenitore in acciaio”
durante il funzionamento del reattore;
•
struttura portante nei confronti della “piscina superiore” e di vari dispositivi (per es. la
piattaforma per la ricarica degli elementi di combustibile);
•
protezione del RPV dai “colpi di frusta” delle tubazioni e dai proietti che possono generarsi in
conseguenza di una eventuale rottura del RCS.
4)
Wet-well - L’acqua della “piscina di soppressione” è contenuta in condizioni normali tra la
struttura di contenimento in acciaio ed una diga di ritenuta. L’acqua nello spazio anulare tra la diga e
la parete del dry-well è comunicante per mezzo di tre ordini di fori (sfiati o “vent”) con il grosso
volume d’acqua della piscina sul fondo del wet-well. In caso di rilascio a seguito di LOCA la
pressione nel dry-well sale e spinge l’acqua, contenuta nello spazio anulare, verso il basso scoprendo
il primo ordine di fori ed il vapore gorgoglia in piscina condensando. Se la pressione continua a salire
si scoprono anche i fori degli ordini inferiori e la portata di sfiato aumenta.
74
Parte II A: Filiere
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La “piscina di soppressione”, a forma anulare, ha le pareti interamente rivestite in acciaio
inossidabile. Oltre che per la condensazione del vapore derivante da incidente l’acqua in essa
contenuta viene utilizzata per diverse funzioni (per es. alimentazione dei sistemi di refrigerazione di
emergenza, come serbatoio di scarico per il vapore rilasciato dalle valvole di sicurezza). La “piscina
superiore” in cemento armato, internamente rivestita in acciaio inossidabile, è piena d’acqua durante
il funzionamento del reattore ed ha la funzione di schermo per le radiazioni. La piscina è dotata di
compartimenti stagni in modo da consentire il drenaggio della parte centrale e l’accesso al coperchio
del RPV per le operazioni di ricarica.
Nel seguito sono riportati i principali dati caratteristici della Centrale di Alto Lazio (Montalto), del
tipo BWR 6 - MARK III.
GENERALI
Potenza termica nocciolo
Potenza utile per il ciclo
Potenza elettrica
Portata vapore
Pressione vapore nel duomo
Pressione vapore in uscita
Portata totale nel nocciolo
Portata acqua alimento
Temperatura ingresso nocciolo
Entalpia ingresso nocciolo
Entalpia del liquido in saturazione
Entalpia del vapore in uscita
Entalpia di alimento
Titolo medio in uscita nocciolo
NOCCIOLO
Numero degli elementi
Numero di barrette per elemento
Numero complessivo barrette
2,894. MWt
2,897.7 MWt
900. MWe
5.647 t/h
73.1 Ata
69. Ata
38.3 t/h
5.64 t/h
278. °C
1,226. kJ/kg
1,255. kJ/kg
2,765.6 kJ/kg
924.7 kJ/kg
0.145
592
63
37,296
Peso totale UO2
Densità media di potenza
Potenza specifica media
Potenza specifica lineare media
Potenza specifica lineare massima
126.7 103 kg
56. kW/l
25.9 kW/kgU
19.8 kW/m
44.1 kW/m
Area totale di scambio termico
55,516. m2
Flusso termico medio
50.3 W/cm2
Flusso termico massimo
MCPR
Temperatura massima combustibile
Frazione vuoti massima
Frazione vuoti media
111. W/cm2
> 1.21
1,833. °C
0.76
0.43
Parte II A: Filiere
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FATTORI DI PICCO DI POTENZA
N
F||
N
F⊥
N
F⊥p
N
Ftotale
1.4
1.4
1.13
2.22
ELEMENTO DI COMBUSTIBILE
Altezza complessiva
Altezza attiva
Passo tra le barrette
Distanza fra le barrette
Lato interno del fodero
Spessore del fodero
4.47 m
3.75 m
16.26 mm
3.73 mm
0.1341 m
3. mm
BARRETTE DI COMBUSTIBILE
Diametro esterno
Diametro interno camicia
Spessore della camicia
Materiale camicia
Diametro pastiglia
Altezza pastiglia
12.5 mm
10.8 mm
0.86 mm
Zircalloy 2
10.57 mm
10.67 mm
CARATTERISTICHE DEL FLUIDO NEL CIRCUITO
Posizione
Ingresso nocciolo
Uscita nocciolo
Uscita separatori
Ingresso acqua alimento
Aspirazione pompe ricircolazione
Mandata pompe ricircolazione
76
Pressione
ata
75.6
73.7
73.1
74.9
73.0
91.8
Portata
t/h
38.3
38.3
5.67
5.67
11.16
11.16
Temperatura
°C
278.
288.
287.
216.
278.
279.
Entalpia
kJ/kg
1225.9
1497.9
2765.6
924.7
1225.9
1230.1
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3.3.5 Cenni sui Sistemi Ausiliari
Poiché il reattore è essenzialmente una caldaia ad acqua, esso necessita di sistemi ausiliari,
brevemente descritti nella Tabella 3.1 per un BWR 6 - Alto Lazio e nella Tabella 3.2 per un BWR 4 Caorso, sistemi ausiliari necessari per:
•
la regolazione e la protezione dell’impianto;
•
il controllo del grado di purezza dell’acqua.
Da un altro punto di vista, questi sistemi ausiliari possono essere suddivisi in:
•
sistemi necessari per il normale esercizio del reattore, incluse le fasi di avviamento e di arresto;
•
sistemi necessari in condizioni anormali di funzionamento dell’impianto;
•
sistemi di emergenza.
I dispositivi usati durante il normale funzionamento dell’impianto includono per esempio:
a)
il sistema di purificazione dell’acqua del RCS;
b)
i sistemi di refrigerazione dell’acqua della piscina di stoccaggio degli elementi esauriti;
c)
i sistemi per l’asportazione del calore di decadimento dopo lo spegnimento del reattore;
d)
i sistemi di ricarica degli elementi di combustibile.
I dispositivi utilizzati nei casi di funzionamento anormale e nei casi d’emergenza comprendono tra
l’altro:
e)
il sistema di refrigerazione del nocciolo nel caso di isolamento dal condensatore della turbina;
f)
i sistemi di refrigerazione di emergenza;
g)
il sistema di emergenza per l’iniezione del veleno liquido.
I sistemi di refrigerazione di emergenza sono previsti principalmente per limitare la salita della
temperatura degli elementi di combustibile dovuta alla difficoltà di smaltimento del calore di
decadimento in caso di un incidente che comporti la perdita del .refrigerante od in caso di
depressurizzazione del reattore.
L’acqua necessaria per la refrigerazione di emergenza, prelevata in condizioni normali dalla piscina di
soppressione, viene immessa nel RPV mediante dispositivi a “spruzzo” (spray) o ad “iniezione’. I
dispositivi, chiamati Emergency Core Cooling Systems (ECCS), sono naturalmente ridondanti per
consentire la massima affidabilità e devono essere progettati in modo da far fronte ai cosiddetti DBA
(nella progettazione del BWR 6 non sono considerati gli incidenti severi con danneggiamento del
nocciolo).
Il sistema ECCS per un BWR 6 si compone di 4 sottosistemi indipendenti. Con riferimento alla
Figura 3.15, si ha:
•
Sistema di spruzzamento ad alta pressione (HPCS - High Pressure Core Spray System): utilizza
una singola pompa per spruzzare l’acqua sopra il nocciolo. Il sistema è capace di operare sino
alla pressione di 75. kg/cm2 (superiore quindi alla pressione di esercizio del reattore) e viene
utilizzato nel caso di piccole rotture alle quali consegue solo una modesta depressurizzazione del
reattore.
Parte II A: Filiere
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•
Sistema di spruzzamento a bassa pressione (LPCS - Low Pressure Core Spray System): utilizza
una singola pompa per lo spruzzamento dell’acqua sul combustibile con le grosse portate
richieste nel caso in cui si verifichino delle importanti rotture del RCS e conseguentemente una
rapida depressurizzazione del sistema.
•
Sistema di iniezione a bassa pressione (LPCI - Low Pressure Core Injection System): utilizza tre
gruppi di pompaggio indipendenti, ciascuno dei quali inietta acqua nel nocciolo. Due dei circuiti
LPCI comprendono la presenza di scambiatori di calore ausiliari per consentire la dissipazione di
energia durante periodi molto lunghi (Sistema RHR). Il sistema LPCI interviene nel caso di
grosse rotture del sistema in aggiunta ai sistemi LPCS ed HPCS e può entrare in funzione anche
per piccole rotture dopo l’intervento dell’HPCS e del sistema di depressurizzazione descritto al
punto successivo.
•
Sistema di depressurizzazione automatico (ADS - Automatic Depressurization System): ha il
compito di depressurizzare il reattore sino alla pressione alla quale possono entrare in funzione i
sistemi di refrigerazione di emergenza a bassa pressione (LPCI, LPCS). Questo sistema è
concepito principalmente per disporre di una ridondanza di protezione nel caso di piccole rotture.
Figura 3.15: Sistema di refrigerazione di emergenza BWR 6 - Mark III
Il complesso dei “sistemi di refrigerazione di emergenza”, come in tutti gli impianti di origine USA, è
progettato per garantire che siano rispettati i 5 criteri previsti nel 10 CFR Sect. 50.46 - Acceptance
criteria for emergency core cooling systems for light water nuclear power reactors -, riportato
integralmente nel successivo paragrafo.
3.3.5.1 Sistema di iniezione del veleno liquido
Questo sistema di emergenza per l’iniezione del veleno liquido è un dispositivo di sicurezza
ridondante, capace di determinare lo spegnimento del reattore in qualsiasi condizione esso si trovi ed
ipotizzando un contemporaneo inceppamento delle barre di regolazione.
Il dispositivo, illustrato in Figura 3.16, è collocato nell’edificio reattore ed è composto
essenzialmente da un serbatoio di acciaio inossidabile contenente una soluzione di pentaborato di
sodio, da una coppia di pompe e dalle valvole di immissione di tipo ad esplosione. Per provocare
l’intervento di questo dispositivo l’operatore deve inserire manualmente un contatto mediante
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Parte II A: Filiere
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un’apposita chiave, cosicché da escludere una sua manovra accidentale. L’inserzione del contatto
provoca l’apertura rapida delle valvole, l’azionamento delle pompe e quindi l’iniezione del
pentaborato di sodio nella parte inferiore del RPV.
Figura 3.16: Sistema di emergenza per l'iniezione di veleno liquido BWR 6
Parte II A: Filiere
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Parte II A: Filiere
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Sistemi Ausiliari di un Reattore BWR 6
A) Richiesti per il normale funzionamento del reattore
•
Purificazione dell’acqua del reattore
•
Raffreddamento e demineralizzazione dell’acqua della piscina del combustibile
•
Raffreddamento del reattore spento
•
Raffreddamento, in ciclo chiuso, delle apparecchiature dell’edificio reattore
RHR*
B) Richiesti in condizioni di emergenza
•
Spegnimento del reattore mediante veleni chimici
•
Raffreddamento del nocciolo con reattore isolato
•
Condensazione del vapore reattore (Hot Stand bay)
BWR4)
RHR*(no
•
Raffreddamento dell’acqua della piscina di soppressione
RHR*
•
Spray del sistema di contenimento
RHR*
•
Sistemi di refrigerazione di emergenza
ECCS
ƒ
Iniezione dell’acqua ad alta pressione
HPCS (BWR 4 - HPCI)
ƒ
Iniezione dell’acqua a bassa pressione
LPCI
ƒ
Spruzzamento del nocciolo a bassa pressione
LPCS
ƒ
Depressurizzazione del reattore
ADS
RHR*
RCIC
RHR*
Sono modi di funzionamento di un unico sistema “Rimozione del calore residuo”,
funzionalmente indipendenti pur utilizzando gli stessi componenti
Tabella 3.1: Sistemi ausiliari del reattore in un BWR 6 (Montalto)
Parte II A: Filiere
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Figura 3.17: BWR 6 - Sistema di refrigerazione a reattore isolato
82
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Figura 3.18: BWR 6 - Sistemi di refrigerazione del nocciolo di emergenza
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Figura 3.19: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo
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Figura 3.20: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di iniezione a bassa
pressione
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Figura 3.21: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di refrigerazione della
piscina di soppressione
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Figura 3.22: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di condensazione del vapore
Parte II A: Filiere
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Figura 3.23: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di shutdown cooling
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Figura 3.24: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di spray del contenimento
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Sistemi Ausiliari di un Reattore BWR 4
Sono normalmente collocati nell’intercapedine fra contenitore primario e secondario, con l’eccezione
dell’ADS, interno al contenitore primario.
C) Richiesti per il normale funzionamento del reattore
•
Purificazione dell’acqua del reattore
•
Raffreddamento del reattore spento
•
Raffreddamento e demineralizzazione dell’acqua della piscina del combustibile
•
Raffreddamento, in ciclo chiuso, delle apparecchiature dell’edificio reattore
RHR*
D) Richiesti in condizioni di emergenza
•
Spegnimento del reattore mediante veleni chimici
•
Raffreddamento del nocciolo con reattore isolato
•
Raffreddamento dell’acqua della piscina di soppressione
RHR*
•
Spray del sistema di contenimento
RHR*
•
Sistemi di refrigerazione di emergenza
ECCS
ƒ
Iniezione dell’acqua ad alta pressione
HPCI
ƒ
Iniezione dell’acqua a bassa pressione
LPCI
ƒ
Spruzzamento del nocciolo a bassa pressione
LPCS
ƒ
Depressurizzazione del reattore
ADS
RHR*
RCIC
RHR*
Sono modi di funzionamento di un unico sistema “Rimozione del calore residuo”,
funzionalmente indipendenti pur utilizzando gli stessi componenti
Tabella 3.2: Sistemi ausiliari del reattore in un BWR 4 (Caorso).
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Figura 3.25: BWR 4 - Sistema di iniezione del boro liquido
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Figura 3.26: BWR 4 -Sistema di raffreddamento del nocciolo isolato RCIC
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Figura 3.27: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Raffreddamento reattore spento”
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Figura 3.28: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Raffreddamento acqua piscina”
Parte II A: Filiere
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Figura 3.29: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Iniezione a bassa pressione” LPCI
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Figura 3.30: BWR 4 -Sistema di spruzzamento del contenimento primario
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Figura 3.31: BWR 4 -Sistema di iniezione a bassa pressione LPCI
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Figura 3.32: BWR 4 -Sistema di spruzzamento del nocciolo a bassa pressione LPCS
Parte II A: Filiere
99
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RL (811) A 99
Figura 3.33: BWR 4 -Sistema di iniezione ad alta pressione HPCI
100
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 3.34: BWR 4 -Sistema di raffreddamento di emergenza del nocciolo ECCS
Parte II A: Filiere
101
Impianti Nucleari
102
RL (811) A 99
Parte II A: Filiere
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3.4 Il Progetto del Nocciolo di un Reattore BWR
Il progetto del nocciolo di un reattore BWR è reso particolarmente complesso dalla mutua
interferenza tra il grado di vuoto e la reattività, per cui risulta impossibile separare il calcolo nucleare
da quello termoidraulico.
Se si considera inoltre che la presenza delle barre di controllo, variamente inserite durante il ciclo, la
distribuzione dei vuoti nel nocciolo e del burn-up del combustibile richiedono l’effettuazione di un
calcolo tridimensionale, ci si rende pienamente conto della estrema difficoltà del calcolo.
L’adozione di elementi di combustibile con diverso arricchimento, alcune delle quali contenenti
peraltro veleni bruciabili (generalmente ossidi di gadolinio), rappresenta un’ulteriore causa di
complicazione.
Il criterio base del progetto è quello di evitare danni alle barrette di combustibile durante il
funzionamento normale e durante i transitori operazionali e di ridurre il danno stesso entro i limiti
accettabili a seguito di incidenti dovuti ad errori degli operatori od a malfunzionamenti delle
apparecchiature.
Un danno tipico delle barrette è rappresentato dalla rottura della camicia (con conseguente rilascio
dei prodotti di fissione) che può essere prodotto sia dalla eccessiva temperatura che dalla eccessiva
sollecitazione della camicia stessa.
Per garantire il soddisfacimento di quanto sopra indicato viene richiesto che il flusso termico
massimo sia inferiore al flusso termico critico (MCHFR > 1) e che la potenza specifica lineare
massima sia inferiore a 28. kW/ft (per tale valore della potenza specifica si avrebbe una fusione
dell’UO2).
Attualmente i limiti di progetto sono fissati a:
q lmax ≈ 14.
kW
;
ft
MCHFR ≥ 19
.
L’incamiciatura, realizzata in lega di zirconio (Zircaloy 2), è del tipo “autosostenentesi” (free
standing) ed è progettata in modo da resistere alla pressione interna del gas di fissione che, a fine vita
e tenendo conto del volume libero interno (10 ÷ 12% del volume occupato dal combustibile), può
raggiungere un valore pari a 1.5 ÷ 1.6 volte la pressione esterna.
Il diametro interno dell’incamiciatura ed il diametro delle pastiglie del combustibile sono stabiliti in
modo da ridurre al minimo, durante il funzionamento a piena potenza, il gioco tra pastiglie e camicia.
Il gioco iniziale a freddo è pari a 25. ÷ 28. mils (0.6 ÷ 0.7 mm).
Per il calcolo della pressione interna si può assumere, con buona approssimazione, una produzione di
1.35 x 10-3 grammomoli di gas di fissione per ogni MWd di energia prodotta ed un tasso di rilascio
del combustibile pari a:
0.5%
per
20%
per
100%
per
3,000. °F <
T
< 3,000. °F
T
< 3,450. °F
T
> 3,450. °F
Per calcolare la distribuzione della temperatura nel combustibile si può utilizzare la seguente legge di
dipendenza della conducibilità dalla temperatura:
K(T) =
Parte II A: Filiere
3978
+ 6.07 x 10−12 ( T + 460) 3
692 + T
103
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dove:
K
è espressa in BTU/hr ft °F
T
è espressa in °F
Utilizzando tale relazione l’integrale di conducibilità tra 0 °C e la temperatura di fusione è pari a:
Tf
q"
W
∫ K(T)dT = 4π = 93. cm
0° C
Supponendo che la temperatura sul bordo della pastiglia del combustibile sia pari a circa 400. °C, la
temperatura di fusione si raggiungerebbe con una potenza specifica lineare dell’ordine di 22. kW/ft
(73. kW/m).
Per quanto riguarda i fattori di canale caldo, si possono ragionevolmente assumere, per gli impianti
attuali, i seguenti valori:
FII
1.50
F⊥
1.40
Fp
1.28
Ftot
2.70
Utilizzando i dati suddetti si può procedere ad un dimensionamento preliminare del nocciolo del
reattore BWR.
Si consideri, a titolo di esempio, il reattore Browns Ferry. Il reattore ha una potenza termica di
≈3,300. MWt. L’elemento di combustibile è costituito da 49 barrette con reticolo 7 x 7. La potenza
specifica lineare massima è 18.5 kW/ft ed il fattore di picco totale è pari a 2.60. La lunghezza attiva
delle barrette è pari a 12. ft. Nel caso considerato si avrà:
potenza lineare media =
lunghezza totale del combustibile =
18.5
kW
= 7.1
2.6
ft
3.3 x 10 6
= 4.65 x 105 ft
7.1
4.65 x 105
numero di elementi =
= 790
12 x 49
Se si tiene conto che una certa frazione della potenza (≈ 4%) viene generata esternamente alla
barretta del combustibile, il numero di elementi diviene:
0.96 x 790 = 760
Il nocciolo del reattore di Browns Ferry è effettivamente costituito da 764 elementi di combustibile.
Nella Tabella 3.4 è riportato uno schema del modello impiegato per il calcolo complessivo del
nocciolo di un reattore ad acqua bollente. Secondo quanto indicato nello schema si procede nel
modo seguente.
Sia data la potenza termica P del nocciolo del reattore, per il quale saranno definite le caratteristiche
geometriche e prefissato il grado di inserimento delle barre di controllo. Nota l’entalpia dell’acqua di
104
Parte II A: Filiere
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alimento ha e quella del vapore in uscita dal nocciolo hg, sarà possibile calcolare la portata del vapore
ws:
ws =
P
hg − h a
Fissato un valore del titolo medio Xe , può essere calcolata la portata di ricircolazione wr, ricordando
che:
wt = wr + ws
dove wt è la portata totale nel nocciolo. Si ha:
( w r + w s ) Xe = w s
e quindi:
wr = ws
1 − Xe
Xe
Il grado di sottoraffreddamento (hsub = hsat - h), dove hsat è l’entalpia di saturazione alla pressione di
esercizio ed h è l’entalpia in ingresso al nocciolo, può essere determinato ricordando che:
wt h = wr hs + ws ha
e quindi:
h sub = Xe ( h s − h a )
Si fissi ora, per tentativo, l’andamento della portata del refrigerante in funzione del raggio del
nocciolo w = w (R). Ammettendo, ancora per tentativo, una data distribuzione di potenza in senso
radiale si può calcolare il titolo di uscita Xei del fluido all’uscita dei diversi canali presenti nel
nocciolo stesso; si avrà:
Pi = wi hsub + wi Xei hfg
e quindi:
P − w i h sub
X ei = i
w i h fg
essendo hfg il calore latente di vaporizzazione.
La conoscenza di Xei permette di determinare le caratteristiche del refrigerante nei diversi punti del
nocciolo.
Si procederà allora alla effettuazione del calcolo nucleare tridimensionale, il quale fornirà la
distribuzione di potenza nel nocciolo.
Nota la distribuzione di potenza si può determinare l’altezza non-bollente nonché la distribuzione dei
vuoti e del titolo del refrigerante nei singoli canali. Il titolo all’uscita dei canali sarà diverso da quello
prima calcolato ipotizzando una distribuzione di potenza scelta arbitrariamente. Il nuovo valore del
titolo sarà riciclato nel programma di calcolo fino a che i due valori risulteranno uguali tra di loro.
Parte II A: Filiere
105
Impianti Nucleari
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A questo punto si potranno calcolare le perdite di carico ∆pi nei singoli canali e quindi la
distribuzione della portata wi nei canali stessi. Questa distribuzione sarà diversa da quella
inizialmente ipotizzata e risulterà pertanto necessario ripetere ciclicamente il calcolo fino a che i due
valori risulteranno uguali fra loro.
Verificata questa condizione, si procederà al calcolo del fattore di moltiplicazione effettivo, Keff, che
dovrà risultare uguale all’unità. Se questa condizione non è soddisfatta si ripeterà il calcolo fin
dall’inizio, dopo aver provveduto a modificare le caratteristiche del nocciolo variando, per esempio,
il grado di inserimento delle barre di controllo.
3.5 Cenni sulla Stabilità dei BWR
L’instabilità di un reattore ad acqua bollente può presentarsi in diverse forme:
• oscillazioni della potenza globale del reattore intorno ad un valore di equilibrio;
• oscillazioni locali o spaziali di potenza;
• oscillazioni locali o globali conseguenti a variazioni dei parametri di controllo.
Per ottenere adeguate informazioni sui problemi sopra indicati, fin dai primi anni dello sviluppo dei
BWR, furono condotte estese esperienze al riguardo, utilizzando a tale scopo i reattori BORAX,
SPERT, EBWR e VBWR.
Le conclusioni alle quali si pervenne in base ai risultati sperimentali ottenuti possono essere riassunte
nel modo seguente:
a) la produzione di vapore è stabile per bassi valori della potenza specifica. Al crescere di
quest’ultima si innesca invece un regime oscillatorio (detto “chugging”) con oscillazioni di
potenza di forma non sinusoidale, aventi frequenza dell’ordine del secondo ed ampiezza variabile
nel tempo;
b) il valore della potenza specifica per il quale si ha l’inizio del regime oscillatorio dipende in misura
molto significativa dalla pressione (l’aumento di pressione ha un effetto stabilizzante);
c) il funzionamento del reattore è pienamente soddisfacente per livelli di potenza inferiori a quello
per il quale si ha l’inizio del regime oscillatorio.
L’instabilità riscontrata nei BORAX e nello SPERT1 poteva essere attribuita principalmente
all’elevato valore del coefficiente positivo di pressione. Nei reattori suddetti, che funzionavano a
pressioni prossime a quella atmosferica, era sufficiente una variazione di pressione di 1. psi per avere
una inserzione di reattività ∆K pari a 0.3.
In queste condizioni il reattore è estremamente sensibile alle variazioni di pressione le quali,
attraverso il legame vuoti-reattività-potenza, possono innescare oscillazioni di potenza che possono
autosostenersi o, addirittura, crescere in ampiezza nel tempo.
In base a quanto sopra precisato, possono essere facilmente spiegati alcuni risultati sperimentali:
• il rapporto tra la densità dell’acqua e quella del vapore diminuisce all’aumentare della pressione,
tale rapporto è pari a 1,600. alla pressione atmosferica e diventa soltanto 30. a 1,000. psi (70.
atm); al crescere della pressione, pertanto, il reattore diviene meno sensibile alle variazioni della
frazione di vuoti; ciò giustifica pienamente il fatto che, all’aumentare della pressione, aumenta il
valore della potenza specifica al di sopra del quale si innescano le oscillazioni di potenza;
• l’impiego di combustibile ceramico avente una costante di tempo per il riscaldamento maggiore di
quella del combustibile metallico comporta una maggiore stabilità del reattore; il reattore
106
Parte II A: Filiere
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BORAX-4, nel quale era impiegato ossido di uranio, risultò infatti più stabile degli altri reattori
nei quali veniva utilizzato l’uranio metallico.
Facendo riferimento ai risultati sperimentali ottenuti, furono abbandonate talune regole semiempiriche, tra le quali, per esempio, quella famosa di Thic “la reattività associata ai vuoti non deve
superare il 2%”. Si cercò invece di correlare la densità di potenza massima con la pressione; alla
pressione di 1,000. psi, le oscillazioni di potenza non dovrebbero verificarsi con densità di potenza
inferiori a 110. ÷ 130. kW/l, indipendentemente dalla reattività associata ai vuoti. Il valore suddetto è
pari a circa due volte quello caratteristico degli attuali BWR.
Nel seguito, si ritiene opportuno indicare i parametri fisici e le variabili d’esercizio aventi maggiore
influenza sulla stabilità del reattore.
1)
Capacità Termica del Combustibile
L’elevata capacità termica dell’UO2 consente di filtrare i fenomeni aventi alta frequenza;
transitori del flusso neutronico molto rapidi, anche se di notevole ampiezza, non determinano
un sensibile riscaldamento del combustibile.
L’effetto, in generale stabilizzante, è legato all’efficacia relativa tra attenuazione
(stabilizzante) e ritardo di fase (destabilizzante).
2)
Perdite di Carico
Tutte le esperienze effettuate portano alla conclusione che un aumento della resistenza in
zona bifase diminuisce la stabilità mentre un aumento della resistenza idraulica nella zona
liquida l’aumenta.
Ciò può essere spiegato nel modo seguente: una resistenza idraulica ha, per propria natura,
carattere dissipativo e quindi effetto stabilizzante. Qualora però l’aumento di resistenza si
verifichi nella zona bifase, una perturbazione nella portata del vapore ha sensibile effetto sulla
portata d’acqua (contropressione). Tale effetto (destabilizzante) è in generale maggiore di
quello (stabilizzante) dovuto all’aumento di dissipazione d’energia.
3)
Coefficiente di Vuoto
Un coefficiente di vuoto negativo e grande in valore assoluto mentre è desiderabile per il
pronto adeguamento alle variazioni di carico e per consentire un rapido smorzamento delle
oscillazioni da Xeno, può avere un effetto controproducente ai fini della stabilità, per la quale
è richiesto un coefficiente di vuoto negativo ma relativamente piccolo in valore assoluto.
A questo scopo nei BWR dell’attuale generazione, caratterizzati da un elevato contenuto
medio di vuoti (≈ 40%) si cerca, aumentando il rapporto acqua/uranio, di ridurre il valore
assoluto di questo coefficiente intorno a 100. ÷ 150. pcm/%vuoto.
4)
Coefficiente Doppler
Un coefficiente Doppler negativo e grande in valore assoluto è di estrema importanza per la
sicurezza dei BWR.
Nei moderni reattori il coefficiente Doppler ha valori dell’ordine di -1. pcm/°F.
5)
Pressione del Fluido
L’aumento della pressione del fluido porta ad un miglioramento delle condizioni di stabilità.
Tenendo nel dovuto conto tutti gli altri effetti connessi con tale aumento, si è ritenuta una
buona soluzione di compromesso fissare il valore della pressione del fluido all’interno del
nocciolo intorno a valore di 1,000. psi (≈ 70. bar).
Parte II A: Filiere
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6)
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Sottoraffreddamento
L’aumento del sottoraffreddamento, per bassi valori di questo, ha effetto destabilizzante; per
alti valori, effetto stabilizzante.
Tale diverso effetto può essere giustificabile nel modo seguente:
• per bassi valori del sottoraffreddamento, un aumento di questo provoca un aumento della
lunghezza della zona non bollente del canale e, conseguentemente, un aumento del tempo
di trasferimento di una perturbazione termica dall’ingresso del canale alla zona bollente; lo
sfasamento così introdotto ha effetto destabilizzante;
• per alti valori del sottoraffreddamento, l’effetto sopracitato viene compensato dalla
riduzione della zona bifase, con conseguente riduzione dell’importanza dei vuoti; l’effetto
complessivo risulta pertanto stabilizzante.
Nei moderni BWR a ciclo diretto, il sottoraffreddamento è piccolo ed un aumento di questo
ha effetto destabilizzante.
7)
Portata di Ricircolazione
L’aumento della portata di ricircolazione ha effetto stabilizzante in quanto determina un
aumento della lunghezza della zona non-bollente con conseguente riduzione dell’influenza dei
vuoti.
8)
Posizione delle Barre di Controllo
E’ opportuno non utilizzare le barre di controllo per la regolazione del reattore, assegnando
alle barre stesse il controllo delle variazioni di reattività a breve ed a lungo tempo.
Nei reattori di grande potenza, e quindi di grandi dimensioni, il nocciolo è fortemente
disaccoppiato, per cui variazioni locali di reattività determinano variazioni locali di potenza,
certamente non desiderabili.
3.5.1 Cenni sulle Inserzioni di Reattività
Rapide iniezioni di forti eccessi di reattività possono compromettere in maniera significativa
l’integrità del nocciolo e del sistema primario. Per espulsione o caduta libera di una barra di controllo
del nocciolo si possono avere inserzioni di reattività di diversi $/s.
La sovrappotenza che si genera determina un rapido aumento della temperatura del combustibile,
reso ancor più significativo dal fatto che, a causa della rapidità del fenomeno, tutta l’energia prodotta
rimane immagazzinata nel combustibile stesso.
Esperienze condotte presso il laboratorio nazionale di Idaho Falls negli USA hanno mostrato che
possono essere individuate, per l’UO2, tre soglie relativamente all’energia immagazzinata:
160.
Cal/gr
220. ÷ 280.
Cal/gr
425.
Cal/gr
Il superamento della prima soglia comporta il danneggiamento dell’incamiciatura; il superamento
della seconda, la fusione dell’UO2; il superamento della terza, la vaporizzazione dell’UO2.
Nel terzo caso, l’energia rilasciata potrebbe compromettere l’integrità dello stesso circuito primario.
108
Parte II A: Filiere
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Studi effettuati dalla GE hanno mostrato che inserzioni di reattività dell’ordine di 5. $/s sono ancora
accettabili dal punto di vista della sicurezza, determinando rotture in un numero minore dell’1‰
delle camicie.
Al fine di contenere in limiti accettabili le conseguenze dovute all’espulsione di una barra di
controllo, si procede in modo che durante l’esercizio del nocciolo la reattività associata alla barra più
reattiva sia sempre relativamente bassa. In generale, si ritengono accettabili valori della reattività
associata alla barra più reattiva minori di 2.5 $.
Parte II A: Filiere
109
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110
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Parte II A: Filiere
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Potenza
Reattore
MWe
Separatori Soppressione
Interni
pressione
Ciclo
Pompe
singolo
getto
Prestazioni Nocciolo
kW
Prestazioni Combustibile
Ftot
Xe %
kW
kg
I eq
 kW 


 ft  m
MCHFR
nxn
"
Dresden 1
184./200.
NO
NO
NO
NO
29.6
3.75
6
16.3
11,000.
14.7
1.5
6x6
Garigliano
150.
NO
NO
NO
NO
28.3
3.90
7.9
9.7
12,000.
13.3
1.75
9x9
Gundremingen
237.
SI
NO
NO
NO
40.9
3.54
9.4
15.1
16,000.
20.
1.5
6x6
Tarapur
190.
SI
NO
NO
40.
9.3
16.6
Oyster Creek
510.
SI
NO
37.
10.
14.5
22,000.
21.
Dresden 2
715.
Browns Ferry
1,060.
51.
14.
19.7
27,500.
18.5
Caorso
800.
50.
13.5
20
Caorso
800.
Alto Lazio
900.
7x7
SI
2.6
2.7
56.
2.2
11.5
≈ 20
14.
25
13.4
1.9
8x8
1.2
Tabella 3.3: Sviluppo dei reattori BWR.
Parte II A: Filiere
111
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Potenza e dati geometrici
Portata vapore
Titolo medio in uscita
0.14
Portata di ricircolazione
Sottoraffreddamento
Forma di w(R)
forma di primo
tentativo
Titolo in uscita canale
Calcolo nucleare
Altezza non-bollente
a (z) e x(z)
Perdite di carico
w(R)
Keff
Keff = 1
Tabella 3.4: Schema di calcolo del nocciolo di un reattore BWR
112
Parte II A: Filiere
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Gruppo turbo-generatore
Corpo cilindrico
Generatore di vapore
Condensatore
Core
Contenitore di sicurezza
Figura 3.48: Schema di un impianto BWR a ciclo duale con separazione del vapore esterna al
recipiente in pressione (Garigliano, Dresden 1).
P=100%
P=80%
100
portata
vapore
primario
80
Curve a
reattività
costante
60
40
P=60%
20
P=20%
20
P=40%
80
100
60
40
Portata vapore dal generatore
Figura 3.49: Curve di funzionamento di un reattore a ciclo duale.
Parte II A: Filiere
113
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Gruppo turbo-generatore
Separatore di vapore
Generatore di vapore
Condensatore
Core
Contenitore di sicurezza
Figura 3.50: Schema di un impianto BWR a ciclo duale con separazione del vapore interna al
recipiente in pressione (Gundremingen).
114
Parte II A: Filiere
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Gruppo turbo-generatore
pozzo secco
Contenitore primario
Separatore di vapore
Condensatore
Core
pompa di
ricircolazione
Camera di
soppressione
Figura 3.51: Schema di un impianto BWR a ciclo singolo con contenitore a soppressione di
pressione e separazione del vapore interna al recipiente in pressione (Oyster Creek).
Parte II A: Filiere
115
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Gruppo turbo-generatore
pozzo secco
Contenitore primario
Separatore di vapore
pompa a
getto
Condensatore
Core
pompa di
ricircolazione
Camera di
soppressione
Figura 3.52: Schema di un impianto BWR a ciclo singolo, con contenitore a soppressione di
pressione, separazione del vapore interna al recipiente in pressione ed adozione delle pompe a getto
per la ricircolazione (Dresden 2, Caorso).
116
Parte II A: Filiere
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RL (811) A 99
3.6 CFR Title 10 Part 50 Sec. 46 - Acceptance Criteria for ECCSs for LW Nuclear Power
Reactors
(a)(1)(i) Each boiling and pressurized light-water nuclear power reactor fueled with uranium oxide
pellets within cylindrical Zircaloy cladding must be provided with an emergency core cooling system
(ECCS) that must be designed such that its calculated cooling performance following postulated
loss-of-coolant accidents conforms to the criteria set forth in paragraph (b) of this section. ECCS
cooling performance must be calculated in accordance with an acceptable evaluation model and must
be calculated for a number of postulated loss-of-coolant accidents of different sizes, locations, and
other properties sufficient to provide assurance that the most severe postulated loss-of-coolant
accidents are calculated. Except as provided in paragraph (a)(1)(ii) of this section, the evaluation
model must include sufficient supporting justification to show that the analytical technique
realistically describes the behavior of the reactor system during a loss-of-coolant accident.
Comparisons to applicable experimental data must be made and uncertainties in the analysis method
and inputs must be identified and assessed so that the uncertainty in the calculated results can be
estimated. This uncertainty must be accounted for, so that, when the calculated ECCS cooling
performance is compared to the criteria set forth in paragraph (b) of this section, there is a high level
of probability that the criteria would not be exceeded. Appendix K, Part II, Required
Documentation, sets forth the documentation requirements for each evaluation model.
(ii) Alternatively, an ECCS evaluation model may be developed in conformance with the required
and acceptable features of Appendix K ECCS Evaluation Models.
(2) The Director of Nuclear Reactor Regulations may impose restrictions on reactor operation if it is
found that the evaluations of ECCS cooling performance submitted are not consistent with
paragraphs (a)(1) (i) and (ii) of this section.
(3)(i) Each applicant for or holder of an operating license or construction permit shall estimate the
effect of any change to or error in an acceptable evaluation model or in the application of such a
model to determine if the change or error is significant. For this purpose, a significant change or
error is one which results in a calculated peak fuel cladding temperature different by more than
50(degree)F from the temperature calculated for the limiting transient using the last acceptable
model, or is a cumulation of changes and errors such that the sum of the absolute magnitudes of the
respective temperature changes is greater than 50(degree)F.
(ii) For each change to or error discovered in an acceptable evaluation model or in the application of
such a model that affects the temperature calculation, the applicant or licensee shall report the nature
of the change or error and its estimated effect on the limiting ECCS analysis to the Commission at
least annually as specified in Sec. 50.4. If the change or error is significant, the applicant or licensee
shall provide this report within 30 days and include with the report a proposed schedule for
providing a reanalysis or taking other action as may be needed to show compliance with Sec. 50.46
requirements. This schedule may be developed using an integrated scheduling system previously
approved for the facility by the NRC. For those facilities not using an NRC approved integrated
scheduling system, a schedule will be established by the NRC staff within 60 days of receipt of the
proposed schedule. Any change or error correction that results in a calculated ECCS performance
that does not conform to the criteria set forth in paragraph (b) of this section is a reportable event as
described in Sec.0.55(e), 50.72 and 50.73. The affected applicant or licensee shall propose
immediate steps to demonstrate compliance or bring plant design or operation into compliance with
Sec. 50.46 requirements.
Parte II A: Filiere
117
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
(b)(1) Peak cladding temperature. The calculated maximum fuel element cladding temperature
shall not exceed 2200 degrees F.
(2)
Maximum cladding oxidation. The calculated total oxidation of the cladding shall nowhere
exceed 0.17 times the total cladding thickness before oxidation. As used in this subparagraph
total oxidation means the total thickness of cladding metal that would be locally converted to
oxide if all the oxygen absorbed by and reacted with the cladding locally were converted to
stoichiometric zirconium dioxide. If cladding rupture is calculated to occur, the inside
surfaces of the cladding shall be included in the oxidation, beginning at the calculated time of
rupture. Cladding thickness before oxidation means the radial distance from inside to outside
the cladding, after any calculated rupture or swelling has occurred but before significant
oxidation. Where the calculated conditions of transient pressure and temperature lead to a
prediction of cladding swelling, with or without cladding rupture, the unoxidized cladding
thickness shall be defined as the cladding cross-sectional area, taken at a horizontal plane at
the elevation of the rupture, if it occurs, or at the elevation of the highest cladding
temperature if no rupture is calculated to occur, divided by the average circumference at that
elevation. For ruptured cladding the circumference does not include the rupture opening.
(3)
Maximum hydrogen generation. The calculated total amount of hydrogen generated from
the chemical reaction of the cladding with water or steam shall not exceed 0.01 times the
hypothetical amount that would be generated if all of the metal in the cladding cylinders
surrounding the fuel, excluding the cladding surrounding the plenum volume, were to react.
(4)
Coolable geometry. Calculated changes in core geometry shall be such that the core remains
amenable to cooling.
(5)
Long-term cooling. After any calculated successful initial operation of the ECCS, the
calculated core temperature shall be maintained at an acceptably low value and decay heat
shall be removed for the extended period of time required by the long-lived radioactivity
remaining in the core.
As used in this section:
(1) Loss-of-coolant accidents (LOCAs) are hypothetical accidents that would result from the loss of
reactor coolant, at a rate in excess of the capability of the reactor coolant makeup system, from
breaks in pipes in the reactor coolant pressure boundary up to and including a break equivalent in
size to the double-ended rupture of the largest pipe in the reactor coolant system.
(2) An evaluation model is the calculational framework for evaluating the behavior of the reactor
system during a postulated LOCA. It includes one or more computer programs and all other
information necessary for application of the calculational framework to a specific LOCA, such as
mathematical models used, assumptions included in the programs, procedure for treating the
program input and output information, specification of those portions of analysis not included in
computer programs, values of parameters, and all other information necessary to specify the
calculational procedure.
(d) The requirements of this section are in addition to any other requirements applicable to ECCS set
forth in this part. The criteria set forth in paragraph (b), with cooling performance calculated in
accordance with an acceptable evaluation model, are in implementation of the general requirements
with respect to ECCS cooling performance design set forth in this part, including in particular
Criterion 35 of Appendix A.
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4. REATTORI AD ACQUA PESANTE
4.1 Giustificazione della Filiera
Il ricorso all'acqua pesante (D2O) per la moderazione del nocciolo ha trovato all'inizio una sua piena
giustificazione dalla constatazione che il suo impiego, per il valore estremamente basso della sua
sezione di cattura (circa 1/600 di quello dell'acqua naturale), avrebbe potuto consentire la
realizzazione di reattori nucleari alimentati con uranio naturale, anche in forma di ossido.
Questa possibilità è stata ritenuta, per ovvi motivi, particolarmente interessante per i paesi non dotati
in proprio di impianti di arricchimento isotopico dell'uranio che, con l'impiego di questo tipo di
reattori, avrebbero potuto acquisire una sostanziale autonomia per il soddisfacimento dei loro
fabbisogni di energia elettrica.
I reattori appartenenti a questa filiera, per la loro ottima economia neutronica, consentono inoltre il
raggiungimento di rapporti di conversione particolarmente elevati (compresi fra 0.7 e 0.8 a fronte di
0.6 per i LWR), con la possibilità di “bruciare” direttamente nel nocciolo una frazione significativa
del plutonio fissile prodotto. In questi reattori è previsto un burn-up medio allo scarico pari a circa
8,000. MWd/ton con una riduzione del contenuto di U235 da 0.7% nel combustibile fresco a circa
0.2% nel combustibile scaricato. Ammettendo in prima approssimazione che l'energia termica
prodotta dalla fissione di 1. g di U235 sia pari a 0.8 MWd, l'energia prodotta per fissione dell'uranio
durante la permanenza del combustibile nel nocciolo sarebbe pari a 5,000. x 0.8 = 4,000. MWd,
corrispondente alla metà del burn-up raggiunto al momento dello scarico. La parte mancante è
dovuta in modo quasi esclusivo alla fissione del plutonio prodotto durante l'irraggiamento. Per
questa ragione, i reattori ad acqua pesante, indicati nel seguito con la sigla HWR, sono inseriti a
pieno diritto nella famiglia dei reattori “bruciatori”.
Quanto sopra esposto permette facilmente di constatare che gli HWR sono caratterizzati, rispetto ai
LWR, da una migliore utilizzazione delle riserve di uranio e da una minore incidenza del prezzo
dell'uranio stesso sul costo dell'energia prodotta. Numerosi paesi hanno mostrato concreto interesse
per questo tipo di reattori, portando avanti significativi programmi di ricerca e sviluppo che, in molti
casi, hanno portato alla realizzazione di prototipi e di impianti dimostrativi, fino ad arrivare alla
costruzione di centrali elettronucleari ed alla commercializzazione delle stesse. Senza voler trascurare
il contributo fornito dai diversi paesi, fra i quali deve essere inserita a pieno titolo l'Italia, non vi è
dubbio che gli HWR sono stati sviluppati prevalentemente in Canada e, per questo motivo, sono
spesso indicati come “reattori di tipo canadese”.
4.2 Sviluppo della Filiera
Prima di passare in rapida rassegna le fasi più significative dello sviluppo della filiera, si ritiene
opportuno fare alcune precisazioni di carattere preliminare. Con la dizione di reattori ad acqua
pesante si intende fare riferimento al tipo di moderatore impiegato. Nel rispetto di questa
caratteristica di base, sono stati studiati, anche se a differenti livelli di sviluppo, alcune sottofiliere
caratterizzate da differenti caratteristiche del sistema di refrigerazione, secondo quanto di seguito
riportato:
a) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati ad acqua pesante in pressione (a tubi), indicati con
la sigla PHW HW [Pressurized Heavy Water (cooled), Heavy Water (moderated)];
b) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati ad acqua naturale bollente, indicati con la sigla
BLW HW [Boiling Light Water (cooled), Heavy Water (moderated)];
c) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati a gas, indicati con la sigla GCHW [Gas Cooled,
Heavy Water (moderated)];
Parte II A: Filiere
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d) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati con fluidi organici, indicati con la sigla OCHW
[Organic Cooled, Heavy Water (moderated)];
e) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati ad acqua pesante in pressione (con recipiente in
pressione), indicati con la sigla PHW [Pressurized Heavy Water];
f) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati ad acqua pesante bollente, indicati con la sigla
BHW [Boiling Heavy Water].
Di tutti i tipi suddetti, solo il primo ha raggiunto la piena maturità industriale ed il secondo, pur con
qualche riserva, è ritenuto ancora meritevole di sviluppo. Le analisi successive saranno pertanto
limitate a questa prima sottofiliera, fornendo solo qualche indicazione di larga massima relativamente
alla seconda. Le due sottofiliere saranno nel seguito identificate con le sigle PHWR e BLWR.
4.2.1 PHWR
Questo tipo di reattore è stato sviluppato quasi esclusivamente in Canada tanto da essere
generalmente indicato come reattore CANDU-PHW o, più semplicemente, CANDU (Canadian
Deuterium Uranium).
Le attività in questo settore iniziarono nel 1945 con la realizzazione di un primo reattore di ricerca
ZEEP (Zero Energy Experimental Pile). A questo fece seguito il reattore ad alto flusso, NRX (1947)
e quindi nel 1956 l'NRU, analogo all'NRX, ma caratterizzato da una maggiore potenza.
I reattori di ricerca sopra ricordati hanno costituito un supporto di base, di fondamentale importanza
per lo sviluppo dei CANDU. Il primo prototipo, l'NPD (Nuclear Power Demonstration), avente una
potenza di 22. MWe, è stato messo in funzione nel 1961, seguito, nel 1966, da un impianto simile,
ma con potenza molto più elevata (206. MWe) installato a Douglas Point. Questa unità può essere
considerata il punto di partenza del processo di commercializzazione dei CANDU, che si è
concretato con la messa in servizio delle prime quattro unità della centrale di Pickering, ciascuna
delle quali ha una potenza di circa 500. MWe.
Al momento attuale sono in funzione nel mondo 34 unità CANDU con una potenza complessiva di
circa 20,000. MWe e sono in costruzione altre 10 unità con una potenza complessiva di circa 4,500.
MWe. Le suddette unità sono in esercizio o in costruzione nei paesi seguenti: Canada, Argentina,
India, Corea del Sud, Pakistan e Romania. Questi reattori sono caratterizzati dalla presenza di tubi in
pressione, in sostituzione del recipiente in pressione.
La soluzione a tubi in pressione diventa necessaria per questo tipo di reattori per i quali, l’elevato
valore del rapporto tra la quantità di moderatore (500. ÷ 1,000. kg di D2O per MWe) e quella del
combustibile (250. kg per MWe), comporta una distanza relativamente grande tra gli elementi e, nel
contempo, elevate dimensioni complessive del nocciolo. In queste condizioni sarebbero non
proponibili soluzioni analoghe a quelle tipiche dei reattori ad acqua leggera nel caso in cui venga
impiegata l’acqua pesante anche come refrigerante. Se il fluido refrigerante è diverso dall’acqua
pesante, è assolutamente necessario garantire la separazione tra moderatore e refrigerante ed il
nocciolo deve essere pertanto di tipo chiuso. Le soluzioni adottate prevedono pertanto il
contenimento del moderatore in una vasca (calandria) ed il passaggio del refrigerante nei tubi di forza
contenenti gli elementi di combustibile, disposti all’interno dei tubi di calandria. Per mantenere la
temperatura del moderatore durante il funzionamento a valori relativamente bassi (inferiori a 100.
°C), viene in primo luogo ridotta la quantità di calore ceduta al moderatore, isolando termicamente i
tubi di refrigerazione dello stesso mediante un apposito circuito a gas. Nell’intercapedine compresa
tra i due tubi è mantenuto in circolazione a bassa velocità un gas (normalmente CO2) che viene
campionato ed analizzato con continuità. La presenza di acqua nel gas sarebbe chiaramente
indicativo di fessure del tubo di forza passanti attraverso lo spessore. Nella Figura 4.1 è
schematicamente indicata la soluzione adottata.
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Tubo di forza
Tubo di calandria
Calandria
Combustibile
Moderatore
Gas (CO2)
Refrigerante
Figura 4.1: Soluzione adottata nei reattori a tubi di forza.
Un problema importante connesso alla soluzione adottata è costituito dalla presenza nel nocciolo di
una rilevante quantità di materiale strutturale con conseguente effetto negativo sulla economia
neutronica. Senza una corretta progettazione ed un’accurata scelta dei materiali potrebbe risultare
addirittura impossibile il funzionamento del reattore impiegando come combustibile uranio naturale.
Per evitare che ciò avvenga, tutte le strutture del nocciolo (tubi di calandria, tubi di forza) oltre,
naturalmente, alle guaine, sono realizzate in leghe di zirconio (Zircaloy-2; Zircaloy-4; Zr-2.5% Nb) e
viene affidata la funzione resistente soltanto ai tubi di forza che devono quindi sopportare da soli la
pressione del refrigerante (oltre 100. kg/cm2). L’acqua pesante con funzione di moderatore,
contenuta nella vasca, è mantenuta praticamente a pressione atmosferica e, pertanto, i tubi di
calandria potranno avere spessori molto modesti.
Una struttura del tipo di quello indicato nella figura non è considerata dalle ASME III, sia in
relazione alla sua geometria, per quanto attiene in particolare alla calandria, sia in relazione ai
materiali utilizzati. Risulta pertanto impossibile fare riferimento alle norme ASME suddette e non
esistono peraltro attualmente normative tecniche elaborate in altri Paesi, compreso il Canada,
pienamente riconosciute a livello internazionale.
Il progetto di queste componenti viene pertanto effettuato in base ad informazioni e dati ricavati
dalle esperienze condotte in proposito. Si ritiene comunque opportuno sottolineare che l’eventuale
rottura di un tubo di forza è un incidente con conseguenze ragionevolmente contenute, a meno che la
rottura suddetta non determini quella dei tubi circostanti. Numerose esperienze condotte al riguardo
farebbero però escludere tale eventualità.
Per quanto attiene alla calandria, rilevanti potrebbero essere per la stessa le sollecitazioni di origine
termica in condizioni particolari. In caso di svuotamento, per esempio, la temperatura delle pareti
non più bagnate dal moderatore tenderebbe a salire rapidamente e si potrebbero avere quindi sulla
stessa struttura rilevanti differenze di temperatura. Per evitare o, almeno, ridurre l’entità di tale
fenomeno, si provvede ad installare opportuni sistemi di spruzzamento che entrano automaticamente
in funzione durante lo svuotamento e riescono a mantenere la temperatura a valori relativamente
contenuti.
Un altro delicato problema che si presenta per queste componenti è quello relativo
all’accoppiamento dei tubi di forza in leghe di zirconio con le tubazioni di acciaio inossidabile del
circuito primario. (Al di fuori del nocciolo, quando non è più necessario l’impiego di materiali con
bassa sezione di cattura neutronica, non avrebbe più senso utilizzare leghe di zirconio).
Parte II A: Filiere
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Per quanto siano state studiate procedure per le saldature tra leghe di zirconio e acciai inossidabili, i
risultati finora ottenuti sembrano essere soddisfacenti solo se si adottano accorgimenti molto
particolari, atmosfere controllate, ecc. Tali condizioni sono certamente possibili a livello di
laboratorio, ma difficilmente ottenibili in cantiere. Per questa ragione, i collegamenti vengono
attualmente realizzati mediante mandrinatura. Non risulta, comunque, che tale soluzione abbia finora
dato luogo durante l’esercizio ad inconvenienti di particolare rilievo.
4.2.2 BLWR
Molti Paesi, oltre al Canada, hanno mostrato un concreto interesse per questo tipo di reattore,
sviluppando in proposito una significativa attività di ricerca e sviluppo. Fra questi si possono
ricordare: il Giappone, il Regno Unito e l'Italia.
In Canada è stato realizzato agli inizi degli anni '70 un reattore dimostrativo da 250. MWe (Gentilly1); nel Regno Unito fu messo in funzione nel 1965 un prototipo da 100. MWe, indicato con la sigla
SGHWR (Steam Generating Heavy Water Reactor); in Giappone è ancora in funzione un prototipo
da 100 MWe ed è prevista la realizzazione nel 2002 di una unità dimostrativa da 600. MWe. Per
quanto riguarda l'Italia, è stata completata la costruzione di una unità dimostrativa, denominata
CIRENE (Cise Reattore Nebbia). La suddetta unità non è stata messa in funzione a seguito della
moratoria sulla utilizzazione dell'energia nucleare, adottata dal parlamento nel 1987.
Si deve constatare che al momento attuale soltanto il Giappone continua a mostrare un concreto
interesse per questo tipo di reattore.
4.3 Caratteristiche Fondamentali della Filiera
Nella Tabella 4.1 sono riportate alcune caratteristiche nucleari dell'acqua pesante, confrontate con le
analoghe relative all'acqua naturale ed alla grafite.
MODERATORE
H2O
D2O
Grafite pura
Sezione macroscopica di deviazione Σs (cm-1)
1.64
0.35
0.38
Sezione macroscopica di assorbimento Σa (cm-1)
0.022
27x10-6
35x10-5
Decremento logaritmico medio ξ di energia per collisione
0.93
0.51
0.16
Potenza di rallentamento ξΣs
1.5
0.18
0.06
Rapporto di moderazione ξΣs/Σa
70
6670
175
Lunghezza di diffusione L = (D/Σa)½ (cm)
2.54
100
50.2
Coefficiente di diffusione D (cm)
0.18
0.85
0.92
Età di Fermi
31.4
120
350
Lunghezza di rallentamento Lsl (cm)
5.6
11
18.7
CARATTERISTICHE
N.B. Un contenuto dello 0.16% di H2O nella D2O determina un aumento di σa da 27x10-6 a 42x10-6
cm-1 ed una diminuzione di L da 170. a 110. cm
Tabella 4.1: Caratteristiche nucleari di alcuni moderatori
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Dall'esame dei dati riportati nella tabella emergono alcune precise indicazioni di fondamentale
importanza per la caratterizzazione della filiera, secondo quanto di seguito sommariamente esposto.
1) Il rapporto di moderazione è particolarmente elevato e decisamente maggiore di quello relativo
all'acqua naturale. Ne consegue che per una buona moderazione dei neutroni, il rapporto fra i
volumi occupati, rispettivamente, dal moderatore e dal combustibile o, in altre parole, il rapporto
dell'area Am del moderatore e quella Af del combustibile nella sezione trasversale del nocciolo
deve essere abbastanza elevato e, comunque, decisamente superiore a quello richiesto per un
reattore ad acqua naturale. Nella Figura 4.2 è riportato l'andamento qualitativo del fattore di
moltiplicazione K in funzione del rapporto Am/Af.
Solo per informazione si ricorda che il valore ottimale del rapporto suddetto è pari a circa 2 per i
PWR, ed a circa 17 per i PHWR.
E' evidente che qualora venga impiegato come fluido termovettore la stessa acqua pesante, il
valore del rapporto sopraindicato, necessario ai fini della moderazione, è assolutamente
inaccettabile per la refrigerazione. Ne consegue che il nocciolo del reattore dovrà essere di tipo
chiuso con netta separazione del fluido moderante da quello cui è prevalentemente affidata la
refrigerazione del combustibile.
Questa tipologia del nocciolo, tipica di tutti i reattori nei quali sono impiegati materiali diversi per
la moderazione e la refrigerazione, diventa necessaria per i motivi che sono stati indicati anche per
i PHWR, nonostante che uno stesso fluido (D2O) sia utilizzato per le due funzioni suddette.
K
D2O
H2O
Am/Af
Figura 4.2: Andamento qualitativo del fattore di moltiplicazione in funzione del rapporto Am/Af
Tenendo conto di quanto sopra, è immediato individuare la struttura fondamentale del nocciolo
degli HWR.
Il moderatore è contenuto in una vasca (calandria) che è attraversata da tubi contenenti gli
elementi di combustibile, refrigerati dal fluido termovettore mantenuto in circolazione all'interno
dei tubi stessi. Tale struttura è un elemento comune di tutte le sottofiliere dei reattori ad acqua
pesante, che si differenziano fra loro solo per il tipo di fluido refrigerante impiegato: D2O nei
PHWR; H2O nei BLWR; miscele di terfenili negli OCHWR; CO2 nei GCHWR.
La pressione all'interno della vasca contenente D2O stagnante viene mantenuta, adottando
opportuni sistemi di refrigerazione, a valori prossimi a quella atmosferica. La pressione del
Parte II A: Filiere
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refrigerante all'interno dei tubi, per evidenti motivi, ha invece valori generalmente abbastanza
elevati anche se differenti per le diverse sottofiliere. I tubi suddetti prendono pertanto il nome di
“tubi in pressione” o di “tubi di forza” e fanno parte integrante del sistema primario in pressione
dell'impianto (pressure boundary), in sostituzione del recipiente in pressione.
Per i motivi che saranno successivamente esposti, i tubi in pressione sono collocati all'interno di
altri tubi coassiali, detti tubi di isolamento termico o di calandria, che fanno invece parte
integrante della calandria stessa.
2) L'impiego dell'uranio naturale negli HWR, reso possibile dal valore particolarmente basso della
sezione di assorbimento della D2O, è in effetti condizionato dal mantenimento in limiti molto
contenuti delle catture neutroniche da parte degli altri materiali presenti nel nocciolo in aggiunta
alla D2O stessa, quali il refrigerante, se diverso dal moderatore, ed i materiali impiegati nella
costruzione delle guaine del combustibile, dei tubi in pressione e dei tubi di isolamento. La
esigenza, fondamentale per questi reattori, di ridurre le catture parassite nel nocciolo può essere
soddisfatta, da un lato, utilizzando materiali con bassa sezione di assorbimento e, dall'altro,
riducendo per quanto possibile la quantità di materiali strutturali presenti nel nocciolo. In accordo
con quanto sopra, le guaine del combustibile, i tubi in pressione ed i tubi di calandria sono
realizzati in leghe di zirconio aventi sezioni di assorbimento inferiori per almeno un ordine di
grandezza a quelle degli acciai austenitici ed è stato altresì ridotto lo spessore delle guaine,
prevedendo nelle specifiche di progetto il collassamento in esercizio della guaina sulle pastiglie del
combustibile.
I risultati ottenuti con l'adozione dei provvedimenti suddetti sono stati soddisfacenti. Nei reattori
CANDU il numero dei neutroni assorbiti complessivamente dal moderatore, dal refrigerante e
dalle strutture del nocciolo è pari allo 6.% di quelli prodotti nella fissione. I valori dello stesso
rapporto nei PWR e nei BWR sono pari, rispettivamente, all'11.% e all'10.%.
Si ritiene doveroso ricordare che lo studio e lo sviluppo delle leghe di zirconio è stato condotto
prevalentemente nei paesi interessati alla utilizzazione dei reattori ad acqua pesante, anche se le
stesse leghe sono sistematicamente utilizzate per le guaine del combustibile dei reattori ad acqua
naturale. Ciò è del tutto comprensibile. La disponibilità di queste leghe è una condizione
necessaria per lo sviluppo degli HWR, mentre costituisce una prospettiva certamente interessante,
ma non determinante, per i LWR, nei quali si sarebbe potuto compensare i maggiori assorbimenti
conseguenti all'impiego di altri materiali (per es. acciai austenitici), con un adeguato aumento
dell'arricchimento del combustibile. A conferma di ciò si può infatti constatare che nei primi PWR
le guaine erano fabbricate in AISI 304.
3) La struttura del nocciolo, caratterizzata dalla presenza di canali di potenza separati e
sostanzialmente indipendenti fra loro, rende possibile la movimentazione del combustibile nel
nocciolo senza l'arresto del reattore e, quindi, l'adozione di un ciclo di ricambio continuo, con tutti
i vantaggi ad esso conseguenti: migliore sfruttamento del combustibile; diminuzione della
reattività massima da controllare; aumento del fattore di disponibilità dell'impianto.
Tale possibilità è sistematicamente utilizzata in tutti gli HWR attualmente in esercizio e viene
considerata un elemento di particolare rilevanza e qualificazione della filiera. Si deve peraltro
correttamente far presente che la soluzione adottata comporta la costruzione e l'esercizio di
macchine per la movimentazione del combustibile particolarmente complesse e costose.
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4.4 Il Reattore CANDU
Dopo il sommario esame delle caratteristiche generali degli HWR, l'attenzione sarà concentrata sul
reattore CANDU come unità rappresentativa dei PHWR.
Nelle Figura 4.3, Figura 4.4 e Figura 4.5 sono mostrate, rispettivamente, la vista di insieme della
parte nucleare dell’impianto, il diagramma di flusso semplificato ed uno schema indicativo del
nocciolo di un sistema CANDU.
In questo tipo di reattore, come è stato più volte detto, lo stesso tipo di fluido (acqua pesante) è
utilizzato sia per la moderazione dei neutroni che per la refrigerazione del combustibile.
La parte nucleare dell'impianto (nuclear island) è costituita essenzialmente:
• dal reattore vero e proprio, che comprende: la vasca contenente il moderatore; i canali di potenza,
gli elementi di combustibile, il fluido termovettore, i dispositivi per il controllo della reattività,
ecc.;
• dal serbatoio di scarico del moderatore e dai sistemi di refrigerazione e di purificazione di
quest'ultimo;
• dal sistema di circolazione del fluido termovettore, che comprende, oltre ai tubi in pressione in
comune con il nocciolo, i generatori di vapore, il pressurizzatore, le pompe di circolazione, le
tubazioni di collegamento ed i vari circuiti ausiliari;
• dalla macchina per il ricambio del combustibile.
Parte II A: Filiere
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Figura 4.3: Vista di insieme di un reattore CANDU
1
Generatore di vapore
2
Pompa Primaria
3
Reattore
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Figura 4.4: Diagramma di flusso semplificato del reattore CANDU
Figura 4.5: Rappresentazione schematica del nocciolo
Parte II A: Filiere
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Facendo riferimento alle figure sopra riportate, si procede ad una illustrazione sommaria di alcuni fra
i principali sistemi della parte nucleare dell'impianto.
4.4.1 Vasca del moderatore (Calandria)
La vasca contenente il moderatore viene molto spesso indicata anche col nome di calandria. Queste
due denominazioni saranno utilizzate indifferentemente nel seguito.
La calandria è costituita da un guscio cilindrico in acciaio austenitico, disposto con asse orizzontale,
alle estremità del quale sono saldate due piastre tubiere. Dette piastre, sulle quali sono mandrinati i
tubi di calandria, costituiscono anche la struttura per il posizionamento ed il supporto dei tubi in
pressione. Sia i tubi di calandria che quelli in pressione, per la parte interna alla vasca, sono realizzati
in leghe di zirconio. Nei reattori più recenti, i tubi di calandria sono in Zircaloy 2 mentre per quelli in
pressione è impiegata la lega Zr-2.5Nb. Alle due estremità dei tubi in pressione sono mandrinati i
terminali in acciaio austenitico ai quali sono collegate le tubazioni di ingresso o di uscita del
refrigerante.
Le piastre tubiere sono componenti particolarmente complesse dovendo anche consentire la
sistemazione dei dispositivi necessari per la schermatura delle radiazioni uscenti dal nocciolo, in
modo da permettere, a reattore spento, l'accesso del personale nei locali ove sono collocate le
macchine per la movimentazione del combustibile. In sostanza, è affidata alle piastre la duplice
funzione di sostegno del nocciolo e di schermo assiale.
Sulle pareti della vasca sono presenti le diverse penetrazioni necessarie per: la movimentazione delle
barre di regolazione e di sicurezza, la circolazione e lo scarico del moderatore, la circolazione
dell'elio, la strumentazione del nocciolo, ecc.
4.4.2 Moderatore
Il moderatore è costituito dall'acqua pesante presente all'interno della calandria. Al di sopra del
livello del moderatore è mantenuta un’atmosfera inerte di elio.
Nelle unità attualmente in esercizio, la quantità del moderatore contenuto nella vasca per unità di
potenza dell'impianto ha valori compresi fra 400. e 500. kg/MWe. Il peso del moderatore nel
nocciolo di una unità da 508. MWe netti della centrale di Pickering è pari a 240. t e sale a 300. t
nell'analoga unità da 730. MWe netti della centrale di Bruce.
In una unità da 500. MWe netti, corrispondenti per questo tipo di reattore a circa 1,700. MWt, la
potenza termica direttamente prodotta nel moderatore (per rallentamento dei neutroni e per
assorbimento delle radiazioni) o trasmessa allo stesso dal refrigerante è pari a circa 90. MWt. In
assenza di refrigerazione, la temperatura del moderatore nella vasca aumenterebbe con un rate
iniziale di circa 5°C/min.
Durante l'esercizio si ha inoltre produzione di impurezze derivanti dai processi di corrosione e
dissociazione della D2O per effetto delle radiazioni.
Le considerazioni sopra sommariamente esposte evidenziano la necessità di opportuni sistemi di
trattamento del moderatore.
A questo scopo, ed anche per assolvere ad ulteriori funzioni, quali il controllo della concentrazione
dei veleni solubili disciolti nel moderatore, il controllo del livello della D2O e lo scarico della stessa
nel serbatoio di svuotamento, sono presenti due distinti sistemi di trattamento fra loro indipendenti.
Nel primo sistema viene attivata la circolazione della D2O in un circuito di refrigerazione e di
condizionamento chimico in modo da contenere la temperatura del moderatore e, quindi la pressione
all'interno della vasca, nei limiti stabiliti nelle specifiche di progetto (tmax < 70°C) e da assicurare il
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mantenimento al livello richiesto delle caratteristiche fisico-chimiche del moderatore stesso. Facendo
riferimento soltanto alla refrigerazione, si può immediatamente verificare che per smaltire i 90. MWt
prima indicati è richiesta una portata nel circuito di circa 1,000. kg/s, ammettendo ragionevolmente
un salto di temperatura del moderatore nello scambiatore di calore pari a 20. °C. Questi dati sono
stati riportati a titolo di esempio con il solo scopo di richiamare l'attenzione sull'importanza del
problema e sulla rilevanza delle apparecchiature necessarie.
Nel secondo sistema viene attivata la circolazione dell'atmosfera gassosa presente nella vasca al di
sopra del livello del moderatore, costituita dall'elio inizialmente immesso e dai gas prodotti per
radiolisi (D2 e O2) attraverso opportune sezioni di trattamento che consentono di separare l'elio dai
gas di radiolisi con ricombinazione successiva degli stessi. Questa seconda operazione presenta
indubbi vantaggi sul piano economico dato il costo particolarmente elevato dell'acqua pesante.
Facendo ricorso a questo sistema è anche possibile regolare la differenza di pressione fra la calandria
ed il serbatoio, con conseguente regolazione del livello. La equalizzazione della pressione, facilmente
ottenibile mediante l'apertura di valvole opportunamente dimensionate, consente lo scarico rapido
per gravità del moderatore dalla vasca al serbatoio posto al di sotto della stessa.
4.4.3 Tubi in pressione (Tubi di forza)
I tubi in pressione, normalmente indicati anche come tubi di forza, erano inizialmente costituiti da
tubi cilindrici in Zircaloy 2 e successivamente in Zr-2.5Nb, con terminali in acciaio austenitico
mandrinati sui tubi stessi (vedi anche paragrafo 4.6). I tubi sono disposti con asse orizzontale
(parallelo a quello della calandria) secondo un reticolo a passo quadrato con interasse pari a circa 28.
cm. e sono sopportati dalle piastre tubiere della calandria.
La disposizione con asse orizzontale, tipica dei CANDU, elimina di fatto la interferenza fra gli
elementi della struttura di sostentamento del nocciolo ed i numerosissimi sistemi di collegamento
disposti sulla superficie frontale del reattore, necessari per la circolazione del refrigerante, per la
movimentazione del combustibile e per la strumentazione.
Se è vero che con tale disposizione sono necessarie due macchine per il ricambio del combustibile,
laddove una disposizione dei tubi con asse verticale avrebbe consentito questa stessa operazione con
un sola macchina collocata al di sotto del nocciolo, è altrettanto vero che nei reattori CANDU
ciascun canale orizzontale è accessibile da entrambi i lati e ciò rende certamente più facile la
operazione di ricambio anche in condizioni particolarmente severe, quali quelle conseguenti ad un
improbabile, ma non impossibile bloccaggio dell'elemento nel canale.
Gli elementi di combustibile sono collocati nel tubo in pressione, appoggiandosi sulla sua superficie
interna e scaricando pertanto il proprio peso sul tubo stesso. Il calore prodotto è asportato dal
refrigerante mantenuto in circolazione all'interno del tubo medesimo. A tale fine, ai due terminali in
acciaio di ciascun tubo sono collegati i tubi del sistema di refrigerazione che collegano i terminali
stessi al collettore di ingresso o di uscita del refrigerante primario.
Nei CANDU, analogamente ai PWR, non è ammessa l’ebollizione di massa del refrigerante, pertanto
la pressione dell'acqua pesante circolante all'interno dei tubi in pressione deve essere superiore alla
tensione di vapore relativa alla temperatura di uscita del fluido dal canale. Nell'esercizio di questi
reattori, la pressione del fluido all'ingresso del canale è pari a circa 100. kg/cm 2 e la temperatura del
fluido all'uscita dal medesimo è prossima a 300. °C
Da ambedue le parti, all'esterno degli elementi di combustibile, sono collocati nel tubo in pressione
tappi schermanti con scanalature elicoidali che imprimono al refrigerante un moto vorticoso e
riducono lo streaming di radiazione verso l'esterno.
Due valvole sferiche (una per lato) consentono un facile accesso al canale per il ricambio del
combustibile ed assicurano un ottima tenuta durante l'esercizio.
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La sollecitazione prevalente sui tubi è quella dovuta alla pressione del refrigerante che, per il suo
elevato valore (circa 100. kg/cm2), richiede spessori di una certa significatività anche se il loro
diametro è relativamente piccolo. Nei CANDU attuali, i tubi di forza hanno mediamente un diametro
di 104. mm ed uno spessore di 4.1 mm.
Come è già stato detto, i tubi in pressione costituiscono parte integrante del sistema primario in
pressione dell'impianto. Nel Capitolo 4.6 sono date ulteriori informazioni su questo importante
componente e sono fornite alcune indicazioni in merito ai criteri di progettazione normalmente
adottati.
4.4.4 Tubi di Isolamento (Tubi di Calandria)
I tubi in pressione sono collocati all'interno dei tubi di isolamento termico realizzati in Zircaloy-2. I
tubi sono mandrinati sulle piastre tubiere della calandria e sono parte integrante della stessa.
I tubi di isolamento hanno lo scopo di isolare termicamente il tubo di forza dal moderatore, con
conseguente significativa riduzione dell'energia termica ad esso trasferita. L'intercapedine fra il tubo
di calandria e quello di forza è percorsa da un gas (CO2 o N2) a bassa velocità. Il campionamento di
questo gas consente la individuazione di tracce di umidità, che costituiscono un indice
particolarmente significativo della presenza di fessure nel tubo di forza passanti attraverso lo
spessore, che possono essere in tal modo rilevate prima che la loro lunghezza sia vicina a quella
critica.
Le sollecitazioni nei tubi di calandria sono particolarmente modeste, riducendosi di fatto al carico
idrostatico, aumentato della pressione dell'elio di copertura. Conseguentemente anche il loro
spessore potrà essere molto contenuto. Nei reattori CANDU attualmente in esercizio, questi tubi
hanno un diametro interno pari a circa 130. mm con uno spessore di circa 1.4 mm.
4.4.5 Elemento di Combustibile
Gli elementi di combustibile sono costituiti da fasci di barrette della lunghezza di circa 50. cm,
saldate alle estremità a piastre terminali forate. Ciascuna barretta è formata da un tubo in Zircaloy-2
e, più recentemente, in Zircaloy-4 (guaina), riempito con pastiglie di UO2 naturale e chiuso
all'estremità con tappi saldati. Piccoli tasselli metallici, detti distanziatori, vengono brasati sulla
mezzeria di ciascuna barretta, nel punto di minima distanza fra la stessa e quelle vicine, per evitare
che queste vengano a contatto. Distanziatori di maggiori dimensioni sono brasati sulla superficie
delle barrette della corona esterna nel punto di minima distanza con il tubo in pressione, per definire
la posizione delle zone di contatto fra l'elemento ed il tubo di forza sul quale è appoggiato.
Per ridurre gli assorbimenti parassiti dei neutroni, le guaine hanno uno spessore molto modesto,
avendo previsto nelle specifiche di progetto che le stesse possano collassare sulle pastiglie di
combustibile per effetto della pressione esterna del refrigerante.
La lunghezza dell'elemento è molto minore di quella del canale e, pertanto, all'interno di un
medesimo tubo in pressione vengono inseriti in sequenza più elementi (generalmente 12) che
vengono spesso denominati “spezzoni”. L'impiego di elementi di combustile segmentati, anziché a
piena lunghezza come quelli impiegati nei LWR, rende possibile un ricambio pressoché continuo del
combustibile (la frazione di ricarica potrebbe al limite essere pari all'inverso del numero degli
spezzoni presenti nel nocciolo), consentendo altresì lo “shuffling” assiale del combustibile stesso,
con conseguenti possibili miglioramenti della distribuzione di potenza.
Nella Figura 4.6 è illustrato in forma schematica l'elemento di combustibile del reattore CANDU.
130
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 4.6: Elemento di combustibile del reattore CANDU
4.4.6 Sistema di refrigerazione del nocciolo
La refrigerazione del nocciolo è assicurata dalla circolazione dell'acqua pesante in pressione
all'interno dei tubi di forza.
Facendo riferimento allo schema riportato nella Figura 4.7, il fluido “freddo” viene immesso nel
canale dai tubi di ingresso del refrigerante. All'uscita dal canale il fluido “caldo” è inviato, attraverso
i tubi di uscita, nel generatore di vapore dove si raffredda cedendo calore al fluido secondario (acqua
naturale), con produzione di vapore che alimenta la turbina. All'uscita dal generatore, il fluido
“freddo” è elaborato dalla pompa di circolazione primaria ed è nuovamente immesso nel canale.
Quanto è stato sopra esposto relativamente alla refrigerazione di un canale si ripete naturalmente per
tutti i canali del nocciolo. Poiché il loro numero è molto elevato (alcune centinaia), i tubi di ingresso
e di uscita del refrigerante dei singoli canali vengono raggruppati e ciascun gruppo è collegato,
rispettivamente, ad un collettore, di ingresso e di uscita. Il fluido caldo è quindi inviato dal collettore
di uscita ai generatori di vapore e quello freddo dai generatori stessi al collettore di ingresso, dopo
essere stato elaborato dalla pompa di circolazione. Nella Figura 4.8 è mostrato il diagramma di flusso
semplificato del sistema di refrigerazione. Come appare dalla figura, tale sistema è costituito, in
estrema sintesi, da circuiti identici disposti in serie che iniziano e terminano sui lati opposti del
reattore determinando una circolazione del refrigerante in direzione opposta in canali adiacenti.
Nella Figura 4.9 è mostrata la disposizione dei collettori e dei tubi di alimentazione del refrigerante.
Parte II A: Filiere
131
Impianti Nucleari
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Figura 4.7: Schema funzionale del sistema di refrigerazione
Figura 4.8: Diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione
132
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 4.9: Disposizione dei collettori e dei tubi del refrigerante in un reattore CANDU
4.4.7 Controllo della Reattività
L'intensità e la distribuzione del flusso neutronico nel nocciolo del reattore viene controllata facendo
ricorso a differenti sistemi per l'assorbimento dei neutroni: assorbitori liquidi, assorbitori meccanici,
avvelenamento del moderatore. Per l'appiattimento del flusso vengono utilizzati ulteriori assorbitori
meccanici, di norma completamente inseriti nel nocciolo.
Gli assorbitori liquidi sono costituiti da tubi disposti con asse verticale (normale a quello dei tubi in
pressione), parzialmente riempiti con acqua naturale che, per gli HWR, costituisce un veleno
neutronico. Una variazione della quantità di acqua all'interno dei tubi determina una corrispondente
variazione della reattività del nocciolo. Tale sistema costituisce il mezzo primario per il controllo
dell'intensità e della distribuzione del flusso neutronico.
Parte II A: Filiere
133
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Gli assorbitori meccanici sono costituiti da cilindri cavi formati da un sandwich di acciaio inoxcadmio-acciaio inox che, scorrendo all'interno di tubi guida in leghe di zirconio, inducono variazioni
della reattività del nocciolo. I tubi guida sono disposti con asse verticale. Tali assorbitori sono
normalmente estratti, ma possono essere inseriti in modo controllato, se necessario, in aggiunta agli
assorbitori liquidi.
Assorbitori identici a questi ultimi sono impiegati come primo sistema per lo scram del reattore ma, a
differenza dei primi, il loro inserimento avviene per gravità, sconnettendo l'assorbitore stesso ai
relativi dispositivi di comando. Per diminuire il tempo di inserimento, viene posta fra l'assorbitore ed
il dispositivo una molla precaricata, la cui azione si aggiunge alla gravità al momento della
sconnessione.
Per le funzioni loro affidate, questi ultimi afferiscono ai sistemi di sicurezza, mentre i primi fanno
parte del sistema di controllo.
In aggiunta ai sistemi suddetti, è normalmente prevista la immissione nel moderatore di composti del
boro (generalmente ossidi) per compensare l'eccesso di reattività nella prima fase del ciclo, prima che
il combustibile abbia raggiunto la condizione di equilibrio. La concentrazione del boro, come è stato
già detto, può essere mantenuta nei valori richiesti attraverso il sistema di trattamento del
moderatore.
La iniezione rapida nel moderatore di soluzioni ad elevata concentrazione di composti chimici ad alta
sezione di assorbimento costituisce per questi reattori il secondo sistema di scram. L'assorbitore
utilizzato a questo scopo è normalmente il nitrato di gadolinio.
Gli assorbitori per l'appiattimento del flusso sono costituiti da cilindri cavi in acciaio inox, scorrevoli
all'interno di tubi in Zircaloy disposti perpendicolarmente ai tubi in pressione. Tali assorbitori sono di
norma completamente inseriti nel nocciolo, ma possono essere estratti per compensare la reattività
negativa determinata dal picco dello Xe conseguente allo scram del reattore, al fine di consentirne il
riavviamento in qualunque momento successivo allo scram.
4.4.8 Regolazione dell'Impianto
Negli impianti nucleari le variabili da controllare sono, come è noto, molto numerose. Fra queste si
possono ricordare:
• la temperatura del moderatore;
• la pressione del refrigerante primario;
• il livello nel pressurizzatore;
• la pressione ed il livello del fluido secondario nel generatore di vapore;
• la potenza termica del reattore.
Come per gli impianti ad acqua naturale in pressione, anche nei CANDU l'adeguamento della
potenza elettrica prodotta a quella richiesta dalla rete può essere ottenuto facendo ricorso a due
modi diversi che in estrema sintesi vengono generalmente indicati come: “reattore segue” e “turbina
segue”, a seconda che si faccia fronte alle variazioni di carico agendo in primo luogo sull'ammissione
del vapore in turbina e, successivamente sulla potenza del nocciolo ( reattore segue) o viceversa.
Le complesse problematiche relative alla regolazione degli impianti nucleari sono analizzate in modo
specifico in altri insegnamenti del corso. Per semplice informazione, si ritiene comunque utile
riportare in forma schematica nella Figura 4.10 i loops di controllo di un CANDU relativi al reattore
ed al generatore di vapore.
134
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
4.4.9 Apparecchiature per il Ricambio del Combustibile
Per il ricambio degli elementi di combustibile con l'impianto in esercizio sono necessarie macchine
particolarmente complesse e costose. Non è certamente possibile in questa sede procedere alla
illustrazione, anche sommaria, di queste macchine. Ci si limiterà pertanto a fornire alcune indicazioni
di larga massima sul funzionamento delle medesime.
Figura 4.10: Loops di controllo di un reattore CANDU
Si deve in primo luogo osservare che per la disposizione con asse orizzontale dei tubi in pressione
sono richieste due macchine identiche operanti contemporaneamente sulle due facce opposte del
reattore. Per semplicità di esposizione le due macchine saranno indicate, quando necessario, come
macchina 1 e macchina 2.
Ciascuna delle due macchine può scorrere su guide orizzontali e verticali in modo da consentire
l'allineamento delle loro teste con l'asse del tubo in pressione contenente gli elementi di combustibile
da sostituire. Raggiunta questa condizione, le teste delle macchine si collegano a tenuta ai terminali
del tubo e, dopo l'inserimento all'interno delle teste stesse di acqua pesante alla stessa pressione e
temperatura del refrigerante, si procede alla rimozione dei dispositivi di chiusura del tubo e dei tappi
schermanti. Nel tratto terminale del tubo collegato alla macchina 1, inizialmente occupato dal tappo,
vengono inseriti uno o più spezzoni dell'elemento di combustibile fresco, prelevati dal sistema di
stoccaggio contenuto all'interno della macchina stessa.
Tali spezzoni sono spinti verso l’altro terminale del tubo da un pistone mobile operante all'interno
della testa. Lo spostamento di questi spezzoni determina un analogo spostamento degli spezzoni
esauriti da sostituire che la macchina 2 provvede a togliere dal tubo ed a sistemarli nel proprio
sistema di stoccaggio. Successivamente il pistone della macchina 1 torna indietro liberando uno
spazio nel quale sono inseriti altri spezzoni freschi che, spostandosi nel tubo secondo le stesse
modalità prima indicate, consentono lo scarico nella macchina 2 di un uguale numero di spezzoni
esauriti. Tali operazioni vengono ripetute fino alla completa ricarica del canale. A questo punto le
due macchine provvedono a ricollocare all'interno dei terminali del tubo di forza i tappi schermanti
Parte II A: Filiere
135
Impianti Nucleari
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ed i dispositivi di chiusura, completando in tal modo le operazioni di ricambio del combustibile nel
canale considerato.
Essendo le due macchine identiche, ciascuna di esse potrà essere indifferentemente impiegata per il
caricamento del combustibile fresco e per lo scarico di quello esaurito.
A seconda del burn-up raggiunto, alcuni elementi saranno sistemati nella piscina di decadimento,
mentre altri potranno essere nuovamente ricaricati nel nocciolo in posizione diversa da quella
precedentemente occupata, realizzando in tal modo il più volte richiamato shuffling assiale del
combustibile
Nella Figura 4.11 è schematicamente rappresentata la testa di una delle macchine per il ricambio del
combustibile impiegate nella centrale canadese di Bruce.
Figura 4.11: Macchina per il ricambio del combustibile impiegata nella centrale di Bruce
136
Parte II A: Filiere
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4.4.10 Sicurezza del Reattore
I principi ed i criteri generali di sicurezza per i CANDU sono del tutto analoghi a quelli seguiti per le
altre filiere di reattori in esercizio dei diversi paesi del mondo occidentale.
Come sarà meglio precisato in altri insegnamenti del corso, la metodologia di sicurezza adottata in
Canada prevede in primo luogo la suddivisione delle parti rilevanti dell'impianto in sistemi di
processo e sistemi di sicurezza.
Si ipotizza che una rottura od un malfunzionamento in un sistema di processo (single failure) possa
verificarsi con probabilità abbastanza elevata (dell'ordine di 10-1 per anno) e viene richiesto che il
manifestarsi di tali eventi non debba portare a dosi individuali maggiori di 0.5 Rem.
Viene inoltre ipotizzato un guasto contemporaneo in un sistema di processo ed in uno dei sistemi di
sicurezza (dual failure). La frequenza di accadimento di un evento incidentale di questo tipo deve
essere sufficiente bassa (dell'ordine di 10-4 per anno), da poter far ritenere ragionevolmente
giustificabili dosi individuali molto più elevate (fino a 25. Rem).
Partendo da una frequenza di 10-1 per la single failure, la probabilità di non corretto funzionamento
di uno qualunque dei sistemi di sicurezza deve quindi risultare minore o, al limite, uguale a 10-3.
I valori di probabilità e di dose sopra richiamati devono essere intesi solo come limiti di riferimento
per l'analisi di sicurezza. Nella realizzazione e nell'esercizio dell'impianto saranno messe in atto tutte
le azioni concretamente ipotizzabili per rimanere decisamente al di sotto dei limiti di riferimento con
margini che sono diventati sempre più elevati con lo sviluppo della filiera. A tale riguardo, si ritiene
opportuno mettere in evidenza che livelli ritenuti ragionevolmente accettabili per la sicurezza
potrebbero non essere invece adeguati per la protezione dell'impianto dal momento che, come è stato
ampiamente dimostrato a Three Miles Island, un evento incidentale con conseguenze praticamente
trascurabili per gli operatori, la popolazione e l'ambiente, potrebbe tradursi in un disastro economico
per l'esercente.
Lasciando da parte i sistemi di processo, per i quali valgono comunque le stesse considerazioni fatte
per tutte le altre filiere di reattori, l'attenzione sarà nel seguito concentrata sui sistemi di sicurezza.
L'intervento di tali sistemi deve come minimo garantire che nelle peggiori condizioni operative
ragionevolmente prevedibili, l'impianto possa essere spento e mantenuto in condizione di
spegnimento sicuro e che sia inoltre assicurato un significativo contenimento dei prodotti radioattivi
eventualmente rilasciati.
I sistemi di sicurezza ritenuti di maggiore importanza per il reattore CANDU sono sostanzialmente i
seguenti:
• Primo sistema di spegnimento
• Secondo sistema di spegnimento
• Sistemi di refrigerazione di emergenza del nocciolo (ECCS)
• Sistema di contenimento
4.4.10.1 Sistemi di spegnimento del reattore
Il primo sistema per lo scram del reattore consiste nell'inserimento rapido delle barre di sicurezza al
cadmio, secondo quanto illustrato nei paragrafi precedenti.
Il secondo sistema per lo scram del reattore, indipendente dal primo, consiste nell'iniezione rapida nel
moderatore di soluzioni ad alta concentrazione di nitrato di gadolinio.
Parte II A: Filiere
137
Impianti Nucleari
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Il reattore può essere spento anche con il drenaggio del moderatore, per gravità, dalla calandria al
serbatoio posto al di sotto della stessa, ma questo intervento comporta generalmente tempi di
spegnimento più elevati.
4.4.10.2 Sistemi di refrigerazione di emergenza
I requisiti richiesti ai sistemi di refrigerazione di emergenza del nocciolo dei reattori CANDU sono
praticamente coincidenti con quelli dei LWR. Come per questi ultimi sono ipotizzate rotture nel
sistema primario di refrigerazione di varie dimensioni fino a quella massima consistente, per questi
reattori, nel cedimento di un collettore di ingresso posto a valle della pompa di circolazione. Per
poter assolvere correttamente alle funzioni loro assegnate per tutte le possibili aree di rottura
ipotizzate, gli ECCS possono funzionare ad alta, media e bassa pressione.
In tutte le condizioni di funzionamento l'acqua di refrigerazione è inviata in tutti i collettori di
ingresso e di uscita in modo da assicurare la distribuzione della stessa nel nocciolo
indipendentemente dalla localizzazione della rottura.
Nel funzionamento ad alta pressione, il sistema è alimentato dall'acqua contenuta in appositi serbatoi
posti all'esterno dell'edificio del reattore. L'acqua inizialmente a pressione atmosferica, viene
pressurizzata attivando il collegamento dei serbatoi stessi con un recipiente contenente azoto a
pressioni comprese fra 40 e 55 kg/cm2.
Nel funzionamento a media pressione, il sistema è alimentato dall'acqua contenuta nel deposito
situato nella parte alta del contenitore. La stessa acqua viene utilizzata anche per alimentare i sistemi
di spruzzamento dell'atmosfera interna del contenitore.
La prevalenza necessaria per il funzionamento del circuito è fornita da una apposita pompa.
Nel funzionamento a bassa pressione, il sistema è alimentato dalla miscela D2O - H2O, prelevata dal
fondo del contenitore, elaborata dalla pompa e refrigerata in uno scambiatore. Per rotture di grandi
dimensioni, il secondario dello scambiatore costituisce il più importante pozzo di calore.
Nella Figura 4.12 è riportato il diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione di
emergenza del nocciolo di un reattore CANDU.
4.4.10.3 Sistema di contenimento
Tutte le parti dell'impianto la cui rottura potrebbe determinare rilasci significativi di prodotti
radioattivi sono sistemati all'interno di un sistema di contenimento.
Nelle centrali con una sola unità, il sistema è costituito da una struttura in cemento con liner in
acciaio e dai dispositivi per lo spruzzamento, la circolazione ed il trattamento dell'atmosfera interna.
La struttura di contenimento presenta numerose penetrazioni utilizzate: per l'accesso del personale e
delle apparecchiature, per la movimentazione del combustibile, per il passaggio delle tubazioni dei
sistemi di processo e dei cavi dell'alimentazione elettrica.
Per rotture molto piccole del sistema primario, la circolazione dell'atmosfera interna è sufficiente per
assicurare la condensazione sulle pareti del vapore rilasciato all'interno del contenitore senza
l'intervento dei sistemi di spruzzamento, che diventa invece necessario per rotture di dimensioni
maggiori, fino a quella massima ipotizzata. Se nella stessa centrale, come spesso si verifica, sono
installate più unità, i contenitori delle singole unità sono collegati, attraverso un apposito condotto,
ad una struttura di contenimento (vacuum building), mantenuta costantemente ad una pressione
molto inferiore a quella atmosferica (pressione assoluta pari a circa 50. mm di Hg). All'interno della
struttura sono collocati i sistemi di spruzzamento e di trattamento dell'atmosfera. E' normalmente
previsto un vacuum building ogni 4 unità.
138
Parte II A: Filiere
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Figura 4.12: Diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione di emergenza del
nocciolo.
Nelle Figura 4.13 e Figura 4.14 sono mostrate, rispettivamente, il contenitore di sicurezza di una
centrale con una sola unità e la disposizione generale del sistema di contenimento adottato nelle
centrali pluriunità.
Ad integrazione di quanto è stato esposto, si ritiene opportuno riportare nella Tabella 4.2 le
caratteristiche più significative di una delle otto unità in esercizio nella centrale canadese di
Pickering.
Parte II A: Filiere
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Impianti Nucleari
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Figura 4.13: Contenitore di sicurezza di un reattore CANDU.
Figura 4.14: Sistema di contenimento di una centrale multiunità.
140
Parte II A: Filiere
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Tabella 4.2: Caratteristiche principali di una unità della centrale di Pickering.
Parte II A: Filiere
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4.5 Il Reattore BLW
Numerosi paesi, fra i quali anche l'Italia, hanno mostrato un concreto interesse per lo sviluppo di
reattori di potenza moderati ad acqua pesante e refrigerati con acqua naturale bollente. Tali reattori,
come è stato già detto, vengono comunemente indicati con la sigla BLWHW, o più semplicemente
BLW.
4.5.1 Giustificazione della Filiera
I principali elementi che caratterizzano i BLW rispetto ai CANDU possono essere così riassunti:
1) in un BLW l'acqua pesante è utilizzata solo per la moderazione dei neutroni ed è quindi presente
soltanto nella vasca, a pressioni prossime a quella atmosferica;
2) l'assenza di acqua pesante nel circuito primario di refrigerazione ad alta pressione riduce, a pari
potenza installata, la quantità complessiva di D2O necessaria per il funzionamento del reattore ed
anche le perdite della stessa durante l'esercizio, che nei PHW sono prevalentemente concentrate
nei circuiti ad alta pressione. Tenendo conto dell'elevato costo dell'acqua pesante, ciò si traduce
direttamente in un apprezzabile beneficio economico, al quale se ne aggiunge un altro indiretto,
connesso con le minori precauzioni necessarie per evitare la dispersione del trizio prodotto per
attivazione del deuterio;
3) l'uso del ciclo diretto elimina i generatori di vapore ed altre numerose componenti (pompe,
valvole, ecc.), con conseguente riduzione del costo di impianto ed anche aumento del fattore di
disponibilità frequentemente penalizzato da non improbabili malfunzionamenti delle stesse.
L'adozione del ciclo diretto consente altresì una sensibile riduzione della pressione del fluido nei
tubi di forza, a pari caratteristiche del vapore immesso in turbina;
4) la utilizzazione dell'uranio nei BLW è meno favorevole che nei CANDU per i maggiori
assorbimenti dovuti alla presenza di acqua naturale, compensati peraltro, almeno in parte, dai
minori assorbimenti nei materiali strutturali ed in particolare nei tubi di forza, il cui spessore può
essere sensibilmente ridotto per il minor valore della pressione del refrigerante;
5) il BLW è caratterizzato da un coefficiente di potenza positivo decisamente superiore a quello dei
CANDU, con effetti certamente negativi relativamente al controllo ed alla stabilità del nocciolo.
Dei cinque punti sopra ricordati, i primi tre sono certamente a favore dei BLW, gli altri due e, in
modo particolare, il quinto sono invece chiaramente a favore dei CANDU. Complessivamente, si
poteva ritenere ragionevolmente giustificato un concreto interesse per i BLW, pur nella piena
consapevolezza del significativo impegno di uomini e di mezzi che sarebbe stato necessario per lo
sviluppo degli stessi.
I numerosi programmi di ricerca sviluppati in proposito nei diversi paesi, hanno prevalentemente
riguardato le aree seguenti:
a) aspetti fondamentali di natura termofluidodinamica relativi a fluidi bifase ad elevato titolo;
b) aspetti fondamentali relativi alla neutronica in reticoli di ossido di uranio-acqua pesante, con la
presenza di acqua naturale nei canali di potenza;
c) aspetti fondamentali relativi alla regolazione, al controllo ed alla sicurezza: controreazioni indotte
dai vuoti, dalla pressione, dalla portata, ecc.;
d) aspetti di natura ingegneristica relativi al comportamento delle barrette e dell'elemento di
combustibile in presenza di flusso bifase ad alto titolo;
e) aspetti fondamentali relativi alla chimica dell'acqua, alla radiolisi ed al comportamento delle leghe
di zirconio in presenza di flusso bifase.
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Parte II A: Filiere
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I numerosi problemi che si sono presentati nella messa in marcia dell'impianto dimostrativo di
Gentilly 1 in Canada hanno evidenziato che le conoscenze acquisite, per quanto elevate, non
potevano essere ritenute sufficienti per lo sviluppo della filiera. In quasi tutti i paesi che si erano
attivamente impegnati nello studio dei BLW (Canada, Gran Bretagna, Italia, Giappone) è stato
ritenuto che lo sforzo ulteriormente richiesto per il completamento delle competenze necessarie, non
poteva ritenersi giustificato, anche in considerazione del grado di sviluppo e di commercializzazione
ormai raggiunto dai CANDU.
In questo momento soltanto il Giappone sembra mostrare un ragionevole, anche se limitato, interesse
per questa filiera.
Pur prendendo pienamente atto della situazione attuale, si ritiene comunque opportuno dare almeno
alcuni cenni sui BLW, non solo per ovvi motivi di completezza, ma anche per doveroso
riconoscimento al contributo fornito dall'Italia per iniziativa del CISE, che si è concretizzato nel
progetto e nella costruzione del reattore CIRENE.
4.5.2 Illustrazione Sommaria di un BLW
Nel presente paragrafo sono sommariamente fornite indicazioni di larga massima sulla struttura del
reattore BLW, con particolare riferimento agli elementi dell'impianto che lo differenziano dal reattore
CANDU.
La struttura del nocciolo è del tutto analoga a quella degli HWR (a tubi in pressione), con la unica
fondamentale differenza che il fluido termovettore circolante all'interno dei tubi di forza è costituito
da acqua naturale in cambiamento di fase.
L'acqua è inviata nel canale attraverso i tubi di ingresso del refrigerante in condizione di leggero
sottoraffreddamento, vaporizza parzialmente nell'attraversamento del canale per effetto del calore
asportato dal combustibile, per raggiungere all'uscita dello stesso un titolo medio dell'ordine del
30%.
La miscela acqua-vapore, attraverso i tubi di uscita del refrigerante, è immessa nel corpo cilindrico,
dove si ha la separazione del vapore, direttamente inviato in turbina, dall'acqua che, mescolata con
quella di alimento proveniente dal condensatore, viene ricircolata nel reattore.
Tenendo presente che la moderazione del nocciolo è prevalentemente affidata all'acqua pesante
contenuta nella calandria, la densità media del refrigerante nel canale deve essere abbastanza bassa
(circa 300. kg/m3), in modo da mantenere le catture neutroniche da parte dello stesso a valori
sufficientemente modesti da consentire l'impiego, come combustibile, dell'UO2 naturale.
Come emerge chiaramente da quanto detto sopra, lo schema funzionale del sistema di refrigerazione
di un BLW è del tutto corrispondente a quello di un BWR.
Altro elemento caratteristico della filiera è la disposizione dei tubi di forza e, conseguentemente, di
quelli di calandria che in tutti gli impianti realizzati sono sistemati con asse verticale, anziché
orizzontale, come nei CANDU. Con tale disposizione, è possibile operare il ricambio del
combustibile facendo ricorso ad una sola macchina disposta al di sotto del nocciolo.
Il ricambio viene effettuato con l'impianto in esercizio, consentendo pertanto l'adozione di un ciclo
pressoché continuo, con possibilità di realizzare anche lo shuffling assiale del combustibile, tenendo
presente che, come nei CANDU, all'interno dei tubi in pressione vengono caricati diversi spezzoni di
combustibile, ciascuno dei quali costituito da un fascio di barrette.
I problemi relativi al controllo, alla dinamica ed alla stabilità del reattore sono talmente complessi e
delicati da non poter essere certamente analizzati in questa breve nota.
Parte II A: Filiere
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A maggiore chiarimento e specificazione di quanto è stato sopra sommariamente esposto, sono
riportate nelle Figura 4.15 e Figura 4.16 e nella Tabella 4.3, rispettivamente, la sezione verticale di
un BLW, il diagramma di flusso semplificato e le principali caratteristiche del reattore CIRENE.
Figura 4.15: Sezione verticale di un BLW
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Figura 4.16: Diagramma di flusso semplificato del reattore CIRENE
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Potenza termica 130 MWt
Potenza elettrica 40 MWe + 36 con UO2 naturale (centr.)
Numero dei canali di potenza 60 + 24 con UO2 arr.(perif.)
Caratteristiche dei tubi di forza: Dimensioni Φe/Φi = 112/106 mm
Materiale Zircaloy 2
Caratteristiche dei tubi di isolamento: Dimensioni Φe/Φi = 126/124 mm
Materiale Zircaloy 2
Tipo di reticolo quadrato con passo pari a 28.5 cm
Tipo di combustibile UO2
Tipo di elemento spezzone con 19 barrette di altezza pari a 50 cm
Numero spezzoni nel canale 8
Peso del combustibile 12.5 t
Potenza specifica media 10 kWt/kg
Tipo di moderatore D2O
Peso compless. del moderatore 50 t
Tipo di refrigerante H2O bollente
Entalpia refrigerante in ingresso 267.2 kCal/kg
Titolo medio all'uscita 25 %
Caratteristiche del vapore saturo a 48 ata
Tabella 4.3: Principali caratteristiche del reattore CIRENE
4.6 Considerazioni Ingegneristiche Relative ai Tubi in Pressione
4.6.1 Criteri Seguiti nella Progettazione dei Tubi di Forza
I tubi in pressione dei reattori ad acqua pesante finora costruiti sono stati realizzati, all’inizio in
Zircaloy-2, successivamente, in Zr-2.5%Nb, lavorati a freddo. Quest’ultima lega è stata utilizzata per
la prima volta nelle unità 3 e 4 della centrale di Pickering. Nella costruzione dei tubi di forza del
prototipo del reattore di “Fugen” è stata invece impiegata la lega Zr-2.5% Nb trattata a caldo.
Per quanto i materiali suddetti non siano tra quelli previsti nelle ASME Code, i valori limiti di
progetto sono stati definiti in modo del tutto analogo a quello seguito nelle ASME III. A tale
normativa si fa peraltro normalmente riferimento nella progettazione delle componenti suddette.
In accordo con quanto sopra riportato, il valore limite della tensione ammissibile in fase di progetto
viene identificato con il più basso tra quelli seguenti:
• 1/3 del carico di rottura;
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• 2/3 del carico di snervamento;
• 0.8 del valore minimo della tensione che porta a rottura dopo 100,000. ore di funzionamento.
I valori delle caratteristiche meccaniche prese a riferimento sono ovviamente quelle relative alla
temperatura di funzionamento (≈ 300. °C per gli attuali reattori HWR).
Per le leghe finora impiegate il valore limitante è quello corrispondente ad 1/3 del carico di rottura.
Si ricorda, a titolo di esempio, che per le leghe Zr-2.5% Nb trattate a caldo, si hanno alla
temperatura di 300. °C i valori seguenti:
• 1/3 del carico di rottura
18.3 kg/mm2
• 2/3 del carico di snervamento
26.7 kg/mm2
• 0,8 del valore minimo della tensione che porta a rottura dopo 100,000. ore
36.1 kg/mm2
Per la lega Zr-2.5% Nb lavorata a freddo il valore limite di progetto è pari a 14.8 kg/mm2, ancora
corrispondente a 1/3 del carico di rottura.
In accordo con la normativa ASME prima ricordata, vengono prese in considerazione le seguenti
condizioni di carico:
Pm < Sm
P1 + Pb < 1.5 Sm
P1 + Pb + Q < 3 S m
dove:
Pm intensità di sforzo relativo alle tensioni membranali generali;
P1 intensità di sforzo relativo alle tensioni membranali locali;
Pb intensità di sforzo relativo alle tensioni flessionali;
Q
intensità di sforzo relativo alle tensioni secondarie;
Sm valore limite della tensione di progetto determinata secondo quanto prima indicato.
Il carico prevalente agente sui tubi di forza è rappresentato dalla pressione del fluido refrigerante. La
pressione di progetto è generalmente fissata ad un valore di circa 100. psi (7. kg/cm 2) al di sopra
della pressione di esercizio. Quest’ultima, nei reattori refrigerati con acqua pesante in pressione è
pari a circa 100. kg/cm2. La temperatura di progetto è invece quella che si avrebbe per una potenza
nel canale pari al 115% della potenza nominale (intorno a 300. °C). Tale incremento della potenza
nominale tiene conto sia della sovrapotenza locale dovuta all’inserimento nel canale di elementi di
combustibile fresco, sia della possibile sovrapotenza generale dell’impianto. Si ritiene che la prima
causa possa dar luogo ad una sovrapotenza del 10% e la seconda ad una sovrapotenza del 5%
rispetto al valore nominale.
In aggiunta al carico di pressione, il tubo di forza è soggetto ad altri carichi meccanici, il più
importante dei quali, per reattori tipo CANDU con tubi ad asse orizzontale, è costituito dal peso del
combustibile. Altri carichi sono quelli dovuti all’interazione con la macchina per il ricambio del
combustibile ed infine il momento indotto sui tubi di forza dalle tubazioni di ingresso e di uscita del
fluido refrigerante collegate ai tratti terminali dei tubi in acciaio inossidabile mandrinati sui tubi di
forza, aventi assi perpendicolari agli stessi tubi di forza.
Parte II A: Filiere
147
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
La presenza dei carichi meccanici suddetti porta generalmente ad un aumento di circa il 2% dello
spessore del tubo di forza, rispetto a quello che sarebbe necessario prendendo in considerazione
soltanto le sollecitazioni dovute alla pressione interna.
4.6.2 Fenomeni di Creep
Nella progettazione dei tubi di forza particolare attenzione viene rivolta ai fenomeni di creep cui
conseguono aumenti del diametro e della lunghezza dei tubi.
La velocità di crescita delle deformazioni dovute al creep è influenzata: dal flusso neutronico veloce;
dal carico agente e dalla temperatura di funzionamento.
Le numerose esperienze eseguite in proposito hanno mostrato che in un ristretto campo delle
variabili interessate, che copre però i valori di interesse per il progetto, tale velocità può essere
valutata utilizzando relazioni del tipo:
ε = K φ σ (T - 160.)
dove:
ε
velocità di deformazione in hr-1
K
coefficiente determinato sperimentalmente
φ
flusso neutronico veloce in n/cm2s
σ
tensione circonferenziale in psi
T
temperatura di progetto in °C
Il coefficiente K assume per i diversi materiali i seguenti valori:
4.0 x 10-27
per lo Zircaloy-2
1.4 x 10-27
per la lega Zr-2.5% Nb lavorata a freddo
2.2 x 10-27
per la lega Zr-2.5% Nb lavorata a caldo
I valori ammessi in fase di progetto per la deformazione massima radiale sono dell’ordine del 2÷3%
dopo 240,000. ore di funzionamento. E’ stato sperimentalmente accertato che la velocità di
deformazione in direzione assiale è pari a circa il 70% di quella in direzione radiale.
4.6.3 Controllo di Qualità
Per avere adeguate garanzie che i tubi in pressione soddisfino ai richiesti requisiti di qualità, ciascun
tubo è sottoposto alle seguenti verifiche:
• esame mediante ultrasuoni, atto a rivelare la presenza di difetti con profondità maggiore o uguale
al 3% dello spessore del tubo e lunghezza maggiore o pari a mezzo pollice;
• controllo dello spessore effettuato per l’intera lunghezza del tubo, lungo quattro generatrici;
• prova idraulica effettuata a temperatura ambiente ad una pressione pari a due volte quella di
esercizio;
• ispezione visiva delle superfici interne ed esterne del tubo, atta a consentire la identificazione di
eventuali difetti superficiali non rilevati con l’esame a mezzo di ultrasuoni.
Nella progettazione dei tubi in pressione si tiene conto anche dei fenomeni di corrosione e di
erosione, nonché degli effetti dello sfregamento tra i tubi stessi e gli spezzoni degli elementi di
148
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
combustibile. In relazione a quanto sopra, lo spessore dei tubi viene convenientemente maggiorato
sulla base delle informazioni ottenute sperimentalmente.
4.6.4 Propagazione di Difetti nei Tubi in Pressione
E’ stato sperimentalmente verificato che, nelle condizioni operative previste (T = 300. °C;
σ = 21,000. psi) la lunghezza critica Lc delle fessure passanti attraverso lo spessore, è pari a circa:
Lc = 2 inches, per materiale irraggiato;
Lc = 3 inches, per materiale non irraggiato.
E’ stato anche accertato che è estremamente improbabile avere fessure non passanti con lunghezze
superiori a due volte lo spessore. Essendo lo spessore dei tubi pari a circa 0.16 inches, sarà allora
quasi impossibile avere fessure non passanti di lunghezza superiore a 0.32 inches (circa 1/6 della
lunghezza critica).
La presenza di una fessura passante determinerà un rilascio di refrigerante (acqua pesante) nel gas
contenuto nell’intercapedine fra il tubo di forza e quello di calandria e potrà pertanto essere
facilmente e tempestivamente rivelata dal sistema di campionamento e di analisi del gas stesso. Esiste
pertanto la possibilità di un adeguato accertamento dei difetti prima che questi raggiungano le
dimensioni critiche. Qualora venga identificata nel modo suddetto la presenza di difetti, si deve
procedere all’arresto dell’impianto ed alla sostituzione del tubo lesionato. Ciò ha evidenti
conseguenze sulla continuità dell’esercizio, ma non ha significativa rilevanza per la sicurezza.
Nell’esercizio degli impianti si sono avute fessurazioni di tubi di forza. Tali tubi sono stati
immediatamente individuati e tempestivamente sostituiti in tempi dell’ordine della settimana.
L’analisi accurata dei tubi lesionati ha evidenziato la presenza di difetti passanti attraverso lo
spessore la cui lunghezza non è stata in nessun caso superiore a 0.2 inches. I difetti erano
generalmente localizzati in prossimità dei collegamenti tra i tubi stessi ed i terminali in acciaio
inossidabile.
Per quanto le numerose esperienze condotte su fasci di tubi non irraggiati sembrino mostrare che una
rottura rapida di un tubo di forza non dovrebbe portare alla propagazione a catena di rotture nei tubi
circostanti con conseguenze che, qualora ciò si verificasse, potrebbero risultare estremamente
pesanti, la filosofia di sicurezza del nocciolo di un reattore ad acqua pesante è basata in primo luogo
sulla possibilità di una sicura individuazione dei tubi difettosi prima che i difetti presenti raggiungano
dimensioni prossime a quelle critiche.
A conclusione di questa nota, si riportano per informazione le dimensioni dei tubi di forza di un
tipico reattore tipo CANDU:
(
)
(
)
0.030 in = 117.8+0.76 mm
diametro interno = 4.64 +
−0
−0
spessore = (0.169 ± 7.5%) in = (4.3 ± 0.032) mm
Parte II A: Filiere
149
Impianti Nucleari
150
RL (811) A 99
Parte II A: Filiere
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5. REATTORI MODERATI A GRAFITE E REFRIGERATI A GAS
5.1 Cenni Storici
Nel 1953 fu iniziata in Gran Bretagna una significativa attività di ricerca e sviluppo tendente alla
realizzazione di impianti nucleari da utilizzare contemporaneamente sia per la produzione di
materiale fissile (Plutonio) per usi militari che di energia elettrica. Poiché il Paese non poteva
disporre in tempi brevi di uranio arricchito o di acqua pesante, fu deciso di fare riferimento ai reattori
moderati a grafite e refrigerati a gas, alimentati con uranio naturale in forma metallica.
Mentre gli attuali reattori ad acqua naturale discendono dai prototipi sviluppati per i sommergibili a
propulsione nucleare, i reattori grafite-gas, indicati nel seguito con la sigla GCR (Gas Cooled
Reactors) hanno i loro progenitori nei reattori plutonigeni e, con riferimento alla Gran Bretagna, ai
due reattori di Windscale. Tali reattori erano refrigerati con aria in ciclo aperto e funzionavano a
bassa temperatura. Si ricorda che nell'unità 1 si verificò nel 1957 un grave incidente, innescato da
fenomeni di instabilità nel rilascio dell'energia accumulata nella grafite (Effetto Wigner), con rilasci
significativi all'esterno di materiale radioattivo.
Nell'ambito del programma di attività sopra indicato, a questi reattori fece seguito la costruzione di
otto impianti di piccola potenza (quattro dei quali a Calder Hall e gli altri quattro a Chapel Cross)
che entrarono in funzione fra il 1956 e il 1959. Rispetto a quelli plutonigeni di Windscale, questi
reattori erano caratterizzati dall'impiego di una particolare lega di magnesio (Magnox) per la
costruzione delle guaine e dall'uso della CO2 in ciclo chiuso come refrigerante, con temperature di
uscita dal nocciolo sufficientemente elevate da consentire la utilizzazione del calore generato per
fissione per la produzione di energia elettrica. Veniva invece confermata la scelta della grafite e
dell'uranio naturale metallico come moderatore e come combustibile. Poiché il Magnox è stato
impiegato esclusivamente in questo tipo di reattori, gli stessi vengono solitamente indicati anche
come “Reattori Magnox”.
L'entrata in servizio, nel 1956, della prima unità di Calder Hall dimostrò per la prima volta nel mondo
la effettiva possibilità dell'impiego dell'energia nucleare da fissione per scopi pacifici e, in particolare,
per la produzione di energia elettrica.
Nel 1955, prima ancora dell'entrata in funzione della centrale di Calder Hall, fu varato dal Governo
inglese il primo programma nucleare (White Paper) che prevedeva la realizzazione entro il 1975 di
una potenza elettrica installata compresa fra 1,500. e 2,000. MWe.
Successivamente, a seguito delle crescenti difficoltà nell'approvvigionamento del carbone (1956) e
della prima crisi di Suez (1957), il programma venne rivisto e notevolmente ampliato. Al suo
completamento (1969) erano state costruite 26 unità Magnox per una potenza complessiva di circa
5,000. MWe. Fra queste, 20 sono ancora in esercizio e le altre 6 sono state fermate nel periodo
compreso fra il 1989 e il 1993.
Oltre al Regno Unito, dimostrarono concreto interesse per questa filiera di reattori anche la Francia,
l'Italia ed il Giappone. Particolarmente significative sono state le attività sviluppate in Francia. Ai tre
reattori di piccola potenza realizzati a Marcoule fra il 1956 e il 1960, fecero seguito: le tre unità di
Chinon, le due unità di St Laurent e infine la centrale di Bugey. Le sei unità suddette, aventi
complessivamente una potenza elettrica di circa 2,000. MWe, entrarono in servizio commerciale fra
il 1964 e il 1972. E' interessante ricordare che i francesi, per primi, impiegarono recipienti in
pressione in calcestruzzo precompresso anziché quelli tradizionali in acciaio. Questa soluzione,
fortemente innovativa, si dimostrò particolarmente interessante, tanto da essere stata
sistematicamente adottata anche dagli inglesi nelle due ultime centrali Magnox costruite (Oldbury e
Wylfa) e nelle successive unità della filiera AGR.
Parte II A: Filiere
151
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Questi reattori, come stato prima ricordato, suscitarono un certo interesse anche in Italia ed in
Giappone, che si concretizzò nella costruzione delle centrali di Latina e di Tokay-Mura. La centrale
di Latina fu ordinata dalla SIMEA (Società elettrica dell'ENI) alla TNPG (The Nuclear Power
Group) inglese nel 1958 ed entrò in funzione agli inizi del 1964. La centrale è stata chiusa nel 1987.
La centrale di Tokay-Mura, ordinata dalla Japco alla GEC (General Electric Co.) inglese nel 1959,
entrò in servizio commerciale nel 1965 ed è ancora in esercizio.
Nel complesso, sono state realizzate nel mondo 37 unità Magnox per una potenza installata di circa
8,000. MWe. Nello sviluppo della filiera furono apportate significative modifiche, orientate
prevalentemente all'innalzamento del livello di sicurezza ed alla riduzione dei costi. Le più importanti
fra queste saranno esaminate nel capitolo successivo. Purtuttavia, fu dimostrato che il costo di
produzione dell'energia elettrica dell'ultima centrale in costruzione (Wylfa) sarebbe stato, almeno
sulla carta, di poco superiore e decisamente maggiore a quello relativo, rispettivamente, alle centrali
a carbone ed alle centrali nucleari ad acqua naturale di pari potenza.
Non potendosi ragionevolmente attendere ulteriori sensibili miglioramenti a causa delle limitazioni
intrinseche del reattore in questione (bassi valori delle temperature ammissibili per il combustibile e
per il Magnox), il Governo inglese decise di intraprendere una nuova linea di attività orientata verso
la utilizzazione di un reattore a gas di tipo avanzato (AGR), il cui prototipo (Windscale AGR) della
potenza di 33. MWe, era entrato in funzione nel 1963. L'esame delle offerte presentate a livello
internazionale per la realizzazione della centrale di Dungeness B (costituita da due unità da 600.
MWe) relative, rispettivamente, all'impiego di reattori AGR e di reattori PWR di tipo americano,
sembrò essere favorevole agli AGR. Tenendo conto dei risultati dell'esame, il Governo inglese decise
l'adozione dei reattori AGR, con il definitivo abbandono della filiera Magnox dopo il completamento
dell'ultima centrale in costruzione.
Dopo la costruzione del reattore sperimentale da 33. MWe, entrato in funzione a Windscale nel
1962, sono state realizzate nella Gran Bretagna, fra il 1796 e il 1989, sette centrali, ciascuna delle
quali costituita da due unità AGR da 650 MWe. Tutte le centrali suddette sono ancora regolarmente
in servizio. Si deve ricordare che il programma di costruzione subì ritardi considerevoli per difficoltà
tecniche ed amministrative di tipo diverso tanto che il primo reattore, la cui costruzione era iniziata
nel 1966, entrò in servizio solo nel 1982. Il futuro di questa filiera fu al centro di numerosi dibattiti in
Gran Bretagna e alla fine, ancora prima del completamento del programma inizialmente definito, fu
deciso di rinunciare alla costruzione di altre centrali AGR.
Si ritiene doveroso sottolineare che, contrariamente a quanto si era verificato per i reattori Magnox,
nessun altro Paese dimostrò interesse per la filiera AGR.
L'impiego della grafite come moderatore e di un gas come refrigerante fece intravedere la possibilità
di utilizzare l'energia nucleare per la produzione di calore ad alta temperatura. Con temperature del
gas in uscita dal nocciolo prossime a 800. °C sarebbe stato ovviamente possibile aumentare il
rendimento di un tradizionale ciclo a vapore, ma poteva anche essere presa in seria considerazione
l'adozione di un ciclo chiuso con turbine a gas da installare all'interno del contenitore in calcestruzzo,
con l'eliminazione dell'edificio turbina e di tutte le altre componenti tradizionali del ciclo indiretto a
vapore.
Il calore disponibile ai livelli di temperatura sopra indicati poteva anche essere direttamente
impiegato per lo sviluppo di processi industriali di particolare importanza quali, ad esempio, la
gassificazione del carbone, la produzione di ferro ed acciaio, la produzione per via termochimica
dell'idrogeno, ecc. Questa ultima possibilità apriva ulteriori interessanti prospettive all'uso
dell'energia nucleare, in aggiunta a quelle cui si era fatto normalmente riferimento.
I problemi da affrontare ed i conseguenti costi da sostenere per lo sviluppo di questo nuovo tipo di
reattore sarebbero stati sicuramente rilevanti, ma apparivano pienamente giustificati dall'importanza e
dal valore strategico dell'impresa. In questa prospettiva, fu definito nella Gran Bretagna un
152
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
consistente programma di ricerca e sviluppo. Tale programma, avviato inizialmente a livello
nazionale, fu poi sviluppato nel quadro di un accordo internazionale coordinato dall'OECD e portò
alla costruzione di un impianto sperimentale (Reattore Dragon) da circa 20. MWt, entrato in
funzione nel 1966 presso il Centro di Winfrith.
Questa nuova filiera di reattori, indicata con l'acronimo HTGR (High Temperature Gas Cooled
Reactors), viene comunemente considerata come ulteriore sviluppo dei reattori a gas dopo i Magnox
e gli AGR. Questo è in parte vero, ma tenendo conto dei particolari obbiettivi cui questo reattore fa
riferimento, molti ritengono giustamente che gli HTGR costituiscono una filiera a sé stante. D'altra
parte, a conferma di questa ipotesi, si deve rilevare che anche Paesi (Stati Uniti e Germania) che non
avevano mai preso in seria considerazione la utilizzazione dei Magnox e degli AGR, mostrarono
invece un concreto interesse per gli HTGR.
Nella Germania fu portato avanti un consistente programma nazionale per lo sviluppo di un reattore
“a letto fluido” il cui combustibile è racchiuso in sfere di grafite caricate nel reattore e refrigerate dal
fluido termovettore. Un prototipo da 15. MWe entrò in funzione nel 1968 presso il Centro di Julich,
mentre il THTR (Thorium High Temperature Reactor) da 300. MWe è entrato un servizio a Uentrop
nel 1986. Ambedue gli impianti sono attualmente fuori servizio.
Nell'ambito di un significativo programma di ricerca e sviluppo promosso dall'AEC, fu costruito a
Peach Bottom nel 1966 un reattore prototipo da 40. MWe, cui fece seguito il reattore dimostrativo
di Fort St.Vrain da 330. MWe. Quest'ultimo, diventato critico nel febbraio del 1974, è entrato in
servizio commerciale nel 1979, ma ha raggiunto la piena potenza solo alla fine del 1981. Ambedue
gli impianti sono attualmente fuori servizio.
Nel 1975 la Gulf General Atomic, impegnata fin dall'inizio nel programma americano di sviluppo
degli HTGR, ha dovuto rinunciare alla fornitura di ben sette centrali da 1,000. MWe per la
cancellazione dei relativi ordini.
Per quanto le informazioni sopra riportate sembrino dimostrare una sostanziale caduta di interesse
per gli HTGR, non si ritiene di poter affermare di trovarsi di fronte ad una filiera definitivamente
abbandonata, in quanto le sue peculiari caratteristiche: produzione di calore ad alta temperatura e
decisamente maggiore sicurezza intrinseca, potrebbero determinare una ripresa di interesse in
qualsiasi momento. Per quanto attiene, in particolare, agli aspetti di sicurezza, si deve osservare che
possibile realizzare un impianto di potenza nel quale, in caso di incidente, possibile smaltire il calore
residuo in modo totalmente passivo, facendo riferimento soltanto alla conduzione termica e
all'irraggiamento verso l'esterno.
Nei capitoli successivi si procederà ad una sommaria illustrazione critica delle diverse filiere dei
GCR.
5.2 Reattori tipo Magnox
5.2.1 Considerazioni Generali
Il reattore in esame è un reattore termico, moderato a grafite, refrigerato con CO2 ed alimentato con
uranio naturale metallico. Il reattore discende direttamente da quelli plutonigeni, fa riferimento a
materiali e combustibili dalla tecnologia ben nota e non richiede per il suo funzionamento la
disponibilità di impianti di separazione isotopica. Il refrigerante impiegato è di facile reperimento a
bassi costi. L'impiego di uranio naturale e grafite richiede la utilizzazione di combustibile in forma
metallica in quanto, anche in assenza di ulteriori assorbimenti neutronici, non sarebbe possibile
ottenere la reattività richiesta con l'uso di combustibili ceramici quali, ad esempio, l'UO2. Si deve
altresì mettere in evidenza che anche con tale scelta si impone, per motivi di economia neutronica,
l'impiego nel nocciolo di materiali strutturali caratterizzati da sezioni di assorbimento particolarmente
Parte II A: Filiere
153
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
basse. Per questo motivo fu utilizzata per la costruzione delle camicie una particolare lega di
magnesio, denominata Magnox (Magnesium No Oxidation) del tipo AL 80.
Da Tabella 5.1 a Tabella 5.4 sono riportate rispettivamente le principali caratteristiche dell'uranio
naturale in forma metallica; della grafite a purezza nucleare; del Magnox AL 80 e della CO2.
Alle scelte adottate, conseguono pesanti limitazioni nelle prestazioni del nocciolo, come di seguito
specificato:
a)
la temperatura massima del combustibile deve rimanere inferiore a quella di transizione di fase
dell'uranio metallico (661. °C);
b) la temperatura massima della camicia deve rimanere al di sotto di 450. °C; oltre tale limite le
caratteristiche meccaniche del Magnox non sarebbero accettabili:
c)
la temperatura del refrigerante non deve superare 400. °C per esigenze di compatibilità con la
grafite;
d) il burn-up medio del combustibile allo scarico dal nocciolo deve essere molto basso (circa 3,000.
MWd/t) per non compromettere l'integrità strutturale delle camicie;
e)
la temperatura delle grafite deve, da un lato, essere inferiore a circa 600. °C per mantenere in
limiti accettabili i processi di ossidazione di trasporto del carbonio e deve, dall'altro lato, non
scendere al di sotto di circa 200. °C per evitare fenomeni di instabilità nel rilascio dell'energia
accumulata (effetto Wigner). Per garantire il rispetto della prima condizione è necessario
provvedere durante l'esercizio ad un adeguato raffreddamento della grafite, tenendo presente che
la potenza prodotta nel moderatore è pari a circa il 6% di quella totale;
f)
la potenza di pompaggio, fortemente dipendente dalla pressione del gas nel circuito primario e
dalla sua temperatura all'ingresso della soffiante, è comunque molto elevata, con conseguente
riduzione della potenza elettrica netta.
Il rispetto dei limiti intrinsecamente connessi al tipo di reattore ha pesanti effetti sul costo di
produzione dell'energia elettrica che rimase più elevato di quello raggiungile con impianti di altro
tipo, nonostante i significativi miglioramenti introdotti durante lo sviluppo della filiera.
154
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Struttura cristallina
Fase α (ortorombico)
per
Fase β (tetragonale)
per 661. °C < t < 771. °C
Fase Γ (cubico c.c.)
per 771. °C < t < tf
t < 661. °C
Temperatura di fusione, tf (°C)
1,130.
Densità, ρ (g/cm3)
19.
Conducibilità termica, k (W/cm K)
0.268 a 100. °C
0.356 a 500. °C
0.401 a 700. °C
Sezione di assorbimento σa (barn)
7.6
Sezione di fissione σf (barn)
4.2
Tabella 5.1: Principali caratteristiche dell'uranio naturale in forma metallica.
Densità, ρ
(g/cm)
1.73
Calore specifico, c
(cal/g °C)
0.36
Coefficiente di espansione termica, α(106 /°C)
1.4 ÷ 2.6 (1)
3.6 ÷ 4.3 (2)
Conducibilità termica, k
(W/m K)
150. (1)
100. (2)
Sezione di assorbimento, σa
(barn)
0.004
Decremento logaritmico medio
0.158
Potenza di rallentamento
0.060
Rapporto di moderazione
175
(1) in direzione parallela all'asse di estrusione
(2) in direzione normale all'asse di estrusione
Tabella 5.2: Principali caratteristiche della grafite impiegata nei reattori Magnox.
Parte II A: Filiere
155
Impianti Nucleari
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Composizione:
Mg: 99.20 %
Al: 0.80 %
Be: 0.01 %
Densità, ρ (g/cm3)
1.74
Conducibilità termica, k
(cal/cm s K)
0.29
Carico di rottura a trazione, σr
(kg/cm2)
15.0
a temperatura ambiente
Allungamento a rottura, ε
(%)
8.0
a temperatura. ambiente
Sezione di assorbimento, σa
(barn)
0.07
Tabella 5.3: Principali caratteristiche del Magnox AL 80.
(g/cm3)
Densità, ρ
1.7 x 10-3
6.6 x 10-4
Calore specifico, c
(cal/g °C)
0.20
0.28
Viscosità, η
(centipoise)
1.5 x 10-2
3.4 x 10-2
Conducibilità termica, k
(cal/cm s K)
4.1 x 10-5
13.1 x 10-5
Numero di Prandtl, Pr
0.77
0.73
N.B.
I valori riportati nelle prime e nelle seconde righe si riferiscono, rispettivamente, alle
temperature di 20. °C e di 500. °C.
Tabella 5.4: Principali caratteristiche fisiche della CO2.
156
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
5.2.2 Struttura dell'Impianto
Viene fornita nel seguito una breve illustrazione del nocciolo del reattore e delle principali
componenti dell'isola nucleare dell'impianto.
Il nocciolo è costituito da una struttura di grafite, formata da elementi prismatici collegati fra loro
con linguette. Nel blocco di grafite, che è appoggiato sulla griglia di sostegno, sono realizzati
numerosi canali cilindrici con asse verticale. All'interno di ciascun canale è alloggiato l'elemento di
combustibile, formato da un certo numero di barrette appoggiate le une sulle altre. La barretta
inferiore è appoggiata su un apposito supporto collegato rigidamente alla griglia di sostegno. Tale
supporto è dotato di uno smorzatore di urti e di un sistema per la regolazione della portata del
refrigerante nel canale.
Ogni barretta è costituita da un lingotto di uranio naturale collocato all'interno di un tubo in Magnox,
alettato esternamente, chiuso all'estremità con tappi saldati che consentono il corretto
posizionamento della barretta nel canale. Il tappo superiore è anche dotato di un sistema di presa per
il ricambio del combustibile, che viene effettuato con il reattore in funzione a piena potenza.
Il gas (CO2) in pressione, circolante all'interno del canale, lambisce la superficie esterna delle
barrette, provvedendo alla loro refrigerazione. I regolatori posti all'ingresso di ciascun canale,
consentono di aggiustare la portata del gas in relazione alla distribuzione radiale di potenza. Tale
aggiustaggio viene eseguito una volta per tutte prima della messa in funzione dell'impianto, in quanto
la variazione della potenza nel canale durante l'esercizio del nocciolo è relativamente modesta (15%).
La refrigerazione della grafite è assicurata dalla circolazione della CO2 in canali paralleli a quelli nei
quali è collocato il combustibile. In altri canali, diversi da quelli prima indicati, ma ad essi paralleli,
scorrono le barre di controllo, la cui parte assorbente è costituita da lingotti di acciaio al boro
collocati all'interno di tubi in acciaio inossidabile. In relazione alle funzioni loro assegnate, esse
vengono normalmente indicate come: barre di avviamento, di sicurezza e di regolazione. Queste
ultime, dette anche barre settoriali, agiscono separatamente nei diversi settori della parte centrale del
nocciolo. Il loro posizionamento determina una migliore distribuzione del flusso neutronico in
direzione radiale ed il loro spostamento nel canale consente di mantenere in limiti molto modesti la
differenza della temperatura del gas in uscita dai diversi canali.
Il nocciolo del reattore è collocato all'interno di un recipiente in pressione (in acciaio nelle prime
unità ed in calcestruzzo precompresso nelle ultime) al quale sono collegate le tubazioni di ingresso e
di uscita del refrigerante. La parte superiore del “vessel” è dotata di un conveniente numero di
penetrazioni utilizzate per il passaggio dei terminali delle barre di controllo e per la movimentazione
del combustibile. Il recipiente in pressione è sistemato all'interno di una struttura in calcestruzzo
(schermo primario), refrigerata con aria. Uno schermo secondario, esterno al primo, racchiude
l'intero reattore.
Nella Figura 5.1 e nella Figura 5.2 sono rispettivamente riportate in forma schematica le sezioni
verticali di un reattore Magnox della prima e della seconda generazione. Nella Figura 5.3 è riportata
la sezione orizzontale del nocciolo di un reattore Magnox. Nella Figura 5.4 è schematizzata la
barretta di combustibile di un reattore Magnox. Nella Figura 5.5 è rappresentato in forma schematica
il dispositivo di sostegno dell'elemento di combustibile.
Il refrigerante “caldo”, in uscita dal nocciolo, è inviato nella parte alta del generatore di vapore
all'interno del quale sono collocati i fasci tubieri (economizzatori, evaporatori, surriscaldatori)
percorsi dal fluido secondario (acqua, miscela acqua - vapore e vapore) in uscita dal condensatore. Il
vapore surriscaldato prodotto viene quindi inviato in turbina. La CO2 “fredda” in uscita dal
generatore arriva nella parte bassa del vessel al di sotto della griglia di sostegno del nocciolo e fluisce
nei canali ove sono posizionati gli elementi di combustibile. La prevalenza necessaria per assicurare
Parte II A: Filiere
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Impianti Nucleari
RL (811) A 99
la circolazione del refrigerante è fornita da soffianti assiali, azionate da motori elettrici a frequenza
variabile, poste a valle dei generatori di vapore.
Per limitare la temperatura del gas all'ingresso della soffiante (la potenza di pompaggio per unità di
massa è, a pari prevalenza, direttamente proporzionale a tale temperatura) e per avere
contemporaneamente produzione di vapore di elevate caratteristiche, compatibilmente con le
limitazioni imposte dal relativamente basso valore della temperatura massima della CO2, vengono
impiegati generatori di vapore a due pressioni con l'evidente obbiettivo di avvicinare per quanto
possibile la curva di raffreddamento del gas primario a quelle relative al preriscaldamento,
evaporazione e surriscaldamento del fluido secondario.
Negli impianti della prima generazione, con vessel in acciaio, i generatori di vapore erano sistemati
all'esterno dell'edificio reattore; negli ultimi impianti, con recipiente in pressione in calcestruzzo
precompresso, i generatori sono invece collocati all'interno del recipiente stesso, con significativi
vantaggi per l'economia e per la sicurezza.
Nella Figura 5.6 è riportato a titolo di esempio, il diagramma di flusso della centrale Magnox di
Latina.
Le prestazioni della centrale sono legate, a parità di altre condizioni, alla pressione della CO2 e
migliorano all'aumentare di quest'ultima. L'aumento della pressione del gas determina infatti una
diminuzione della potenza di pompaggio ed un aumento della potenza specifica. Un preciso limite al
valore della pressione è certamente imposto dalla possibilità tecnologica di realizzare in sito, con la
richiesta affidabilità, recipienti in pressione di grandi dimensioni. Per quanto fossero migliorate nel
tempo le tecnologie di fabbricazione, nei reattori della prima generazione caratterizzati dall'impiego
di vessel in acciaio, la pressione del fluido primario, pur aumentando nel tempo, rimase abbastanza al
di sotto di 20. kg/cm2. L'impiego di recipienti in pressione in calcestruzzo precompresso, utilizzati
inizialmente in Francia ed adottati anche nelle ultime centrali realizzate nella Gran Bretagna consentì
di operare a pressioni prossime a 30. kg/cm2.
Nella Tabella 5.5 sono riportate alcune importanti caratteristiche di centrali Magnox realizzate in
tempi successivi. L'esame dei dati riportati nella tabella consente un’immediata individuazione del
processo di evoluzione della filiera.
158
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
Caratteristiche
RL (811) A 99
BRADWELL
LATINA
DUNGENESS
WYLFA
2
1
2
2
Potenza termica (MWt)
531.
705.
840.
1,875.
Potenza elettrica (MWe)
150.
200.
275.
590.
Rendimento (%)
28.2
28.4
32.7
31.5
Temp. uscita refrigerante (°C)
390.
390.
410.
414.
Temp. ingresso refrigerante (°C)
180.
180.
250.
251.
Pressione refrigerante (kg/cm2)
9.3
13.8
19.0
27.0
Potenza specifica (kW/kg)
2.1
2.6
2.8
3.2
12.2 / 7.8
12.7 / 7.9
13.8 / 7.4
17.4 / 9.1
Densità di potenza (kW/l)
0.58
0.70
0.75
0.86
Temp. massima combustibile (°C)
580.
574.
615.
589.
Temp. massima camicia (°C)
440.
437.
473.
415.
Peso di uranio (t)
241.
268.
300.
595.
Peso della grafite (t)
1,200.
2,060.
1,500.
3,740.
Numero dei canali
2837
2930
3932
6150
acciaio
acciaio
acciaio
calcestruzzo
precompresso
6
6
4
1
Numero di reattori
Dimensioni nocciolo Φ / H (m)
Materiale contenitore
Numero GV
Caratteristiche del vapore: alta pressione
Pressione (kg/cm2)
54.6
52.3
100.0
46.8
Temperatura (°C)
374.
374.
393.
400.
Caratteristiche del vapore: bassa pressione
Pressione (kg/cm2)
15.0
13.7
38.7
Temperatura (°C)
374.
374.
391.
Entrata in servizio
1962
1964
1965
1971
Tabella 5.5: Principali caratteristiche di alcune centrali alimentate con reattori tipo Magnox.
Parte II A: Filiere
159
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.1: Sezione verticale di un reattore Magnox della prima generazione (Latina).
160
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.2: Sezione verticale di un reattore Magnox con recipiente in calcestruzzo precompresso.
Parte II A: Filiere
161
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.3: Sezione orizzontale del nocciolo del reattore di Latina.
162
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.4: Elementi di combustibile (spezzoni) di un reattore Magnox.
Parte II A: Filiere
163
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.5: Dispositivo di sostegno degli elementi di combustibile di un reattore Magnox.
164
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.6: Diagramma di flusso della centrale di Latina.
Parte II A: Filiere
165
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
5.3 Reattori AGR
5.3.1 Considerazione Generali sulla Filiera
Nonostante i sensibili miglioramenti ottenuti nello sviluppo della filiera, i reattori Magnox risultarono
economicamente non competitivi per le pesanti limitazioni intrinsecamente connesse alla tipologia del
reattore. Nella Gran Bretagna fu allora deciso di sviluppare un nuovo tipo di reattore a gas che
consentisse un significativo innalzamento delle caratteristiche del vapore prodotto (con conseguente
aumento del rendimento) ed un migliore sfruttamento del combustibile. I reattori di questo tipo
vengono comunemente indicati con la sigla AGR, acronimo di “Advanced Gas Cooled Reactors”.
Ferme restando la moderazione a grafite e la refrigerazione a gas, nonché il mantenimento di altre
scelte fondamentali di tipo impiantistico e gestionale (recipienti in pressione in calcestruzzo
precompresso; ricambio del combustibile con reattore in potenza; ecc.), già utilizzate con successo
nei reattori Magnox, furono introdotte numerose innovazioni, le più importanti delle quali vengono
di seguito riassunte:
a)
adozione dell'acciaio inossidabile, in sostituzione del Magnox, per la costruzione delle camicie;
b) impiego, come combustibile, di UO2 arricchito, in sostituzione dell'uranio naturale in forma
metallica.
Le temperature ammissibili per i due materiali suddetti potevano consentire la produzione di calore
nel reattore e, quindi, di vapore nel generatore, di elevate caratteristiche, nel rispetto dei limiti posti
dalle condizioni di compatibilità relative al refrigerante impiegato. A tale riguardo fu accertato che la
temperatura della CO2 poteva essere aumentata fino a circa 650. °C, controllando l'ossidazione della
grafite con l'aggiunta di metano (circa 1,000. ppm). Quest'ultimo, infatti, libera per radiolisi idrogeno
riducendo l'ossigeno prodotto nella reazione:
1
CO 2 → CO + O 2
2
La utilizzazione di impianti di questo tipo consentiva la produzione di vapore surriscaldato con
caratteristiche (p = 170. bar, t = 540. °C) identiche a quelle relative alle centrali termoelettriche
convenzionali, con rendimenti superiori al 40% ed impiego dei turbogeneratori tradizionali.
Le modifiche più significative all'isola nucleare che si resero necessarie in relazione alla nuova
tipologia dell'impianto saranno sommariamente indicate nel paragrafo successivo. Si ritiene
comunque opportuno esporre alcune considerazioni in merito alle scelte effettuate. La scelta primaria
è indubbiamente rappresentata dal cambiamento del materiale incamiciante. Le altre ne sono in
qualche modo una logica conseguenza.
L'abbandono del Magnox rende di fatto obbligatorio il ricorso all'uranio arricchito. Abbandonata la
scelta strategica che era stata alla base dei reattori a Magnox (uso dell'uranio naturale), diventava
naturale fare ricorso a materiali strutturali ed a combustibili nucleari con caratteristiche ben note e
gestibili con tecnologie sostanzialmente provate. Ciò rende allora pienamente ragione della scelta
dell'acciaio inossidabile, da un lato, e dell'UO2 dall'altro.
Non vi è dubbio che l'abbandono dell'uranio naturale rappresentò in qualche modo l'abbandono di
una componente fondamentale della linea politica per l'impiego dell'energia nucleare, che era stata
perseguita per molti anni nel Regno Unito, ma è anche vero che la scelta del reattore cui si era fatto
riferimento si era dimostrata perdente e che il valore strategico dell'impiego dell'uranio naturale
aveva assunto nel tempo sempre minore importanza per la crescente disponibilità e facilità di
approvvigionamento dell'uranio arricchito.
166
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
5.3.2 Nocciolo del Reattore e Struttura dell'Impianto
Il nocciolo del reattore è costituito da blocchi di grafite a sezione ottagonale e quadrata, collegati fra
loro mediante linguette. I blocchi sono impilati gli uni sugli altri per 12 strati, il primo e l'ultimo dei
quali funzionano da riflettore assiale. I blocchi a sezione ottagonale presentano un foro centrale
passante per l'alloggiamento degli elementi di combustibile. Analoghi fori sono praticati al centro dei
blocchi a sezione quadrata per il passaggio delle barre di regolazione, delle componenti della
strumentazione, ecc., nonché per la circolazione della CO2 necessaria per la refrigerazione della
grafite. (Figura 5.7). Il nocciolo è anche dotato di un riflettore radiale realizzato con blocchi di
grafite. All'esterno dei riflettori sono presenti gli schermi assiali e radiale. Il nocciolo è appoggiato su
una griglia di sostegno collegata al fondo del recipiente in pressione. L'intero sistema costituito dal
nocciolo e dagli schermi è racchiuso in una struttura in acciaio (struttura di convogliamento del
refrigerante) posta all'interno del recipiente in pressione in calcestruzzo precompresso.
Il nocciolo è alimentato con elementi contenenti combustibile con due differenti arricchimenti.
Collocando gli elementi meno arricchiti nella zona centrale e quelli più arricchiti nella zona periferica
del nocciolo, si ottiene un marcato appiattimento della distribuzione radiale del flusso neutronico.
Con arricchimenti a regime pari, rispettivamente, al 2% e al 2.5%, si raggiunge un burn-up medio
allo scarico di circa 18,000. MWd/t.
L'elemento di combustibile è formato da un certo numero di spezzoni (generalmente otto) che sono
fra loro connessi da una barra di collegamento in acciaio che ne consente il maneggio simultaneo
durante le operazioni di refueling. Nella Figura 5.8 è schematicamente rappresentato uno spezzone
dell'elemento. Ciascuno spezzone è costituito da un fascio di 36 barrette di UO2 arricchito (Φ pellets
= 14.5 mm), con guaine in acciaio inox di lunghezza pari a 104. cm, contenute in un doppio
manicotto in grafite avente un diametro esterno pari a circa 24. cm.
La camicia, avente uno spessore di circa 0.4 mm, presenta all'esterno delle microalettature
circonferenziali (aventi altezza e passo pari, rispettivamente, a 0.22 mm e 2. mm), dette “ribs” che,
pur non determinando significativi aumenti della superficie esterna della barretta, sono atte a
perturbare lo strato limite con conseguente aumento del coefficiente di scambio termico.
Le camicie ed i tappi di chiusura delle
barrette sono in acciaio fortemente legato
(tipo NC 25/20) stabilizzato con niobio. Il
comportamento di questo materiale fa
ritenere che nelle condizioni operative (800.
°C in atmosfera di CO2) lo spessore
massimo ossidato rimanga al di sotto di 0.1
mm dopo 40,000. ore di funzionamento. Pur
tenendo conto dell'incremento del tasso di
corrosione connesso con un aumento della
temperatura oltre il limite sopra indicato, i
dati disponibili consentono di affermare che
la temperatura massima ammissibile per la
camicie possa arrivare a circa 850. °C.
Figura 5.7: Posizionamento dei blocchi di grafite nel
nocciolo di un AGR.
Parte II A: Filiere
Per ridurre il salto di temperatura
all'interfaccia fra le pastiglie e le camicie,
queste ultime sono del tipo “collapsed”. Per
evitare che durante il processo di
collassamento in fase di fabbricazione si
producano fessurazioni delle camicie, sono
previste tolleranze molto strette per le
167
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
dimensioni radiali e la forma delle pastiglie e dello stesso tubo incamiciante, con conseguenti aumenti
dei costi di fabbricazione e di controllo. E' altresì necessario garantire che durante i numerosi cicli
termici cui i vari elementi sono sottoposti durante l'esercizio non si abbiano nella camicia
sollecitazioni di entità sufficiente da determinare fenomeni di scollamento. Una preoccupazione
costante del progettista è comunque quella di garantire che la pressione interna dei gas rilasciati alla
fine dell'irraggiamento previsto (18,000. MWd/t) rimanga al di sotto della pressione del refrigerante
esterno. Se tale condizione non fosse rispettata, si potrebbe avere scollamento della camicia dalle
pastiglie con formazione di forti gradienti di temperatura nel “gap” e conseguente surriscaldamento
dell'UO2. Ciò determinerebbe l'avvio di un processo instabile, in quanto all'aumento della
temperatura del combustibile sarebbe conseguente un aumento del tasso di rilascio dei gas
immagazzinati nel combustibile stesso, con ulteriore innalzamento della pressione all'interno della
barretta. Questo problema non è, per i reattori in questione, di facile soluzione in quanto la presenza
di più spezzoni all'interno dello stesso canale di potenza non rende conveniente la presenza all'interno
delle barrette di un volume libero (plenum) per la raccolta dei gas rilasciati. Tenendo conto di questa
circostanza, la soluzione adottata prevede:
a)
la limitazione della temperatura massima dell'UO2 a valori relativamente bassi (1,600. ÷ 1,700.
°C), molto inferiori a quelli normalmente ammessi per lo stesso tipo di combustibile impiegato in
altre filiere di reattori;
b) la utilizzazione di UO2 ad elevata densità;
c)
l'impiego di pastiglie con facce incavate o, addirittura, di pastiglie forate per aumentare il volume
libero interno della barretta.
I primi due accorgimenti consentono una sostanziale riduzione del tasso di rilascio; il terzo permette
di ridurre la pressione interna, a pari quantità di gas rilasciato.
Il comportamento in esercizio degli elementi di combustibile realizzati e gestiti nel rispetto delle
condizioni suddette è stato pienamente soddisfacente. Si deve comunque osservare che, stante la
bassa temperatura dell'UO2, anche la eventuale fessurazione di alcune camicie non porta a
conseguenze particolarmente significative. Esperienze eseguite in proposito nel reattore sperimentale
di Windscale hanno infatti dimostrato che è possibile esercire il reattore con camicie lesionate.
Il controllo della reattività è affidato a barre di assorbitori passanti all'interno di appositi canali
ricavati per foratura dei blocchi di grafite del nocciolo. Alcune barre, realizzate in acciaio inox con il
4% di boro, funzionano come barre di sicurezza, le altre, realizzate semplicemente in acciaio inox,
come barre di regolazione.
Gli elementi di combustibile, collocati all'interno dei canali di potenza, sono refrigerati in “up flow”
dalla CO2 mantenuta in circolazione nei canali stessi. La prevalenza necessaria per assicurare la
circolazione richiesta è assicurata dalle soffianti centrifughe poste internamente al recipiente in
pressione, al di sotto dei generatori di vapore. All'uscita dalle soffianti, la portata della CO2 si divide
in due parti: una parte è direttamente inviata nel plenum inferiore al di sotto del nocciolo del reattore,
mentre l'altra parte, percorrendo dal basso verso l'alto un meato anulare, provvede alla refrigerazione
della struttura di convogliamento e fuoriesce nel duomo sovrastante il nocciolo. Questa parte della
CO2 arriva quindi nel plenum inferiore (mescolandosi con quella proveniente direttamente dalla
soffiante) dopo aver percorso dall'alto verso il basso i canali presenti nella grafite e nello schermo
laterale, con conseguente refrigerazione delle due strutture suddette. Nella Figura 5.9 è riportato lo
schema di circolazione del fluido termovettore.
Il refrigerante entra nei canali alla pressione di circa 33. bar ed alla temperatura di circa 290. °C e
fuoriesce dagli stessi alla temperatura di circa 670. °C. La CO2 “calda” in uscita dai canali arriva
nella zona sovrastante il duomo della struttura di convogliamento e da qui è immessa nei generatori
168
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
di vapore. Ciascun generatore, del tipo “once-through” ad asse verticale, contiene gli
economizzatori, l'evaporatore, due surriscaldatori ed un risurriscaldatore. Il vapore prodotto ha
praticamente le stesse caratteristiche (p = 170. bar; t = 540. °C) di quello ut ilizzato nelle moderne
centrali termoelettriche convenzionali e può essere quindi elaborato in turbogeneratori tradizionali. Il
rendimento complessivo della centrale risulta molto elevato, raggiungendo valori superiori al 40%.
I generatori di vapore sono collocati all'interno del recipiente in pressione, nella zona anulare esterna
alla struttura di convogliamento e sono accessibili a reattore spento, grazie ai due schermi: laterale e
superiore. Lo schermo superiore è costituito da blocchi di acciaio e grafite, mentre quello laterale è
formato da piastre e tubi in acciaio riempiti con idrossido di calcio per minimizzarne lo spessore.
L'intera isola nucleare è contenuta all'interno del recipiente in pressione in calcestruzzo
precompresso, rivestito con un liner in acciaio inossidabile. La parete interna del recipiente è isolata e
refrigerata per mantenere la temperatura del calcestruzzo al di sotto di 70. °C. La disposizione delle
diverse componenti dell'isola nucleare dell'impianto secondo quanto stato prima ricordato, consente
di evitare la fuoriuscita dal vessel di tubazioni primarie, tenendo presente che anche le stesse soffianti
ed i relativi motori elettrici sono incapsulate entro condotti passanti nello spessore della parete del
recipiente in pressione. L'unica tubazione di un certo rilievo del sistema primario fuoriuscente dal
vessel è quella di alimentazione del sistema di purificazione della CO2, la cui rottura è considerata
come incidente di riferimento per questo tipo di reattori.
Nella Tabella 5.6 sono riportate le caratteristiche principali della centrale Dungeness B1 e nella
Figura 5.10 è schematicamente rappresentata la sezione longitudinale della centrale di Hinkley Point
B.
Parte II A: Filiere
169
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Tipo di reattore
ad uranio lievemente arricchito (1.49% e 1.78%), moderato e
riflesso con grafite, raffreddato a CO2
Potenza
660. MWe (lorda), 606. MWe (netta), 1,458. MWt
Rendimento
41.6%
Nocciolo
Cilindro di diametro 9.58 m ed altezza 8.29 m
Canali
465 canali di diametro 24.38 cm, inizialmente 396 canali di
potenza e 69 canali per il controllo, all’equilibrio 412 e 53
rispettivamente; reticolo quadrato con passo 39.4 cm
Carica di uranio
152,000. kg all’equilibrio
Densità di potenza del nocciolo 2.4 kW/litro
Resa energetica
18,000. MWg/t
Combustibile
pastiglie UO2, 1.45 cm di diametro, in tubi di acciaio
inossidabile, lunghezza complessiva 99.9 cm, lunghezza attiva
91.4 cm. Arricchimento iniziale 1.49% zona centrale, 1.78%
zona periferica, all’equilibrio 2.02% e 2.45% rispettivamente
Guaina
Acciaio inossidabile 20/25 Nb, spessore 0.38 mm, diametro
1.52 cm. Superficie mini alettata
Elementi di combustibile
36 barre su tre colonne entro manicotti di grafite. Lunghezza
104.6 cm, 8 fasci entro ogni canale, lunghezza 917. cm
Temperatura combustibile
massima guaina 815. °C, massima combustibile 1,631. °C
Portata termovettore
totale nocciolo 12,160 t/h, canale medio 30. t/h, canale più
caricato 37. t/h
Temperatura termovettore
uscita compressore 290. °C, ingresso canali 320. °C, uscita
canali 675. °C (valore medio)
Pressione termovettore
uscita compressore 33.7 bar, ingresso canali 33.4 bar,
ingresso generatore di vapore 31. bar
Barre controllo
48 barre di acciaio inossidabile (32 all’equilibrio) al carburo di
boro (4%) per l’arresto rapido, 21 barre di acciaio
inossidabile per il controllo
Recipiente a pressione
cilindro in calcestruzzo precompresso con liner interno.
Dimensioni interne: diametro 20. m, altezza 17.7 m, spessore
liner acciaio 1.27 cm
Circuito primario
4 circuiti in acciaio
Generatori di vapore
tipo “once-through” con circuito di surriscaldamento,
superficie totale 68,000. m2
Compressori
4 compressori monostadio, potenza totale assorbita 45.2 MW
Circuito secondario
portata vapore 1,685. t/h, temperatura uscita 571. °C,
pressione 169. bar. Risurriscaldamento 571. °C, 40. bar.
Temperatura acqua di alimento 163. °C
Tabella 5.6: Principali caratteristiche della unità Dungeness B1.
170
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.8: Elemento di combustibile di un AGR (Hinkley Point B).
Parte II A: Filiere
171
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.9: Disposizione delle principali componenti del reattore e distribuzione del flusso del
refrigerante nei circuiti in pressione di un AGR.
172
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.10: Sezione longitudinale dell'edificio reattore della centrale di Hinkley Point B.
Parte II A: Filiere
173
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
5.4 Reattori a Gas ad Alta Temperatura
5.4.1 Caratteristiche Fondamentali della Filiera
Come è già stato precedentemente ricordato, l'impiego della grafite come moderatore, di un gas
come refrigerante e di un combustibile di tipo ceramico, costituiscono elementi fondamentali per lo
sviluppo di un reattore capace di produrre calore a temperature sufficientemente elevate (prossime a
800. °C) da poter essere utilizzato, sia per la produzione di energia elettrica in ciclo diretto con
turbine a gas, con interessanti possibilità di compattazione del sistema, sia come calore di processo
ad alta temperatura per usi industriali, con conseguente estensione dei campi di impiego dell'energia
nucleare. Il livello termico del calore prodotto negli AGR (prossimo a 650. °C), per quanto elevato,
rimane comunque molto al di sotto di quello richiesto per le utilizzazioni suddette e non è possibile
innalzare tale livello per i limiti intrinsecamente connessi alle caratteristiche della filiera. Le
limitazioni più importanti derivano:
a)
dall'impiego della CO2 come fluido termovettore;
b) dalla utilizzazione di leghe metalliche per la costruzione delle camicie.
I limiti connessi al punto a) possono essere facilmente rimossi, sostituendo alla CO2 un altro gas con
adeguate caratteristiche di compatibilità anche ad alta temperatura. Dopo attento esame di diversi
possibili gas, la scelta dell'elio si è dimostrata la soluzione migliore. L'elio, essendo un gas nobile, è
chimicamente inerte ed inoltre è caratterizzato da un elevato calore specifico. Per contro, ha un costo
relativamente alto e, per la sua bassa densità, non è facilmente contenibile.
Il problema si presenta invece molto più complesso in relazione al punto b). La eliminazione delle
camicie metalliche a tenuta poteva comportare un notevole aumento del rilascio dei prodotti di
fissione, con conseguente pesante contaminazione del fluido primario. La soluzione non poteva
essere quindi la semplice eliminazione della prima barriera di contenimento, ma invece la sostituzione
delle camicie metalliche con rivestimenti del combustibile realizzati con materiali ceramici resistenti
ad alta temperatura. Le soluzioni adottate prevedono la utilizzazione di elementi di combustibile che,
per quanto differenti nei diversi impianti realizzati, hanno come base comune l'impiego di microsfere,
con diametro dell'ordine del
millimetro, costituite da un
nocciolo centrale di composti
ceramici (ossidi o carburi) di
materiali fissili e fertili, rivestito
con strati concentrici di carbonio
pirolitico e di carburo di silicio. Il
nocciolo, che presenta un elevato
grado
di porosità per
il
contenimento dei prodotti di
fissione gassosi, è rivestito da uno
strato poroso di pirocarbone ed
quindi avvolto da altri strati di
carbonio pirolitico ad alta densità e
di carburo di silicio (Figura 5.11).
L'insieme di questi strati protettivi
di rivestimento, ad ognuno dei
quali è affidata una specifica
Figura 5.11: Particella di combustibile di un HTR.
funzione, costituisce un efficiente
contenitore primario, resistente alla
174
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
pressione interna dei gas di fissione e pressoché impenetrabile alla loro diffusione fino ad elevatissimi
tassi di irraggiamento (dell'ordine di 100,000. MWd/t).
Le microsfere, per le loro ridotte dimensioni, non sono direttamente lambite dal refrigerante gassoso,
ma sono disperse in una matrice di grafite, con formazione di una specie di “pasta combustibile”.
Questo materiale, a sua volta, non è esposto direttamente al flusso dell'elio, ma incapsulato in
contenitori di grafite che, come sarà visto nel seguito, hanno assunto differenti forme nei diversi
impianti costruiti: tubi spessi per la costituzione di grappoli di barrette; sfere cave di grafite riempite
con la “pasta combustibile”; blocchi esagonali di grafite, dotati di cavità longitudinali per
l'alloggiamento della “pasta” e di fori passanti per la circolazione del refrigerante e per lo
spostamento delle barre di controllo.
Il nocciolo dei reattori a gas ad alta temperatura, presenta diverse caratteristiche di notevole
interesse. Tra queste si possono ricordare:
•
la struttura e la composizione del nocciolo consente di raggiungere temperature di uscita
dell'elio refrigerante molto alte, dell'ordine di 750. ÷ 850. °C, con possibilità di ottenere nei
generatori vapore secondario con elevate caratteristiche e conseguenti alti rendimenti del ciclo,
con la prospettiva di impiego del calore prodotto in ciclo diretto con turbine a gas e, addirittura,
come calore di processo per usi industriali;
•
la ottima economia neutronica conseguente all'assenza di materiali parassiti nel nocciolo
consente, da un lato, il raggiungimento di elevatissimi burn-up e, dall'altro, una elevata
flessibilità nella scelta del ciclo del combustibile e della tipologia delle ricariche;
•
le caratteristiche del refrigerante impiegato consentono di mantenere in limiti estremamente
contenuti i fenomeni di corrosione nel circuito primario;
•
il nocciolo è caratterizzato da una grande capacità termica e da un coefficiente di temperatura
marcatamente negativo che ne determina un comportamento autostabilizzante;
•
non sono possibili cambiamenti di fase del moderatore o del refrigerante.
Il diffuso interesse per questo tipo di reattore si è concretizzato nella messa in funzione di alcuni
prototipi di potenza per la cui realizzazione sono state adottate soluzioni tecnologiche diverse. Nei
paragrafi successivi saranno esaminati il reattore americano di Fort Saint Vrain e il THTR tedesco.
5.4.2 Reattore HTGR di Fort Saint Vrain
Nella Figura 5.12 e nella Figura 5.13 sono schematicamente rappresentate rispettivamente la sezione
verticale del reattore ed una sezione orizzontale del nocciolo del medesimo.
Il nocciolo del reattore ed il circuito primario sono racchiusi in un recipiente in pressione in
calcestruzzo precompresso. La parte interna del recipiente ha forma cilindrica con diametro ed
altezza pari, rispettivamente, a 10. ed a 23. m. Il duomo superiore presenta diverse aperture utilizzate
per il ricambio del combustibile, per l'alloggiamento dei dispositivi di comando delle barre di
controllo e per l'accesso alle varie componenti del reattore. La parte inferiore del recipiente presenta
numerose aperture periferiche per l'alloggiamento dei generatori di vapore e delle soffianti, nonché
un'apertura centrale di maggiori dimensioni per l'accesso alle altre componenti dell'impianto. Il
recipiente è rivestito internamente con un liner in acciaio, protetto da uno schermo termico e
raffreddato con acqua circolante all'interno di tubi saldati sulla superficie affacciata al calcestruzzo.
Parte II A: Filiere
175
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 5.12: Sezione verticale del reattore di Fort St. Vrain.
Il nocciolo, collocato nella parte alta del recipiente, è formato da un insieme di blocchi di grafite a
sezione esagonale (Figura 5.14) che fungono contemporaneamente da elementi di combustibile e da
moderatore. Ciascun blocco ha altezza pari a 790. mm e larghezza (distanza fra i lati) pari a 335.
mm. L'altezza del nocciolo è determinata dall'impilaggio di sei spezzoni appoggiati uno sull'altro in
direzione verticale. Il combustibile vero e proprio è costituito da particelle sferiche fissili e fertili. Le
prime, aventi un diametro compreso fra 0.1 e 0.3 mm, sono formate da carburi misti di torio e di
uranio arricchito al 93%; le seconde hanno diametro compreso fra 0.3 e 0.6 mm e sono formate da
carburo di torio. Le particelle sono ricoperte da più strati protettivi di carbonio pirolitico e di carburo
di silicio. Tutte le particelle sono disperse in matrici cilindriche di grafite che vengono collocate nelle
cavità appositamente realizzate nei blocchi esagonali. In ciascun blocco sono altresì presenti
numerosi canali verticali per la circolazione del refrigerante e per il passaggio delle barre di controllo,
nonché un foro centrale per la manipolazione del combustibile. Il calore generato nelle cavità
contenenti il combustibile, diffonde attraverso la grafite e viene asportato dall'elio circolante nei
176
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
canali di refrigerazione. La parte
attiva del nocciolo è circondata
da
due
riflettori
assiali
(superiore ed inferiore) e da un
riflettore laterale.
Il controllo della reattività è
affidato a barre di controllo di
grafite in contenitori metallici
con il 30% di boro sotto forma
di carburo.
L'elio “freddo”, in uscita dalla
soffiante alla temperatura di
circa 400. °C ed alla pressione
di circa 50. bar, passa nella
cavità anulare compresa fra il
barrel ed il liner di rivestimento
del recipiente in pressione,
giungendo
nella
parte
Figura 5.13: Sezione orizzontale del nocciolo del reattore di Fort sovrastante il nocciolo del
St. Vrain.
reattore; circola quindi in
“down flow” all'interno dei
canali presenti nei blocchi di
grafite,
provvedendo
alla
refrigerazione del nocciolo.
L'elio “caldo”, alla temperatura
di circa 780. °C, viene inviato
nei generatori di vapore, posti
nella parte bassa del recipiente
in pressione, ed in uscita da
questi,
nelle
turbosoffianti
alimentate dal vapore prelevato
all'uscita del corpo di alta
pressione della turbina. I
generatori di vapore sono del
Figura 5.14: Elemento di combustibile del reattore di Fort St.
tipo “once through” ad asse
Vrain.
verticale e sono dotati di due
economizzatori, un evaporatore,
due surriscaldatori ed un risurriscaldatore. Il vapore prodotto ha una temperatura di 538. °C ed una
pressione di 169. bar.
Nella Figura 5.15 è riportato il diagramma di flusso del reattore mentre nella Tabella 5.7 sono
esposte le caratteristiche principali della centrale di Fort St. Vrain.
Parte II A: Filiere
177
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Tipo di reattore
ad uranio fortemente arricchito (93%) e torio, moderato e
riflesso con grafite, raffreddato ad elio
Potenza
342. MWe (lorda), 330. MWe (netta), 842. MWt
Rendimento
39.2%
Nocciolo
Cilindro di diametro 4.94 m ed altezza 4.75 m
Canali
247, reticolo triangolare con passo 36.2 cm
Carica combustibile
936. kg (870. kg di U235) di uranio e 19,500. kg di torio
Densità di potenza del nocciolo
6.3 kW/litro
Resa energetica
100,000. MWg/t U e Th (medio), 200,000. (massimo)
Combustibile
sferette di carburo d’uranio e torio, sferette fissili di (U,Th)C2 di
diametro 0.2 mm, sferette fertili di ThC2 di diametro 0.4 mm,
arricchimento 93%
Guaina
più strati di carbonio pirolitico e carburo di silicio, spessore 0.13
mm
Elementi di combustibile
1482 prismi di grafite, di sezione esagonale di 35.5 cm di lato,
alti 79.2 cm, ognuno contenente 108 passaggi per il
termovettore e 210 cavità per le sferette di combustibile. Sei
prismi in verticale fanno un “canale” di potenza (247 in totale)
Portata termovettore
1,430. T/h attraverso il nocciolo, 1,550. t/h totale
Temperatura termovettore
Ingresso reattore 405. °C, uscita reattore 780. °C
Pressione
Ingresso reattore 48.5 bar
Barre controllo
78 barre di grafite in contenitori metallici con il 30% di boro
sotto forma di carburo
Recipienti a pressione
prisma esagonale in calcestruzzo precompresso, lato 14.9 m,
altezza 32.3 m. Cavità interna cilindrica di diametro 9.4 m ed
altezza 22.9 m. Liner in acciaio al carbonio di spessore 1.9 cm
Circuito primario
2 circuiti in acciaio al carbonio
Generatori di vapore
2 con sei moduli ciascuno
Circuito secondario
portata vapore 1,040. t/h, temperatura 538. °C, pressione 165.
bar. Risurriscaldamento 538. °C, 41. bar. Temperatura acqua di
alimento 204. °C
Tabella 5.7: Principali caratteristiche del reattore di Fort St. Vrain
178
Parte II A: Filiere
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RL (811) A 99
Figura 5.15: Diagramma di flusso della centrale di Fort St. Vrain.
Parte II A: Filiere
179
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RL (811) A 99
5.4.3 Reattore THTR
Il THTR (Thorium High Temperature Reactor) da 300. MWe è entrato in funzione a Uentrop
(Germania) nel 1986. Nella Figura 5.17 e nella Figura 5.18 sono schematicamente rappresentate
rispettivamente le sezioni verticale e orizzontale del reattore in esame.
I componenti dell'isola nucleare sono collocati all'interno del recipiente in pressione in calcestruzzo
precompresso, la cui superficie interna è ricoperta da una prima parete metallica isolante e da un
rivestimento in acciaio a tenuta di gas. Nella zona anulare compresa fra gli schermi termici e la parete
interna del vessel sono sistemati i generatori di vapore, mentre le turbosoffianti sono sistemate in
cunicoli realizzati nello spessore della parete laterale del vessel.
Nel duomo superiore del recipiente in pressione sono praticate diverse aperture per l'alloggiamento
dei dispositivi di comando delle barre di controllo. Il fondo del recipiente presenta un'apertura
centrale per l'estrazione del combustibile esaurito.
Il nocciolo del reattore è
formato da 675000 sfere
cave di grafite, internamente
riempite
dalla
“pasta
combustibile”. La pasta è
costituita da particelle di
ossidi misti di uranio e torio,
ricoperte con due strati di
carbonio pirolitico, disperse
nella grafite (Figura 5.16).
Le sfere di combustibile
fresco sono caricate dall'alto,
Figura 5.16: Elemento di combustibile del THTR - 300.
in modo continuo, in un
contenitore cilindrico con fondo troncoconico. Per il basso coefficiente di attrito della grafite, le sfere
formano di fatto un letto fluido (Pebble Bed). Durante il funzionamento, le sfere, scorrendo le une
sulle altre, si spostano verso il basso e, una volta raggiunto il burn-up previsto, vengono estratte dal
fondo del reattore. La parte attiva del nocciolo è circondata dai riflettori (assiali e radiale) e dagli
schermi termici.
Il controllo della reattività, la regolazione e lo spegnimento dell'impianto è affidato a 78 barre
assorbenti, 36 delle quali si spostano in canali verticali realizzati nel riflettore laterale e 48 operano
all'interno del nocciolo.
L'elio “freddo”, in uscita dalle turbosoffianti alla temperatura di 260. °C ed alla pressione di 40. bar,
viene inviato nella zona sovrastante il nocciolo del reattore e scende verso il basso lambendo le
superfici esterne delle sfere del combustibile, con conseguente refrigerazione delle stesse. L'elio
“caldo”, in uscita dal nocciolo alla temperatura di 750. °C, viene inviato nei generatori, nei quali si
ha produzione di vapore surriscaldato a 535. °C e 181. bar. Nei generatori di vapore, del tipo “oncethrough” ad asse verticale, sono collocati sei fasci tubieri (due economizzatori, un evaporatore, due
surriscaldatori ed un risurriscaldatore).
Nella Figura 5.19 è schematicamente rappresentato il diagramma di flusso del THTR-300. Nella
Tabella 5.8 sono riportate le caratteristiche principali del medesimo reattore.
180
Parte II A: Filiere
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Potenza
300. MWe (netta), 750. MWt
Rendimento
40%
Nocciolo
Cilindro di diametro 5.6 m ed altezza 5.1 m, costituito dall’insieme
di 674,000. elementi sferici con diametro pari a 6. cm
Combustibile
ossidi misti di uranio e torio. All’equilibrio sono presenti nel
nocciolo 320. kg di U (124. kg di U235 e 100. kg di U233) e 6220.
t di torio. Il ricambio del combustibile è continuo con reattore in
potenza. Burn-up massimo 113,000. MWd/t
Elemento di combustibile
sferico; ciascuna sfera è formata da un nucleo centrale (costituito
da 33,000 microsfere, con diametro pari a 0.4 mm, di ossidi misti
di uranio fortemente arricchiti e di torio, rivestite con carbonio
pirolitico e disperse nella grafite) e da una parte esterna di grafite.
Temperatura massima combustibile 1,250. °C, temperatura
massima camicia 1,050. °C
Moderatore
grafite presente negli elementi sferici
Pressione elio refrigerante
ingresso 40. kg/cm2; uscita 39.3 kg/cm2
Temperatura elio refrigerante
ingresso 260. °C, uscita reattore 750. °C
Barre controllo
il materiale assorbente impiegato è carburo di boro. Regolazione
grossolana 42 barre nel nocciolo, regolazione fine 12 barre nel
riflettore, sicurezza 24 barre nel riflettore
Recipiente in pressione
cilindro in calcestruzzo precompresso, rivestito internamente in
acciaio inossidabile. Diametro interno 15.9 m, altezza interna 15.3
m, spessore parete 4.47 m, spessore del rivestimento 2. cm
Generatori di vapore
6 tipo “once through”, contenuti all’interno del recipiente in
pressione
Pompe di circolazione
6 turbosoffianti
Caratteristiche del vapore
vivo:
535. °C e 190. kg/cm2
surriscaldato: 535. °C e 50. kg/cm2
Tabella 5.8: Principali caratteristiche del THTR 300
Parte II A: Filiere
181
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Figura 5.17: Sezione verticale del THTR-300.
182
Parte II A: Filiere
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Figura 5.18: Sezione orizzontale del THTR - 300.
Parte II A: Filiere
183
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Figura 5.19: Diagramma di flusso del THTR - 300.
184
Parte II A: Filiere
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6. REATTORI A NEUTRONI VELOCI
6.1 Considerazioni Generali
Fin dall’inizio dello sviluppo industriale dell’energia nucleare è stata considerata con estremo
interesse la possibilità di utilizzare reattori nucleari nei quali la maggior parte delle fissioni fosse
indotta da neutroni ad elevata energia. Questo interesse appare pienamente giustificato in base alla
seguente considerazione:
• all’aumentare dell’energia dei neutroni il fattore η aumenta per tutti i materiali fissili. Per l’U235 η
è uguale a 2.06 ed a 2.20 per fissioni prodotte, rispettivamente, da neutroni termici e da neutroni
veloci; per il Pu239 i valori di η sono, corrispondentemente, 2.10 e 2.60.
La conseguenza più importante che deriva dalla considerazione suddetta è la possibilità di ottenere,
nei reattori veloci, valori elevati del rapporto di conversione che potrebbe risultare anche maggiore
dell’unità. L’impiego di tali reattori consente, pertanto una utilizzazione decisamente migliore
dell’uranio presente in natura. Mentre nei reattori termici si utilizza circa l’1% dell’uranio estratto,
nei reattori veloci tale utilizzazione potrebbe raggiungere valori ragionevolmente compresi tra il 50
ed il 60%.
Si può anche osservare che per neutroni di alta energia, la sezione di cattura dei materiali parassiti è
molto bassa in valore assoluto (dell'ordine di 10-25 cm2) e poco dipendente dal tipo di materiale (la
sezione d'urto tende ad eguagliare quella geometrica del nucleo). Ciò consente un'ampia libertà nella
scelta del materiale da impiegare.
Il basso valore assoluto della σc dei materiali presenti nel nocciolo non deve trarre in inganno, in
quanto, in termini relativi, la situazione è profondamente diversa. Il valore del rapporto fra la σc dei
materiali e la σf del fissile nei reattori veloci è infatti maggiore di quello relativo ai reattori termici,
come risulta dai dati riportati nella Tabella 6.1.
Reattori termici
Reattori veloci
Fissile
Na
Fe
Zr
Na
Fe
Zr
U233
0.00096
0.0048
0.00034
0.00118
0.0050
0.0027
U235
0.00087
0.0044
0.00031
0.00180
0.0061
0.0042
Pu239
0.00068
0.0034
0.00025
0.00146
0.0049
0.0033
Tabella 6.1:Rapporto fra la σa di alcuni materiali e la σf del fissile.
I reattori nei quali si produce materiale fissile dello stesso tipo di quello fissionato ed in quantità
maggiore di quest’ultimo prendono il nome di “reattori autofertilizzanti”.
Come è noto, le possibili reazioni di fertilizzazione sono le seguenti:
U238 + n = U239 + γ
U239 → Np239 + eNp239 → Pu239 + eParte II A: Filiere
185
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oppure:
Th232 + n = Th233 + γ
Th233 → Pa233 + ePa233 → U233 + eNel primo caso i neutroni per la fertilizzazione sono forniti dalla fissione del Pu239, nel secondo caso,
dalla fissione dell’U233.
Il rapporto di conversione interna C può essere facilmente determinato partendo dall’equazione del
bilancio neutronico.
Se si fa riferimento ad una singola fissione del materiale fissile e si indica con:
ν
il numero dei neutroni liberati nella fissione;
1
il neutrone assorbito dal fissile;
A
il numero dei neutroni catturati dal materiale parassita del nocciolo;
L
il numero dei neutroni che sfuggono dal sistema moltiplicante;
F
il numero dei nuclei del fertile che subiscono fissioni in campo veloce;
ν‘ il numero dei neutroni rilasciati per fissione del fertile;
α
il rapporto tra la sezione di cattura e la sezione di fissione.
Si potrà scrivere:
(1)
ν + Fν‘ = 1 + α + F + A + L + (assorbimenti “utili”).
L’equazione suddetta esprime il bilancio, in condizione di stazionarietà, tra la produzione di neutroni
(1° membro) e la scomparsa di neutroni (2° membro), dovuta all’assorbimento ed alle fughe.
Il rapporto C tra il numero dei nuclei fissili prodotti ed il numero dei nuclei fissili consumati (1 + α)
σ + σc σa
= f
=
, valido per una singola fissione, sarà dato pertanto da:
σf
σf
C=
ν − 1 − α − A − L + F (ν '−1)
ν
F (ν '−1) 1 + α A + L
=
+
−
−
=
1+ α
1+α
1+ α
1+α 1+α
A+ L
A+ L
ν  F (ν '−1)
ν ν + F (ν '−1)
=
1+
−1 −
=
−1 −




1+α 
ν
1+α 1+α 
ν
1+ α


(2)
ν + F (ν '−1)
Il termine 
 è, in effetti, il fattore di fissione veloce ε definito, come è noto, dal
ν

rapporto fra i neutroni prodotti dalla fissione del fissile e del fertile ed i neutroni prodotti per fissione
del solo fissile.
Ricordando inoltre che η =
ν
si ha:
1+ α
(3)
186
C = ηε − 1 −
A+L
1+ α
Parte II A: Filiere
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In un reattore autofertilizzante dovrà essere, evidentemente, C>1 e, quindi, ηε>2, rappresentando la
differenza ηε - 2 il valore massimo del “margine di breeding” che si potrebbe raggiungere in un
ipotetico reattore nel quale fossero nulle le fughe e gli assorbimenti parassiti.
Il “Breeding Gain” è dato da:
G = C − 1 = ηε − 2 −
(4)
A+L
1+ α
Il tempo di raddoppio del fissile all’interno del combustibile è dato dalla nota relazione:
(5)
Ti =
1
=
1
(σa ) f φ G (σa ) φ ηε − 2 − A + L 
f 
1+ α 
Al fine di ridurre il tempo di produzione del fissile occorre ovviamente rendere più grande possibile il
valore di G. Ne consegue da ciò l’opportunità di utilizzare spettri neutronici veloci in corrispondenza
dei quali il fattore η risulta più elevato di quello che si avrebbe con spettri termici, indipendentemente
dal tipo di nucleo fissionato, come risulta dai dati riportati nella Tabella 6.2, nella quale sono riportati
i valori di alcune grandezze nucleari per i principali isotopi fissili. Per quanto attiene allo spettro
veloce, i dati riportati nella tabella si riferiscono a valori medi dell’energia dei neutroni compresi fra
150. ÷ 200. keV, caratteristici degli attuali impianti.
Vantaggi particolarmente significativi con spettri neutronici veloci si hanno utilizzando come fissile il
Pu239 per il quale il fattore η passa da 2.12 a 2.53.
Spettro
termico
Spettro
veloce
Fissile
σf
σc
α
ν
η
Pu239
746
280
0.37
2.91
2.12
U235
582
112
0.19
2.47
2.07
U233
527
54
0.10
2.51
2.28
Pu239
1.83
0.32
0.18
2.91
2.53
U235
1.59
0.32
0.20
2.51
2.09
U233
2.37
0.20
0.08
2.55
2.35
Tabella 6.2: Caratteristiche nucleari per i principali isotopi fissili.
Si deve inoltre tener presente che con spettro veloce si ottiene anche un sostanziale aumento del
fattore di fissione veloce ε; per l’isotopo fertile U238 si hanno orientativamente i seguenti valori:
ε
1.03 ÷ 1.05 per i reattori termici
ε
1.15 ÷ 1.25 per i reattori veloci
L’impiego del Pu239 come materiale fissile in un reattore veloce, tenendo anche conto del basso
valore della sezione di cattura dei materiali strutturali, può consentire la realizzazione di reattori
autofertilizzanti con “breeding gain” significativi.
Dall’esame della tabella risulta peraltro che in campo termico il valore più elevato di η è quello
relativo all’U233 (η = 2.28). In un reattore nel quale venga utilizzato, come fissile U233, come
Parte II A: Filiere
187
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
materiale fertile Th232, come moderatore un materiale a bassa sezione di cattura (grafite a purezza
nucleare) e sostanzialmente privo di materiali strutturali con elevata sezione di assorbimento, sarebbe
possibile ottenere, con opportuna distribuzione dei diversi componenti del nocciolo, rapporti di
conversione molto elevati ed addirittura superiori all’unità, anche rimanendo in campo termico. Tale
condizione potrebbe essere ottenuta nei reattori ad alta temperatura refrigerati a gas (HTGR).
Un parametro di particolare rilievo nei reattori autofertilizzanti è il tempo di raddoppio (Doubling
Time), precedentemente richiamato. Si ritiene opportuno fare in proposito alcune brevi
considerazioni.
a) Il tempo di raddoppio determinato dalla relazione (5) è il cosiddetto “tempo di raddoppio
interno” (coerentemente con il “rapporto di conversione interno” introdotto nella relazione
stessa) inteso come il tempo necessario per avere all’interno del combustibile del nocciolo,
costituito dall’insieme del seed e del blanket, un numero di atomi di fissile pari al doppio di quelli
inizialmente presenti. Per la effettiva utilizzazione del fissile stesso è però necessario procedere
alla esecuzione di tutte le operazioni che hanno inizio con la estrazione degli elementi esauriti e si
concludono con la fabbricazione ed il caricamento dei nuovi elementi. Il tempo di raddoppio
effettivo è pertanto quello che intercorre tra la fine del processo di fabbricazione degli elementi di
combustibile iniziali e la corrispondente fine dello stesso processo relativamente ad un numero
doppio di elementi, ottenuti utilizzando il fissile estratto nel riprocessamento degli elementi
inizialmente impiegati. Il tempo di raddoppio effettivo che è, ovviamente, maggiore di quello
interno, può essere definito come “il tempo necessario per avere un numero di nuclei di materiale
fissile pari al doppio di quello inizialmente presente nel nocciolo e nelle diverse fasi del ciclo”. Se
si indica con Fc il rapporto tra la quantità di fissile presente nocciolo e quella totale (nocciolo +
ciclo), il tempo di raddoppio effettivo T eff è dato da:
(6)
1
1
Teff = Ti
=
Fc
(σa ) f φ ηε − 2 − A1 ++αL Fc
b) Alla fine del tempo Teff di funzionamento del reattore è disponibile un numero di elementi di
combustibile sufficiente per alimentare il reattore stesso e per avviarne un altro avente le stesse
caratteristiche del primo. Se il tempo Teff fosse inferiore o, al limite, uguale al tempo di raddoppio
TE della domanda di energia elettrica, qualora, per ipotesi, fossero installate al tempo t o soltanto
centrali elettronucleari alimentate con reattori autofertilizzanti, il materiale fissile da queste
prodotto sarebbe sufficiente per assicurare il pieno soddisfacimento della domanda di energia. Se,
invece, Teff > TE, sarebbe necessario provvedere anche alla installazione di centrali elettriche di
altro tipo. Se queste ultime fossero, ad esempio, centrali elettronucleari, con reattori termici
caratterizzati da un rapporto di conversione minore di uno, le stesse potrebbero fornire l’energia
necessaria per il completo soddisfacimento della domanda energetica e produrre,
contemporaneamente, materiale fissile utilizzabile per la messa in marcia di un numero di reattori
veloci autofertilizzanti maggiore di quello che sarebbe possibile con la utilizzazione del fissile
prodotto dai soli reattori autofertilizzanti già in funzione. In altre parole, se Teff >TE, si rende
necessaria l’adozione di una strategia che preveda la contemporanea messa in funzione di centrali
alimentati con reattori autofertilizzanti e con reattori appartenenti ad altre filiere. Poiché allo stato
attuale i tempi di raddoppio Teff previsti sono abbastanza più elevati del TE, sembra ragionevole
ipotizzare che la utilizzazione commerciale dei reattori veloci autofertilizzanti non comporti una
sostanziale caduta di interesse per i reattori termici.
188
Parte II A: Filiere
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RL (811) A 99
6.2 Considerazioni sulla Cinetica dei Reattori Veloci
Il controllo del reattore nucleare è certamente un problema della massima importanza per quanto
attiene all’esercizio e, soprattutto, alla sicurezza dell’impianto.
Un’inserzione di reattività positiva determina un aumento del flusso neutronico che, nella forma più
semplice, può essere espresso dalla relazione seguente:
(7)
k ex
θ
φ = φ o e θo
dove Kex = K-1 ed:
θo
vita media dei neutroni
φo
flusso neutronico iniziale
θ
tempo
φ
flusso neutronico
Il rapporto:
T=
θo
K ex
prende il nome di “periodo stabile del reattore” e rappresenta il tempo necessario affinché, in assenza
di controreazioni, la densità neutronica aumenti di un fattore e.
Nelle condizioni di normale esercizio è richiesto che il periodo T non scenda al di sotto di determinati
valori (dell’ordine della decina di secondi) per contenere in limiti accettabili i transitori conseguenti.
E’ noto che una delle cause che possono determinare lo scram del reattore è il basso periodo.
Il periodo del reattore, come è stato detto, dipende dalla vita media dei neutroni e dalla reattività
inserita; d’altra parte la vita media dei neutroni è una caratteristica del reattore, connessa al tipo di
reattore, al tipo di combustibile ecc.; per un dato reattore, allora, porre un limite inferiore al valore
del periodo significa porre un limite superiore al valore della reattività inseribile ed alla sua velocità
di inserimento.
La vita media dei neutroni è strettamente connessa con la frazione β dei neutroni ritardati che, a sua
volta, è funzione del tipo di combustibile e dello spettro neutronico. Nella Tabella 6.3 sono riportati i
valori di β per i diversi materiali fissili per fissioni prodotte da neutroni termici o da neutroni veloci.
Spettro termico
Isotopo
β
Spettro veloce
U233
U235
Pu239
U233
U235
Pu239
0.0026
0.0065
0.0020
0.0027
0.0065
0.0020
Th232
0.0204
U238
0.0147
Tabella 6.3: Valori di β per i diversi materiali fissili.
Poiché nei reattori vengono impiegate miscele di materiali differenti (U235 - U238), (Pu239 - U238)
ecc., è opportuno fare riferimento ai valori di β relativi alle miscele, piuttosto che a quelli afferenti ai
singoli isotopi fissili. Nella Tabella 6.4 sono riportati i valori β e di θo relativi a reattori di tipo
diverso.
Parte II A: Filiere
189
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Fissile
originario
Reattore termico
Reattore veloce
β
θo
β
θo
U233
0.0029
0.051
0.0038
0.055
U235
0.0067
0.083
0.0076
0.085
Pu239
0.0025
0.035
0.0034
0.039
Tabella 6.4: Valori di β e di θo relativi a reattori di tipo diverso.
Come emerge dall’esame della Tabella 6.4, la frazione dei neutroni ritardati per i diversi materiali
fissili rimane praticamente costante al variare dello spettro neutronico. Per le miscele, invece, β
aumenta all’aumentare dell’energia dei neutroni. Ciò è facilmente spiegabile se si tiene presente che
la frazione dell’energia prodotta per fissione del materiale fertile (U238 o Th232) è sensibilmente
maggiore nei reattori veloci che nei reattori termici. Nei primi, infatti, tale frazione è pari al 15 ÷
20% dell’energia totale, mentre nei secondi è dell’ordine del 4 ÷ 8%.
Poiché la frazione dei neutroni ritardati per fissione dei nuclei di U238 o di Th232 è sensibilmente
maggiore di quella conseguente alla fissione dei materiali fissili primari (U233, U235, Pu239), è
pienamente giustificato quanto prima riscontrato.
La vita media θo dei neutroni è una media pesata della vita media dei neutroni pronti e di quelle dei
neutroni ritardati.
La vita media dei neutroni pronti (oltre il 99% dei neutroni viene rilasciato dalla fissione in un
intervallo di tempo molto breve 10-13 s) è dell’ordine di 10-3 ÷ 10-5 s nei reattori termici e dell’ordine
di 10-7 s nei reattori veloci. La vita media dei neutroni ritardati per fissione dell’U235 prodotta da
neutroni termici varia da 0.33 a 80. s (Tabella 6.5), in relazione ai diversi gruppi normalmente
considerati. Per quanto la frazione dei neutroni ritardati sia piccola, l’elevato valore del rapporto tra
la vita media degli stessi e quella dei neutroni pronti, fa si che la vita media θo sia sostanzialmente
determinata dalla frazione dei neutroni ritardati. Nei reattori veloci la vita media dei neutroni ritardati
è certamente inferiore, pur tuttavia, essendo maggiore la loro frazione, la vita media θo risulta non
molto diversa per i due tipi di reattore e, comunque, leggermente maggiore nei reattori veloci, come
risulta dall’esame della Tabella 6.4.
Gruppo
0
1
2
3
4
5
6
Energia
[MeV]
≈2
0.25
0.56
0.43
0.62
0.42
Vita Media
[s]
10-3
55.72
22.72
6.22
2.30
0.61
0.23
Percentuale
[%]
99.359
0.021
0.140
0.126
0.253
0.074
0.027
Tabella 6.5: Proprietà dei gruppi di neutroni pronti e ritardati per fissione termica dell’U235.
190
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
In base alle considerazioni sopra esposte, il controllo dei reattori veloci non pone problemi diversi da
quelli che si hanno nei reattori termici alimentati con lo stesso tipo di materiale fissile. In effetti il
controllo dei reattori veloci è più complesso solo perché nei reattori termici è usato come
combustibile una miscela U235 - U238 e nei reattori veloci una miscela Pu239 - U238. Si può quindi
concludere che le maggiori difficoltà nel controllo dei reattori veloci sono connesse con il tipo di
combustibile impiegato piuttosto che con la diversa forma dello spettro neutronico.
Le conclusioni suddette perdono evidentemente la loro validità qualora la reattività inserita sia
maggiore o, al limite, uguale alla frazione β dei neutroni ritardati. In tali condizioni, infatti, la velocità
di aumento della potenza è determinata sostanzialmente dalla vita media dei neutroni pronti che,
come è stato detto, nei reattori veloci è di almeno due ordini di grandezza inferiore rispetto ai
reattori termici. Assume pertanto particolare importanza per la sicurezza evitare, nei limiti del
possibile, il verificarsi di condizioni di criticità pronta. Se ciò dovesse accadere, la conseguente
liberazione di energia termica e meccanica, potrebbe determinare significativi danneggiamenti al
nocciolo ed altre componenti rilevanti dell’impianto. Il transitorio di potenza, nel caso suddetto, ha
come controreazioni l’effetto Doppler del combustibile ed eventuali spostamenti di materiale nel
nocciolo, non essendo ovviamente ipotizzabili interventi esterni, considerata l’esiguità dei tempi
relativi al transitorio.
6.3 Coefficienti di Reattività nei Reattori Veloci
6.3.1 Coefficiente di Temperatura del Combustibile: Effetto Doppler
Nei reattori veloci lo spettro neutronico si estende anche alle regioni di risonanza del materiale fissile
e fertile del nocciolo. Se la temperatura del combustibile aumenta si avrà, per il conseguente effetto
Doppler, un contemporaneo aumento delle fissioni nel materiale fissile e degli assorbimenti nel
materiale fertile. L’effetto Doppler, pertanto, può determinare aumento o diminuzione della reattività
in relazione all’importanza relativa dei due effetti sopra indicati.
Nei reattori nei quali fosse impiegato combustibile fortemente arricchito si avrebbe un aumento della
reattività all’aumentare della temperatura del combustibile. Si deve però tener presente che nei
reattori di questo tipo lo spettro neutronico è molto indurito, in quanto la maggior parte dei neutroni
viene assorbita prima che gli stessi siano stati rallentati fino all’energia di risonanza, con la
conseguenza che il coefficiente Doppler è per questi reattori positivo, ma di valore molto piccolo.
Con gli arricchimenti normalmente adottati (15 ÷ 20%), il contributo negativo dovuto all’aumento
dell’assorbimento prevale su quello positivo conseguente all’aumento delle fissioni e, pertanto, il
coefficiente Doppler è complessivamente negativo.
Nel reattore Enrico Fermi, nel quale era impiegato combustibile arricchito al 26% in Pu239, il
coefficiente Doppler è negativo ed è pari a -1 x 10-6 / °F a 1,020. °F. Tale valore è abbastanza
modesto (dell’ordine di un decimo di quello usuale nei reattori termici).
Una diminuzione dell’arricchimento accompagnato con un addolcimento dello spettro può portare ad
un aumento, in valore assoluto del coefficiente Doppler. La utilizzazione di ossidi misti invece che di
combustibili metallici porta ad un addolcimento dello spettro per effetto dello scattering dei neutroni
da parte dell’ossigeno. Lo spettro può essere addolcito anche inserendo nel nocciolo piccole quantità
di moderatore costituito, per esempio, da idruro di zirconio o da ossido di berillio. Si dovrà però
tener presente che l’addolcimento dello spettro porta comunque ad una diminuzione del rapporto di
conversione.
Parte II A: Filiere
191
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Nei reattori di grande dimensione, alimentati con ossidi misti, il coefficiente Doppler può essere pari
a circa -5 x 10-6/ °F. Coefficienti Doppler negativi e di valore abbastanza elevato sono, come è stato
detto, di primaria importanza per la sicurezza, in quanto possono evitare rilasci esplosivi di energia,
anche nel caso di incidenti di reattività.
Si ricorda, per completezza, che nei reattori refrigerati con sodio esiste anche un coefficiente
Doppler del sodio conseguente all’allargamento del picco di risonanza del sodio stesso in
corrispondenza a 3. keV. Tale effetto è però quantitativamente poco rilevante e certamente non
pronto in quanto il suo manifestarsi è successivo all’aumento della temperatura del sodio.
6.3.2 Coefficiente di Reattività per Vuoto di Sodio
Come sarà successivamente illustrato, il fluido impiegato per la refrigerazione del nocciolo dei
reattori veloci è generalmente sodio liquido.
Per tali reattori si definisce coefficiente di reattività per vuoto di sodio o, più semplicemente,
coefficiente di vuoto: “la variazione della reattività conseguente alla variazione del grado di vuoto α
del sodio”:
dρ
Vα =
dα
Nei reattori suddetti il refrigerante degrada lo spettro neutronico. Una riduzione della densità del
sodio conseguente all’aumento della sua temperatura e, più marcatamente, alla formazione di vuoti
per ebollizione o per perdita di sodio, determina pertanto un indurimento dello spettro neutronico,
accompagnato da una riduzione delle catture parassite e da un aumento della probabilità di fuga dei
neutroni. Le grandezze influenzate dalla formazione di vuoti sono pertanto: η, f e P.
Il fattore η aumenta all’aumentare della frazione di vuoto α e tale aumento è tanto più marcato
quanto minore è l’arricchimento del combustibile; l’effetto del grado di vuoto sul fattore η è pertanto
tale da rendere positivo il coefficiente di vuoto.
Il fattore f aumenta all’aumentare del grado di vuoto a causa della diminuzione delle catture parassite
da parte del sodio. Tale diminuzione è dovuta alla riduzione del numero di atomi di sodio per unità di
volume, nonché delle catture da parte del sodio stesso in corrispondenza al suo picco di risonanza,
conseguente all’indurimento dello spettro. L’effetto della variazione del grado di vuoto sul fattore f è
pertanto tale da rendere positivo il coefficiente di vuoto.
Si deve comunque far presente che il valore del termine
del termine
dη
è significativamente maggiore di quello
dα
df
.
dα
Il fattore P diminuisce all’aumentare del grado di vuoto. Risulta cioè:
dP
< 0.
dα
Le considerazioni sopra esposte portano a concludere che all’aumentare del grado di vuoto la
reattività aumenta per l’aumento di η e, in misura minore, per l’aumento di f, mentre diminuisce per
la diminuzione di P. Il coefficiente di vuoto pertanto può essere positivo o negativo a seconda
dell’importanza dei diversi effetti prima considerati.
Nei reattori di piccole dimensioni (Buckling elevato), l’effetto sulla probabilità di fuga è prevalente e,
per tali reattori, risulta pertanto:
dρ
<0
dα
192
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Nei reattori di grandi dimensioni, invece, l’effetto conseguente all’indurimento dello spettro è
predominante e, per tali reattori risulta pertanto:
dρ
>0
dα
Nei reattori suddetti il coefficiente di vuoto è generalmente positivo nella parte centrale del nocciolo
e negativo nelle zone esterne dove è più marcato l’effetto connesso alle fughe.
Un coefficiente di vuoto positivo pone certamente problemi non trascurabili dal punto di vista della
sicurezza. A tale riguardo, sono attualmente seguite due diverse filosofie di progetto. Negli USA si
fa riferimento a geometrie del nocciolo caratterizzate da un valore molto elevato del rapporto
superficie/volume (noccioli con rapporti altezza/diametro molto minori di uno). Adottando una
soluzione di questo tipo, la frazione di neutroni che sfuggono dal sistema moltiplicante è molto
elevata ed elevata è, quindi, la variazione di tale frazione al variare del grado di vuoto. E’ allora
possibile ottenere un coefficiente di vuoto negativo, ma con una significativa diminuzione del
rapporto di conversione. L’altra filosofia, seguita nell’unione Sovietica e nell’Europa, prevede invece
la installazione di reattori con coefficienti di vuoto positivi, convenientemente protetti contro la
formazione di vuoti e la perdita di refrigerante.
6.4 Materiali Impiegati nel Nocciolo dei Reattori Veloci
Le scelte alla base del progetto di un reattore veloce sono strettamente legate alle sue specifiche
caratteristiche.
La struttura del nocciolo deve essere tale da mantenere all’interno della stessa uno spettro
neutronico centrato su energie abbastanza elevate (dell’ordine del centinaio di keV). Ciò impone
precisi condizionamenti in merito alla struttura del nocciolo ed ai materiali da utilizzare.
Il sistema di refrigerazione deve assicurare, ovviamente, l’asportazione in condizioni di sicurezza del
calore prodotto, ma è necessario garantire che la presenza del fluido refrigerante all’interno del
nocciolo non determini inaccettabili “addolcimenti” dello spettro neutronico. A tale fine si dovrà, da
un lato, contenere per quanto possibile la quantità di refrigerante e, dall’altro, utilizzare fluidi
termovettori ad elevato numero di massa od a bassa densità.
Si ritiene inoltre opportuno ricordare che per neutroni ad alta energia le sezioni di assorbimento di
tutti i materiali sono particolarmente basse e, quindi, il progettista ha ampia possibilità nella scelta dei
materiali per quanto attiene alla esigenza di limitare le catture parassite.
In conclusione, non ci sono particolari condizionamenti, ai fini dell’economia neutronica, nella scelta
dei materiali da impiegare per la costruzione delle diverse strutture del nocciolo, ivi comprese le
guaine delle barrette di combustibile. Precise limitazioni possono presentarsi invece per quanto
attiene alle caratteristiche meccaniche nelle condizioni operative dell’impianto, alle variazioni di tali
caratteristiche per effetto dell’irraggiamento neutronico, alla compatibilità dei materiali strutturali
con altri presenti nel nocciolo (combustibile e refrigerante). Come sarà possibile accertare in seguito,
nella costruzione dei reattori veloci è possibile utilizzare materiali noti di diffuso impiego
nell’impiantistica convenzionale, con particolare riferimento agli acciai inossidabili.
Più complesso si presenta il problema relativo alla scelta del fluido refrigerante.
6.4.1 Refrigeranti Impiegati nei Reattori Veloci
In base alle considerazioni precedenti, la scelta del fluido termovettore è di fatto limitata ai gas od ai
metalli liquidi. Alcune Organizzazioni hanno preso in attenta considerazione anche la possibilità di
impiego del vapor d’acqua, ma i risultati degli studi effettuati hanno dimostrato che:
Parte II A: Filiere
193
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1. l’utilizzazione di vapore ad alta pressione consentirebbe la produzione di energia a costi
ragionevoli, ma con rapporti di conversione troppo bassi;
2. la riduzione della pressione del vapore porterebbe ad un aumento del rapporto di conversione, ma
i costi di produzione diventerebbero troppo elevati.
Lo svolgimento dei programmi di ricerca e sviluppo ha inoltre dimostrato come fosse tutto da
verificare il convincimento della maggiore facilità di realizzazione dei reattori veloci refrigerati con
vapore.
E’ stata anche accuratamente esaminata la possibilità di impiegare elio come refrigerante. I vantaggi
che ne potrebbero derivare sono molteplici: da un lato si avrebbe un aumento del rapporto di
conversione e, dall’altro, potrebbero essere utilizzate soluzioni tecnologiche già adottate nei reattori
a gas ad alta temperatura. Tuttavia, tenendo conto delle modeste caratteristiche di scambio termico,
della elevata potenza di pompaggio e, soprattutto, della difficoltà di garantire un adeguato
raffreddamento del nocciolo nel caso di perdita accidentale di refrigerante, non poche perplessità
sono state espresse per questo tipo di reattore.
Per i motivi sopra brevemente accennati, nei progetti di tutti i reattori veloci già realizzati o in fase di
costruzione è previsto l’impiego, come fluido termovettore, di metalli liquidi e, in particolare, del
sodio. Tali reattori sono correttamente indicati col nome di “LMFBR” (Liquid Metals Fast Breeder
Reactors), facendo con ciò intendere che il ricorso ai metalli liquidi non è l’unica soluzione possibile
e che, quindi, questi reattori potrebbero costituire un sottoinsieme del più vasto insieme dei reattori
veloci.
Il sodio fonde a 208. °F (97. °C) e bolle, alla pressione atmosferica, alla temperatura di 1,621. °F
(874. °C). Poiché la temperatura di fusione del sodio è relativamente alta, si rende necessaria la
installazione di sistemi esterni di riscaldamento che devono essere messi in funzione nella fase di
avviamento e durante gli arresti prolungati del reattore.
Peraltro, la bassa tensione di vapore del sodio consente di raggiungere elevate temperature dello
stesso all’uscita dal nocciolo e, conseguentemente, alti rendimenti con basse pressioni nel circuito
primario.
Nella Tabella 6.6 sono riportati i valori di alcune fra le principali caratteristiche fisiche del sodio
liquido, per diversi valori della temperatura.
T
cp
ρ
µ
µ/ρ
K
Pr
°C
J/kg °C
kg/m3
kg/m s
m2/s
W/m°C
-
100.
1,383.
927.
705. E-6
0.738 E-6
200.
1,340.
904.
450. E-6
0.483 E-6
81.5
0.0074
300.
1,304.
882.
345. E-6
0.380 E-6
75.7
0.0059
400.
1,279.
859.
282. E-6
0.320 E-6
72.0
0.0051
500.
1,262.
834.
243. E-6
0.284 E-6
67.0
0.0046
600.
1,255.
809.
209. E.6
0.252 E-6
62.7
0.0042
700.
1,257.
783.
185. E-6
0.230 E-6
59.0
0.0040
800.
1,269.
757.
165. E-6
0.211 E-6
54.9
0.0038
Tabella 6.6:Principali caratteristiche del sodio in funzione della temperatura.
194
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Le caratteristiche fisiche del sodio consentono l’ottenimento di elevati valori del coefficiente di
scambio termico (superiori a 100,000. kCal/h m2 °C). Tali caratteristiche, certamente positive per
quanto attiene alla capacità di asportazione del calore, hanno invece effetti negativi in relazione agli
stati di tensione di origine termica nelle strutture durante i transitori.
L’uso del sodio pone inoltre problemi di non trascurabile rilievo conseguenti alla sua nota capacità di
reazione con l’acqua e con l’aria ed alla attività in esso indotta dall’irraggiamento neutronico.
Nei successivi paragrafi saranno sommariamente presi in esame i problemi sopra indicati.
6.4.1.1 Trasmissione di Calore per Convezione con Fluidi ad Elevata Conducibilità
Termica
Nei fluidi caratterizzati da elevati valori della conducibilità termica (metalli liquidi in generale) e,
quindi da un basso valore del numero di Prandtl, la trasmissione del calore per conduzione nella zona
turbolenta assume un’importanza significativa rispetto a quella conseguente al rimescolamento del
fluido. Conseguentemente, il gradiente di temperatura non sarà più localizzato nello strato limite, ma
interesserà l’intera sezione del canale. La nota similitudine tra i profili trasversali della velocità e della
temperatura non è valida per i fluidi considerati.
Un parametro che, sinteticamente, consente di valutare l’efficacia del mescolamento rispetto alla
conduzione è il noto numero di Peclet (Pe), dato dal prodotto dei numeri di Reynolds (Re) e di
Prandtl (Pr):
Pe = Re Pr
Se Pe < 100, la trasmissione del calore è governata dalla conduzione del fluido.
Per Pe ≈ 1,000. la conduzione ed il mescolamento hanno importanza confrontabile;
Per Pe > 50,000. il mescolamento è, nella zona turbolenta, il meccanismo di gran lunga più
importante e il trasferimento del calore è sostanzialmente condizionato dalla resistenza termica dello
strato laminare in prossimità della superficie di scambio.
Prima di presentare le correlazioni che sono state proposte per la determinazione dei coefficienti di
scambio termico, si ritiene opportuno ricordare che la solubilità dell'ossigeno nel sodio aumenta
rapidamente al crescere della temperatura per avvicinarsi al limite di saturazione (circa 0.1% in peso)
a 500. ÷ 550. °C. L'ossigeno reagisce con il sodio con formazione di ossidi di sodio che, essendo
fortemente corrosivi, determinano l'ossidazione superficiale dei materiali a contatto con il sodio con
aumento della resistenza alla trasmissione del calore e conseguente diminuzione del coefficiente di
scambio termico. Le numerose esperienze eseguite hanno infatti evidenziato che la presenza di ossidi
di sodio può determinare una marcata riduzione del numero di Nusselt.
Con questa premessa, si precisa che le correlazioni proposte sono riferite a sodio sostanzialmente
pulito (concentrazione degli ossidi inferiore a 50. ppm).
Per condotti a sezione circolare di lunghezza infinita percorsi da sodio, Martinelli e Lyon hanno
proposto la seguente correlazione da ritenersi applicabile qualora si possa ritenere costante il flusso
di calore attraverso la parete:
Nu = 7 + 0.025 Pe0.8
Nell’ipotesi che si possa ritenere invece costante la temperatura della parete, Seban e Shimazaki
propongono la correlazione seguente:
Nu = 5 + 0.025 Pe0.9
Parte II A: Filiere
195
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dove:
Nu = numero di Nusselt =
hD
k
Pe = numero di Peclet = Re Pr =
vDρ c p µ vDρc p
=
µ k
k
essendo, come è noto:
h
coefficiente di scambio termico;
D
diametro del condotto;
k
conducibilità termica del fluido;
v
velocità del fluido;
ρ
densità del fluido;
µ
viscosità del fluido;
cp calore specifico del fluido.
Entrambe le correlazioni proposte sono di tipo binario e mettono in evidenza la sovrapposizione dei
due effetti: quello conduttivo, rappresentato dal termine costante, e quello del mescolamento, legato
al numero di Peclet.
Se la sezione del canale non è circolare, le correlazioni suddette possono essere ancora applicate,
intendendo con D il diametro idraulico.
Per un fascio di barrette refrigerate con un flusso di sodio parallelo agli assi delle barrette stesse,
Dwyer ha condotto una analisi in condizioni di moto turbolento pienamente sviluppato e flusso di
calore costante. I risultati ottenuti sono esposti nella Figura 6.1 nella quale è riportato il numero di
Nusselt in funzione del numero di Peclet per due diversi valori del rapporto S/D (S e D sono,
rispettivamente, la distanza fra gli assi delle barrette ed il diametro delle stesse). Nella stessa figura
sono anche riportati i risultati sperimentali ottenuti da Borishansky e Firsova. Come emerge
dall'esame della figura, l'accordo fra i risultati dell'analisi e quelli sperimentali è molto buono per
numeri di Peclet relativamente alti (superiori a 150.), mentre appare insoddisfacente per bassi valori
di Pe. La causa di tale discrepanza sembra essere il non adeguato controllo della concentrazione degli
ossidi di sodio durante le esperienze.
Dall’esame dei dati riportati nella Tabella 6.6, risulta che il numero di Prandtl per il sodio alla
temperatura di 500. °C è pari a 4.6 x 10-3.
cp 0.30 BTU/1b °F
ρ
52.1 1b/ft3
µ
0.588 1b/h ft
k
38.6 BTU/h ft °F
Infatti, con i valori suddetti, si ha:
Pr =
c pµ
k
=
0.30 x 0.588
= 4.6 x 10 − 3
38.6
Tale valore è notevolmente minore di quelli caratteristici di altri refrigeranti come indicato di seguito:
Pr = 4.52
196
per acqua a 100. °F
Parte II A: Filiere
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Pr = 0.87
per acqua a 500. °F
Pr = 0.6 ÷ 0.8
per gas
Con i valori del numero di Prandtl caratteristici del sodio, anche per alti numeri di Reynolds
(100,000.), si hanno numeri di Peclet inferiori a 1,000. Per tali valori, come è stato prima detto, la
conduzione nella zona turbolenta assume significativa importanza nella trasmissione del calore.
Nel seguito è riportata a titolo di esempio la determinazione del coefficiente di scambio termico in un
elemento di combustibile del reattore Superphenix.
Nusselt Number
100
a
b
10
1
10
100
1000
10000
Peclet Number
Figura 6.1: Correlazione per lo scambio termico in fasci di barrette refrigerate con un flusso di sodio
parallelo all'asse.
a) S/D = 1.5 b) S/D = 1.2 I punti sono relativi ai risultati sperimentali
Parte II A: Filiere
197
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Determinazione del Coefficiente di Scambio Termico in un Elemento di Combustibile del Reattore
Superphenix
l
D
Li
Le
S
Figura 6.2: Dati geometrici dell’elemento di combustibile.
Dati (vedi Figura 6.2):
Dimensioni della scatola:
Le = 173. mm; Li = 163. mm; l = 94. mm
Numero di barrette nella scatola:
n = 271
Diametro esterno delle barrette:
D = 8.5 mm
Passo del reticolo:
S = 10.5 mm
Rapporto fra passo e diametro:
S/D = 1.2
Temperatura media del sodio:
T = 470. °C
Velocità media del sodio:
V = 7. m/s
I valori delle grandezze fisiche del sodio di interesse per la determinazione in esame sono ottenibili
dalla Tabella 6.6.
Area interna della scatola:
Asc = (61.2 x 0.866) / 2. = 230. cm2
Area occupata dalle barrette:
Ab = (π D2 n) / 4. = 154. cm2
Area passaggio refrigerante:
Ar = Asc - Ab = 76. cm2
Perimetro bagnato:
Pb = π D n = 723. cm
Diametro idraulico del canale:
De = 4Ar/Pb = 0.43 cm
Numero di Reynolds:
Re = V D ρ /µ = 100,000.
Numero di Prandtl:
Pr = cp µ/k = 0.0047
Numero di Peclet:
Pe = Re Pr = 470.
198
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Utilizzando la correlazione proposta da Martinelli e Lyon si ha:
Nu = hD/K = 7. + 0.025 Pe0.8 = 10.43
da cui:
h = 16.6 W/(cm2°C) = 140,000. Cal/(h m2 °C)
Si può osservare che il valore di Nu ottenuto dalla correlazione sopra indicata è in pieno accordo con
i risultati dell'analisi riportati nella Figura 6.1.
6.4.2 Radioattività del Sodio
Il sodio viene attivato in modo rilevante per irraggiamento neutronico. Il sodio presente in natura è
costituito dall’isotopo Na23 avente sezione di cattura pari a 0.53 barns per neutroni termici ed a circa
1 mbarn per neutroni con energia di 0.25 MeV.
Per assorbimento neutronico il sodio si attiva secondo le due reazioni seguenti:
Na 23 + n → Na 24 
→ Mg 24 + β − + γ 1 + γ 2
15h
Na 23 + n → Na 22 + 2 n → Ne 22 + β + + γ
2.6 y
Il Na24 ha un tempo di dimezzamento di 15 ore e decade con emissione γ in Mg24 stabile,
caratterizzato da una bassa sezione di cattura. Nel decadimento vengono emessi due fotoni γ aventi
energia pari, rispettivamente, a 2.76 e 1.38 MeV.
La sezione d’urto relativa alla formazione di Na22 ha un andamento a soglia ed assume valori
significativi per energie dei neutroni superiori ad 11. MeV. La sezione d’urto suddetta, mediata sullo
spettro tipico dei reattori veloci, è praticamente trascurabile rispetto a quella relativa alla formazione
di Na24.
Durante il funzionamento dell’impianto la radioattività del sodio è quindi dovuta al decadimento del
Na24. L’attività conseguente al decadimento del Na22, ancorché con valori notevolmente più
modesti, diventa invece predominante dopo poche settimane dallo spegnimento dell’impianto, a
causa dell’elevato tempo di dimezzamento di questo isotopo (2.6 anni) nei confronti di quello del
Na24 (15. h).
Una valutazione approssimata della radioattività del sodio durante l’esercizio può essere effettuata
ipotizzando che:
1) l’andamento della sezione d’urto del sodio in funzione dell’energia dei neutroni σ(E) sia del tipo
1/v e quindi proporzionale ad 1 / E . Con questa ipotesi, il flusso termico equivalente, definito
come quel flusso termico che, moltiplicato per la sezione d’urto di attivazione in zona termica,
fornisce un numero di catture pari a quelle dovute al flusso effettivo:
φ th.eq =
1
σ th
∞
∫0 φ(E)σ(E)dE
può essere determinato utilizzando la relazione seguente:
Parte II A: Filiere
199
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∞
φ th.eq = ∫ φ (E )
0
Eth
E
dE
Dopo aver determinato il valore del flusso termico equivalente, sarà possibile fare riferimento nel
calcolo dell’attivazione del sodio alla sezione d’urto in campo termico;
2) il sodio contenuto nella zona dell’impianto esposta ai neutroni sia sottoposto ad un flusso
neutronico costante, mentre il sodio contenuto nelle altre zone sia sottoposto ad un flusso nullo;
3) il tempo di transito intercorrente fra l’uscita e l’ingresso del sodio sia trascurabile agli effetti del
decadimento del Na24;
4) la radioattività del sodio sia interamente riferibile al Na24.
Si può osservare che le ipotesi 3) e 4) sono pienamente giustificate, tenendo presente che il tempo di
transito del sodio nel circuito primario è dell’ordine del minuto e che, come è già stato detto, la
sezione d’urto relativa alla formazione del Na22 è trascurabile rispetto a quella relativa alla
formazione del Na24.
Nel rispetto delle ipotesi sopra esposte, l’attivazione del sodio può essere determinata utilizzando la
relazione seguente:
λ Na Na * = φ th.eq Σ Na
Vc
Vt
(dis/cm3 s)
dove:
λNa
costante di decadimento del Na24 (s-1);
φth.eq flusso neutronico termico equivalente al quale è esposto il sodio contenuto nel volume Vc
(n/cm2 s);
Na*
densità dei nuclei di Na24 all’equilibrio (nuclei/cm3);
ΣNa
sezione d’urto macroscopica di formazione del Na24 in zona termica (cm-1);
Vc
volume del sodio nella zona esposta al flusso neutronico;
Vt
volume totale del sodio presente nel circuito.
A titolo di esempio si procederà alla determinazione del valore dell’attività specifica del sodio
primario in un reattore veloce di potenza, assumendo i seguenti valori numerici per le grandezze
interessate:
φth.eq
1012 n/cm2 s
ΣNa
0.01 cm-1
Vc / Vt
0.3
σ = 0.525 barn
l’attività specifica A del sodio sarà allora pari a:
A = 1012 x 0.01 x 0.3 = 3 x 109 dis/s = 0.08 Ci/cm3
200
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
6.4.3 Compatibilità del Sodio con i Materiali Strutturali
Numerose ricerche sono state condotte per poter disporre di adeguate informazioni sulle
caratteristiche di compatibilità dei diversi materiali che, utilizzati per la realizzazione di componenti
dell’impianto, possono venire a contatto con il sodio durante l’esercizio.
Le ricerche hanno riguardato, essenzialmente, i materiali seguenti:
• acciai inossidabili austenitici (AISI 304, 316, 327);
• acciai ferritici stabilizzati con titanio e niobio;
• tantalio;
• niobio;
• vanadio.
I risultati ottenuti dalle ricerche svolte hanno mostrato che i fenomeni che si manifestano sono
strettamente connessi al tipo di materiale esaminato.
Per quanto riguarda gli acciai, sono stati evidenziati tre fenomeni fondamentali:
1)
Trasporto di massa conseguente ad effetti termici
Se le diverse parti di un circuito, ancorché realizzate con materiali dello stesso tipo, si trovano a
temperature differenti, si può avere trasporto di massa dalle zone più calde a quelle più
fredde.
2)
Trasporto di massa dovuto alla presenza di materiali di differente tipo
Se tutte le parti di un circuito sono alla stessa temperatura, ma lo stesso è costruito con acciai di tipo
diverso (austenitici e ferritici), si può avere trasporto di massa da un acciaio all’altro.
3)
Fenomeni classici di corrosione
Tali fenomeni portano alla ossidazione degli elementi presenti negli acciai.
Il fenomeno indicato al punto 1) determina asportazione di materiale (principalmente ferro) dalle
zone calde e deposito del materiale stesso nelle zone a temperature inferiori.
Le conseguenze possono essere significative in quanto si ha riduzione dello spessore della struttura
in zone generalmente più sollecitate e possibile formazione di depositi che potrebbero determinare
anche riduzione delle aree di passaggio del fluido refrigerante.
Il fenomeno indicato al punto 2) porta ad una variazione delle caratteristiche meccaniche dei
materiali impiegati.
Le reazioni chimiche che caratterizzano il fenomeno sono le seguenti:
2Na + ½ O2 → Na2O
Na2O + Fe3C → CO + 2Na + 3Fe
2CO + Cr → CrC2 + O2
Analizzando le reazioni suddette si può osservare che gli ossidi di sodio asportano carbonio dal
carburo di ferro sotto forma di ossido di carbonio che, reagendo con il cromo, porta alla formazione
di carburo di cromo. Poiché gli acciai austenitici hanno una percentuale di cromo molto maggiore di
quella degli acciai ferritici, ne consegue una decarburazione degli acciai ferritici e una carburazione
degli acciai austenitici e, quindi, una variazione delle caratteristiche meccaniche dei materiali stessi.
Parte II A: Filiere
201
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
La presenza negli acciai ferritici di titanio in quantità pari all’1 ÷ 2% determina una stabilizzazione
dei carburi di ferro e rende meno marcato il fenomeno suddetto. Per questo motivo, gli acciai ferritici
impiegati sono generalmente stabilizzati con titanio.
Il fenomeno indicato al punto 3) che si manifesta, peraltro, in tutti gli altri materiali esaminati, è un
classico fenomeno di ossidazione con formazione di ossidi più stabili dell’ossido di sodio.
Quest’ultimo viene ridotto a sodio metallico con liberazione di ossigeno che determina la formazione
degli ossidi dei materiali considerati (ossidi di ferro, di zirconio, ecc.).
Per i diversi materiali il fenomeno di ossidazione si manifesta in due modi sostanzialmente differenti:
1. gli ossidi formati sono compatti e, rimanendo aderenti alla superficie del materiale, ne inibiscono
la ulteriore ossidazione. Tale comportamento è caratteristico dello zirconio.
2. gli ossidi formati sono friabili e, potendo essere facilmente asportati, rendono possibile una
progressiva ossidazione del materiale. Tale comportamento è caratteristico del vanadio, del niobio
e del tantalio.
L’entità della corrosione subita dal materiale può essere facilmente individuata dalla variazione del
peso del provino. Per i motivi sopra esposti, nel primo caso l’ossidazione determinerà l’aumento del
peso del provino e, nel secondo caso, una sua diminuzione.
La maggior parte dei fenomeni prima accennati hanno come causa iniziatrice la presenza di ossidi di
sodio. Pertanto l’entità dei fenomeni suddetti potrà essere convenientemente ridotta adottando gli
accorgimenti necessari per mantenere a livelli ragionevolmente bassi la concentrazione degli ossidi di
sodio.
I risultati di esperienze condotte estensivamente in numerosi Paesi hanno mostrato che il
comportamento dei diversi materiali può ritenersi accettabile se la concentrazione degli ossidi di
sodio, C(Na2O), è inferiore ai valori qui di seguito riportati:
• C(Na2O) < 60 ppm, per gli acciai ferritici e austenitici;
• C(Na2O) < 10 ppm, per lo zirconio e le sue leghe;
• C(Na2O) < 5 ppm, per il tantalio, il niobio ed il titanio.
Per mantenere la concentrazione degli ossidi di sodio nei limiti richiesti, si opera nel modo seguente.
Si ritiene necessario in primo luogo contenere nei limiti più bassi possibili la formazione degli ossidi,
riducendo l’assorbimento dell’ossigeno da parte del sodio. A tale fine, i volumi liberi del circuito
vengono riempiti con gas inerte in modo da evitare o, quanto meno, ridurre il contatto diretto
dell’aria con le superfici libere del sodio. I gas utilizzabili a tale scopo sono sostanzialmente: l’elio e
l’argon. L’elio ha il vantaggio di non attivarsi, mentre l’argon, essendo più pesante dell’aria, rimane
stabilmente a contatto con la superficie libera del sodio, limitando l’ossidazione del sodio stesso
anche se nel circuito, come è quasi certo, sia ancora presente aria. Tenuto conto di quanto sopra,
viene generalmente utilizzato l’argon come gas di copertura.
E’ stato ipotizzato anche l’impiego dell’azoto, se non altro, per motivi economici. Purtroppo, però,
l’azoto è solubile nel sodio anche se in limiti molto bassi (minori di 1 ppm). Il suo impiego potrebbe
portare allora alla nitrurazione delle superfici delle componenti con conseguenze particolarmente
pesanti per le componenti di sottile spessore (guaine delle barrette del combustibile, soffietti delle
valvole, ecc.).
Nonostante questi accorgimenti, si ha una continua, anche se lenta, formazione di ossidi di sodio che,
in assenza di sistemi di purificazione, potrebbero raggiungere nel tempo concentrazioni superiori a
quelle ammissibili.
202
Parte II A: Filiere
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Per evitare che ciò avvenga, una parte del sodio viene prelevata dal circuito e convenientemente
purificata dagli ossidi. Il sodio prelevato viene raffreddato fino alla temperatura di 150.°C e quindi
fatto passare attraverso filtri in acciaio inossidabile. Poiché la solubilità degli ossidi del sodio
diminuisce al diminuire della temperatura, il raffreddamento del sodio provoca la precipitazione degli
ossidi che vengono raccolti nei filtri. I sistemi, contenenti i filtri, nei quali il sodio viene raffreddato
prendono comunemente il nome di “trappole fredde”. Il sodio all’uscita dalla trappola ha una
concentrazione di ossidi compresa tra 10. e 20. ppm.
Qualora sia richiesta una purificazione più spinta, vengono impiegate, disposte in serie con le prime
le cosiddette “trappole calde”. Il loro funzionamento è basato sul fatto che gli ossidi di taluni
elementi (zirconio, niobio, tantalio) sono più stabili dell’ossido di sodio. Pertanto, facendo passare il
sodio contenente i propri ossidi attraverso filtri costituiti dai materiali sopra indicati, si ha
ossidazione di questi materiali e contemporanea riduzione degli ossidi di sodio a sodio metallico.
Tale processo è tanto più marcato quanta più elevata è la temperatura. All’uscita dalle trappole
fredde, il sodio viene riscaldato a circa 400. ÷ 500. °C e, quindi, fatto passare attraverso filtri
realizzati generalmente in leghe di zirconio. I sistemi sopra indicati prendono normalmente il nome,
come è stato detto prima, di “trappole calde”. Per la costruzione dei filtri viene preferito lo zirconio
agli altri materiali (vanadio, niobio) in quanto, come sopra indicato, gli ossidi di zirconio sono molto
compatti e non c’è quindi il rischio che gli stessi vengano asportati e mantenuti in circolazione dal
sodio.
6.4.4 Reazione tra il Sodio e l’Aria
Il sodio reagisce con l’ossigeno con formazione di ossidi. Le reazioni più significative sono le
seguenti:
2Na + 1/2O2 → Na2O + 104. Cal/mole
Na2O + ½O2 → Na2O2 + 20. Cal/mole
La presenza di ossidi di sodio non solo determina, come è stato detto, la corrosione dei materiali con
i quali il sodio può venire a contatto, ma può anche avere effetti negativi per l’asportazione del
calore in quanto gli ossidi stessi potrebbero depositarsi, formando incrostazioni su talune parti del
circuito di refrigerazione. Inoltre, essendo la reazione sodio-aria fortemente esotermica, si possono
avere aumenti della temperatura e della pressione, con conseguenti sovrasollecitazioni alle strutture
di contenimento. Per ridurre l’entità di questo fenomeno si cerca di evitare il contatto diretto sodioaria, eliminando, per quanto possibile la presenza di aria nel circuito, mediante la sostituzione della
stessa con gas inerte (argon). Gli effetti di una eventuale reazione sodio-aria che dovesse verificarsi
nonostante le azioni preventive messe in atto, potranno essere mitigati dall’intervento di opportuni
sistemi di scarico controllato.
6.4.5 Reazione tra il Sodio e l’Acqua
Una eventuale reazione tra il sodio e l’acqua che potrebbe avvenire, per esempio, nel generatore di
vapore a seguito della rottura di uno o più tubi dello stesso, può avere pesanti conseguenze ai fini
della sicurezza e dell’esercizio dell’impianto.
Le principali reazioni che si verificano nel caso di interazione sodio-acqua sono le seguenti:
2Na + H2O(liq.) → Na2O + H2 + 31. Cal/mole
Na + H2O(liq.) → NaOH + ½H2 + 37. Cal/mole
Parte II A: Filiere
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Se vi è eccesso di sodio la reazione prevalente è quella indicata al punto 1); se invece la quantità di
sodio e di acqua sono equimolari o se vi è eccesso di acqua, la reazione prevalente è ovviamente la
2).
Nel caso in cui l’acqua sia presente in fase vapore, le reazioni suddette divengono:
2Na + H2O(vap.) → Na2O + H2 + 40. Cal/mole
Na + H2O(vap.) → NaOH + ½H2 + 46. Cal/mole
In presenza di ossigeno, l’idrogeno prodotto potrebbe reagire con lo stesso secondo la reazione:
H2 + ½O2 → H2O + 75. Cal/mole
Poiché le reazioni suddette sono fortemente esotermiche e l’energia prodotta viene liberata in tempi
molto piccoli (dell’ordine del secondo per le reazioni sodio-acqua e dell’ordine del millisecondo per
la reazione idrogeno-ossigeno), le reazioni stesse possono avere carattere esplosivo. In particolare, le
reazioni sarebbero di tipo esplosivo se non fossero previsti opportuni dispositivi (valvole di
sicurezza, dischi di rottura ecc.) che consentano un rapido efflusso dell’idrogeno prodotto. Le linee
di scarico ed i sistemi di raccolta dovranno altresì garantire che la probabilità di una successiva
reazione esplosiva idrogeno-ossigeno sia mantenuta in limiti estremamente bassi.
6.4.6 Effetti dell’Irraggiamento Neutronico sui Materiali Impiegati nei Reattori Veloci
Lo studio dell’effetto dell’irraggiamento neutronico sui materiali impiegati nella costruzione dei
reattori nucleari è stato oggetto di una consistente attività di ricerca condotta in tutti i Paesi fin
dall’inizio dello sviluppo industriale dell’energia nucleare. E’ noto che a tal fine furono realizzati
reattori nucleari ad alto flusso neutronico (MTR Materials Testing Reactors) appositamente
concepiti per l’irraggiamento di campioni da sottoporre a prova. Come è noto, i risultati ottenuti
hanno consentito di verificare, tra l’altro, che gli effetti dell’irraggiamento neutronico sono funzioni
dell’energia dei neutroni, del flusso integrato e della temperatura.
Le conoscenze attualmente disponibili, derivanti sia dalle ricerche svolte che dall’esercizio degli
impianti, si ritengono adeguate per consentire una ragionevole valutazione delle variazioni della
caratteristiche (temperatura di transizione, carico di rottura, carico di snervamento, resilienza, ecc.)
dei materiali normalmente impiegati nella costruzione delle diverse parti di un reattore a neutroni
termici.
L’estrapolazione dei dati disponibili ai reattori veloci non è certamente immediata e priva di
incertezze legate soprattutto all’elevato valore del flusso neutronico (almeno cento volte maggiore a
quello relativo ai neutroni termici) ed alla composizione energetica dello stesso. Al riguardo, è stata
già evidenziata la presenza di fenomeni mai riscontrati nei reattori termici.
Si ritiene importante ricordare, in proposito, che i materiali metallici sottoposti ad irraggiamento con
neutroni ad elevata energia presentano fenomeni di rigonfiamento (swelling) con conseguente
aumento delle dimensioni delle parti costruite con i materiali stessi. Tale fenomeno fu messo in luce
per la prima volta dai tecnici dell’UKAEA nel lontano 1967. Essi constatarono un sensibile aumento
delle dimensioni delle guaine delle barrette degli elementi di combustibile del reattore di Dounreay.
Tali guaine sono realizzate in acciaio inossidabile di tipo austenitico. Poiché questo materiale è di
diffuso impiego nella costruzione dei reattori veloci, il fenomeno osservato costituì motivo di
ragionevole preoccupazione.
All’esame microscopico lo “swelling” degli acciai appare dovuto alla presenza di microporosità (con
diametro fino a 1500. Å) che si generano nella massa metallica. Tale “nucleazione” avviene in
corrispondenza di nuclei o germi costituiti da microscopiche sacche gassose contenute inizialmente
204
Parte II A: Filiere
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nel materiale o prodotte dalla segregazione di elio formatosi nella reazione di cattura (n, α) dei
neutroni con il B10.
Il grado di rigonfiamento, definito come rapporto tra le variazioni di volume ∆V ed il volume iniziale
V, è funzione della temperatura e, soprattutto, del flusso neutronico integrato. Per la sua
determinazione possono essere utilizzate correlazioni empiriche dedotte dall’esame dei risultati
sperimentali. Le correlazioni finora proposte sono del tipo:
C
−
∆V
= A( nvt ) n e RT
V
dove:
nvt fluenza neutronica (n/cm2)
A, n, C costanti empiriche il cui valore varia a seconda del tipo di materiale e del tipo di
lavorazione cui lo stesso è stato sottoposto
R
costante universale dei gas
T
temperatura assoluta
Nelle Figura 6.3 e Figura 6.4 è riportato, per esempio, l’andamento dello “swelling” per l’AISI 316
lavorato a caldo, in funzione, rispettivamente, della fluenza, a temperatura imposta e della
temperatura, a fluenza imposta.
I dati sperimentali finora disponibili sono relativi a flussi integrati pari a circa 8 x 1022 n/cm2. Tale
valore è molto più basso di quelli previsti per i reattori veloci di potenza, che saranno pari ad almeno
2 x 1023 n/cm2. Con quest’ultimo valore del flusso integrato, estrapolando i risultati disponibili, si
avrebbero gradi di rigonfiamento superiori al 10%.
10
∆V
[%]
V
∆ V [%]
V
Fluenza: 5 x 1022 [n/cm 2]
E > 100 keV
5
1,0
4
3
2
1
0
0,1
1022
23
10
Fluenza [n/cm2 ]
E > 100 keV
10 24
Figura 6.3: Andamento dello swelling in funzione
della fluenza.
Parte II A: Filiere
400
600
Temp. °C
Figura 6.4: Andamento dello swelling in
funzione della temperatura.
205
Impianti Nucleari
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6.5 Sviluppo dei Reattori Nucleari a Neutroni Veloci
I reattori veloci sono stati sviluppati, fin dall’inizio, in tutti i Paesi interessati alla utilizzazione per
scopi pacifici dell’energia nucleare, nel convincimento che il loro impiego, anche se in modo non
esclusivo, fosse necessario per un più razionale ed efficiente sfruttamento delle risorse energetiche
utilizzabili per la fissione nucleare presenti in natura, nella speranza che nel futuro meno prossimo
fosse possibile ricorrere in modo massiccio all’energia nucleare da fusione per il soddisfacimento dei
crescenti fabbisogni energetici dell’umanità.
I paesi nei quali più significative sono state le attività svolte per lo sviluppo di questa filiera sono i
seguenti: USA, Gran Bretagna, Francia, RFT, URSS e Giappone. Anche nel nostro Paese è stato
manifestato concreto interesse per queste problematiche e non trascurabili, anche in termini
economici, sono stati gli impegni conseguenti. Le attività di studio, di ricerca, e di sviluppo si
sarebbero dovute concretare nella realizzazione del reattore PEC (Prova elementi di combustibile),
appositamente concepito per lo studio e la verifica, in condizioni reali, delle caratteristiche di
elementi di combustibile di concezione avanzata da utilizzare successivamente negli impianti
commerciali. Dopo varie vicissitudini, il reattore suddetto era in fase di avanzata costruzione in
prossimità del lago Brasimone nell’Appennino tosco-emiliano quando, a seguito del noto
referendum, l’Autorità Politica, ha deciso il blocco delle attività relative ai reattori a fissione e,
conseguentemente, anche la chiusura del cantiere del Brasimone. Particolarmente significativa è stata
anche la partecipazione di Enti ed Industrie nazionali alla realizzazione della centrale Superphenix, in
Francia, nell’ambito di un accordo di collaborazione istituito tra i tre Paesi europei (Francia, RFT,
Italia) che avevano espresso particolare interesse per la utilizzazione industriale dell’energia nucleare
da fissione in campo veloce. I costi relativi alla costruzione della centrale sono stati ripartiti tra i tre
paesi suddetti nella misura seguente: Francia (50%), Italia (33.3%), RFT (16,7%). Coerentemente
con gli impegni finanziari assunti, un terzo dell’energia elettrica prodotta dalla centrale è immessa
nella rete elettrica italiana.
6.5.1 Disposizione Impiantistica
In tutti gli impianti già realizzati o in corso di realizzazione è stato utilizzato il sodio come fluido
termovettore. Pertanto tutti questi appartengono alla filiera già indicata con la sigla LMFBR.
Un’altra importante comune caratteristica è stata l’adozione di soluzioni impiantistiche che
garantiscano al massimo livello la impossibilità per il fluido del circuito secondario (acqua e vapor
d’acqua) di venire a contatto con il sodio attivo presente nel circuito primario. A tale fine sono stati
sistematicamente previsti tre circuiti, il primo dei quali (circuito primario) è percorso da sodio
inevitabilmente attivo, il secondo (circuito intermedio) è percorso da sodio non attivo, il terzo
(circuito secondario) è percorso da acqua in fase liquida e/o in fase vapore (Figura 6.5).
REATTORE
IHX
GV
Figura 6.5: Configurazione a tre loops.
206
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Il calore prodotto nel nocciolo, asportato dal sodio primario, è trasferito al sodio del circuito
intermedio attraverso gli scambiatori di calore. Il calore stesso è successivamente ceduto nei
generatori di vapore al fluido secondario, con produzione di vapor d’acqua da inviare in turbina.
Per evitare contaminazione del sodio del circuito intermedio anche nel caso di perdite degli
scambiatori di calore, il circuito suddetto è mantenuto a pressione più elevata di quella del circuito
primario.
La circolazione del sodio nei due circuiti è assicurata da opportune pompe di circolazione.
La condizione sopra indicata può essere pienamente soddisfatta adottando soluzioni progettuali
diverse tra loro per quanto concerne la dislocazione dei componenti del circuito primario. Le
soluzioni finora adottate sono le seguenti:
• soluzione a circuiti separati, detta anche “loop type”;
• soluzione integrata detta anche “pool type”.
Le due soluzioni sono schematicamente rappresentate nelle Figura 6.6 e Figura 6.7.
Una terza soluzione, cosiddetta “semi-integrata” è stata presa in considerazione (tale soluzione era
quella prevista per il reattore PEC), ma la stessa non sembra presentare significativo interesse,
almeno per gli impianti commerciali.
PP
IHX
Figura 6.6: Soluzione loop-type.
Parte II A: Filiere
207
Impianti Nucleari
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Figura 6.7: Soluzione pool-type.
Le due soluzioni prima indicate, presentano, ciascuna, vantaggi ed inconvenienti.
I principali vantaggi della soluzione a circuiti separati (loop type) sono i seguenti:
• limitata dimensione del vessel:
• limitato volume di sodio radioattivo;
• più facile manutenzione delle pompe e degli scambiatori di calore;
• progettazione più semplice dei singoli componenti.
208
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Per contro, la soluzione stessa presenta molti inconvenienti, i più significativi dei quali possono così
essere sintetizzati:
• notevole estensione delle tubazioni ed elevato numero di raccordi;
• minore compattezza dell’impianto;
• necessità di adottare dispendiosi accorgimenti costruttivi necessari per aumentare l’affidabilità del
sistema di raffreddamento, quali: doppie pareti attorno alle installazioni primarie, circuiti ausiliari
di raffreddamento, ecc.;
• elevati valori delle tensioni di origine termica durante i transitori.
La soluzione a circuiti integrati (pool type) presenta, tra gli altri, i seguenti vantaggi:
• grande compattezza dell’insieme;
• assenza quasi totale delle tubazioni primarie;
• semplificazione delle operazioni di riempimento e di svuotamento del sodio;
• elevata inerzia termica dovuta alla grande massa del sodio con conseguente attenuazione degli
shock termici nelle strutture e semplificazione del problema relativo alla rimozione del calore
residuo dal nocciolo;
• attenuazione degli effetti di una eventuale polluzione del sodio che, per la grande quantità dello
stesso può rendere possibile una consistente decantazione delle particelle solide nelle zone a bassa
velocità;
• eliminazione dei problemi conseguenti a possibili rotture di tubazioni primarie ed alle perdite nei
componenti del circuito primario. E’ peraltro sempre prevista, oltre alla tanca di contenimento
vero e proprio, una vasca di sicurezza esterna alla prima, in modo che, nel caso di rottura della
suddetta tanca di contenimento, il sodio riempia l’intercapedine tra le due, ma rimanga ad un
livello sufficiente per garantire la copertura del nocciolo e per consentire la refrigerazione dello
stesso attraverso gli scambiatori di calore ed i normali circuiti del sodio secondario.
La soluzione a circuiti separati è stata adottata ed è prevista nei reattori a neutroni veloci sviluppati
nella Unione Sovietica, nella RFT e negli USA (da parte della Westinghouse, della Combustion
Engineering e della Atomics International), mentre la soluzione a circuiti integrati è stata preferita nei
progetti e negli impianti sviluppati in Francia, in Gran Bretagna e negli USA (da parte della Babcock
& Wilcox e della General Electric).
6.5.2 Struttura del Nocciolo
I noccioli dei reattori veloci autofertilizzanti sono costituiti, ovviamente, da materiale fissile e da
materiale fertile rappresentati rispettivamente, limitandosi al ciclo uranio-plutonio, da U235 o Pu239 e
da U238.
Il materiale fissile è normalmente concentrato nella parte centrale, detta “seed” o “seme”, mentre il
materiale fertile è prevalentemente localizzato nella parte periferica, detta “blanket” o “mantello”.
Nel “seed” viene prodotta la maggior parte (circa il 90%) della potenza termica del reattore, mentre
il “blanket” è la sede principale per la produzione del nuovo materiale fissile.
Il combustibile presente nel “seed” è costituito da ossidi misti di uranio e plutonio con elevati valori
dell’arricchimento (circa il 20%), mentre nel “blanket” è caricato uranio naturale o, addirittura,
uranio depleto.
Parte II A: Filiere
209
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Il flusso neutronico, centrato su energie intorno ad alcune centinaia di keV, è molto elevato,
dell’ordine di 1016 n/cm2 s. Ciò pone problemi non indifferenti in relazione alle rilevanti dosi
integrate assorbite dai materiali strutturali (>1023 n/cm2). Come è stato già accennato, in queste
condizioni molti acciai inossidabili subiscono un rigonfiamento “swelling” e sono soggetti a
fenomeni di “creep”, determinati sia dall’irraggiamento neutronico che dalla elevata temperatura di
funzionamento.
Il nocciolo di un reattore veloce è particolarmente sensibile, per quanto riguarda le variazioni di
reattività, ad eventuali spostamenti del combustibile nel nocciolo ed in particolare nel “seed”. Infatti,
a causa delle modeste dimensioni di quest’ultimo e, conseguentemente, dell’elevato valore del
gradiente del flusso neutronico nella direzione radiale, uno spostamento in questa direzione del
materiale fissile determinerebbe una variazione di reattività, che sarebbe certamente positiva se lo
spostamento avvenisse verso l’interno. Il conseguente aumento della potenza prodotta nel fissile più
vicino all’asse del nocciolo, dove il flusso è più elevato, provocherebbe un maggiore riscaldamento
delle facce dell’elemento rivolte verso l’interno rispetto a quelle rivolte verso la periferia che
potrebbe portare ad una deformazione “a clessidra” del nocciolo con ulteriore aumento della
concentrazione del fissile nella parte centrale e, quindi, ulteriore aumento della potenza nella parte
stessa. Si instaurerebbe in tal modo un processo per propria natura divergente, con possibili pesanti
conseguenze per l’integrità strutturale degli elementi di combustibile. Un fenomeno di questo tipo si
è realmente manifestato nel reattore “Enrico Fermi” (primo reattore a neutroni veloci costruito dagli
USA) che portò alla fusione di una modesta frazione degli elementi presenti nel nocciolo.
In relazione a quanto sopra indicato, è necessario limitare al massimo i possibili spostamenti degli
elementi (tali spostamenti potrebbero essere provocati, ad esempio, dalle vibrazioni indotte dalla
circolazione del fluido refrigerante; dai movimenti di assestamento dovuti all’incurvamento delle
scatole di contenimento delle barrette per effetto delle differenze di temperatura o delle deformazioni
da “swelling”; ecc.). A tale fine, gli elementi di combustibile, come sarà visto in seguito, sono
caratterizzati da grande compattezza e, nel montaggio, vengono forzati tutti tra loro in senso radiale
mediante sistemi di cerchiaggio esterno del nocciolo (restrained core design) oppure, sono forzati a
gruppi indipendenti di sette (free standing core design) mediante opportuni sistemi di vincolo degli
stessi sulla piastra di sostegno. Con questa seconda soluzione, gli spostamenti degli elementi,
ancorché possibili, determinano modificazione della geometria del nocciolo che portano a
diminuzione della reattività.
Il caricamento degli elementi nei LMFBR è reso ulteriormente complicato dalla presenza del sistema
di ancoraggio del nocciolo. Le perdite di carico del refrigerante attraverso il nocciolo sono molto
elevate (5. ÷ 10. atm) e, pertanto, gli elementi sono soggetti ad una spinta idrodinamica rivolta verso
l’alto (essendo il nocciolo refrigerato in “up flow”), normalmente superiore alla risultante del loro
peso proprio e delle forze di attrito sui vincoli. E’ necessario, pertanto, prevedere un sistema di
fissaggio che impedisca all’elemento di sfilarsi dalla sede ove è alloggiato. Sono stati adottati a tale
scopo, sia sistemi meccanici (ad esempio, bracci che si chiudono “a petalo” sulla parte superiore
degli elementi), sia sistemi idraulici ottenuti mettendo in contatto le estremità inferiori degli elementi
con la zona a bassa pressione.
All’esterno del blanket radiale è posizionato lo schermo, costituito da una serie di tubi a sezione
esagonale e circolare contenente barre di acciaio, grafite e grafite borata.
Nei reattori “pool type”, in particolare, allo schermo è affidata, tra le altre, la funzione di ridurre il
flusso neutronico nelle zone della vasca ove sono collocati i generatori intermedi, le pompe di
circolazione ed altre componenti strutturali in modo da contenere in limiti ragionevoli le dosi agli
addetti durante lo svolgimento delle necessarie operazioni di manutenzione.
210
Parte II A: Filiere
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6.5.3 Elementi di Combustibile per i LMFBR
Gli elementi di combustibile impiegati nei LMFBR sono generalmente costituiti da insiemi di barrette
disposte con passo triangolare all’interno di scatole a sezione esagonale. Le barrette sono distanziate
tra loro mediante fili di acciaio avvolti elicoidalmente sulla superficie della camicia. Nel montaggio il
filo avvolto su una barretta viene a contatto con quelli delle barrette circostanti. I fili distanziatori
delle barrette più esterne vengono a contatto anche con le pareti interne della scatola. Si ottiene in tal
modo un insieme barrette scatola caratterizzato da elevata compattezza e rigidità. La presenza dei fili
disposti nella maniera suddetta attiva la turbolenza del moto, favorendo il miscelamento del
refrigerante tra i diversi sottocanali.
Le barrette di combustibile degli elementi del “seed”, aventi un diametro di circa 6 ÷ 8 mm, sono
costituite da tubi in AISI 316 parzialmente riempiti con pastiglie. Nella zona centrale della barretta,
le pastiglie sono formate da ossidi misti di U e Pu con elevato arricchimento e nelle zone superiori ed
inferiori (blanket assiale superiore ed inferiore) da UO2 naturale e, più spesso, depleto, prodotto
negli impianti di arricchimento.
Al di sotto del blanket inferiore è lasciato in ciascuna barretta un volume libero per la raccolta dei gas
di fissione rilasciati dal combustibile. Tale localizzazione, non usuale nelle barrette impiegate nei
reattori termici, è dettata dalle opportunità di concentrare i gas rilasciati nella zona della barretta a
più bassa temperatura in modo da ridurre la loro pressione a parità di gas rilasciato e di volume per la
raccolta degli stessi.
La potenza specifica lineare non è molto diversa da quella tipica dei reattori termici (40 ÷ 50 kW/m).
Le scatole sono costituite da tubi a sezione esagonale in acciaio inossidabile. I diversi elementi
contigui si appoggiano radialmente attraverso opportuni risalti presenti sulle facce esterne della
scatola e sono compattati tra loro, almeno nella soluzione “restrained core design” mediante i sistemi
di cerchiaggio del nocciolo, come illustrato nel paragrafo precedente.
Il numero di barrette in ciascun elemento è molto elevato (ad esempio: 217 nel reattore Phenix e 271
nel reattore Superphenix).
La possibilità e la opportunità di operare con elevati valori del tasso di bruciamento (dell’ordine di
70,000. ÷ 100,000. MWd/t) pone problemi non indifferenti, connessi con lo “swelling” del
combustibile e con rilasci del gas di fissione. In relazione a ciò, si impiegano pastiglie aventi la
massima densità possibile e si prevedono valori elevati dell’intercapedine combustibile guaina,
tenendo presente che a fine vita si possono avere variazioni volumetriche del combustibile anche
superiori al 20%. Il volume libero all’interno delle barrette dovrebbe essere, da un lato, molto elevato
per non avere pressioni eccessive del gas raccolto anche per gli altri valori del burn-up sopra indicati
e, dall’altro, ragionevolmente contenuto per non aumentare eccessivamente la lunghezza delle
barrette e, conseguentemente, le perdite di carico distribuite attraverso il nocciolo che, per le alte
velocità del refrigerante e per i piccoli valori del diametro idraulico, sono particolarmente elevate.
Gli elementi del blanket radiale disposti all’esterno del “seed” sono costituiti da una scatola a sezione
esagonale di acciaio inossidabile, aventi le stesse dimensioni di quella degli elementi del “seed”,
all’interno della quale sono posizionate le barrette. Ciascuna barretta è costituita da un tubo in AISI
316 chiuso alle estremità e contenente pastiglie di UO2 depleto. Essendo la potenza specifica lineare
nelle barrette suddette molto modesta, queste hanno diametro (12. ÷ 14. mm) maggiore di quello
delle barrette del “seed” e, conseguentemente, il loro numero per elemento è necessariamente ridotto
(ad esempio: 61 per il reattore Phenix e 91 per il reattore Superphenix).
Gli elementi di combustibile dei LMFBR sono a canale idraulico chiuso. Ciascun elemento è
separatamente alimentato dal basso dal fluido refrigerante che fuoriesce all’estremità superiore
dell’elemento stesso miscelandosi, dopo la fuoriuscita, con il fluido che attraversa gli altri elementi.
Parte II A: Filiere
211
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
6.6 Evoluzione della Filiera
Come è stato già accennato, tutti i Paesi interessati all’utilizzazione per scopi pacifici dell’energia
nucleare hanno rivolto particolare attenzione a questa filiera di reattori il cui impegno avrebbe potuto
consentire un efficace contributo dell’energia nucleare da fissione con piena utilizzazione delle
relative fonti energetiche presenti in natura.
In tutti i programmi di sviluppo dei reattori veloci è stato previsto l’impiego del sodio, come
refrigerante e degli ossidi misti di uranio e plutonio, come combustibile. L’unicità di queste scelte ha
costituito un elemento di grande importanza per le prospettive della filiera, in quanto ha evitato la
dispersione di sforzi ed ha incoraggiato la collaborazione internazionale, E’ certamente connessa
anche a questa unicità di concezione, la collaborazione istauratasi in Europa tra enti di ricerca di
sviluppo, società di progettazione, industrie manifatturiere ed enti elettrici. Un primo concreto
esempio particolarmente significativo al riguardo è stato quello relativo alla realizzazione della
centrale Superphenix (SPX).
Analogamente a qualsiasi altro impianto commerciale, lo sviluppo del reattore veloce richiede il
passaggio attraverso le fasi seguenti:
• reattore esperimento;
• reattore prototipo;
• centrale dimostrativa;
• centrale commerciale.
Per lo svolgimento di attività specifiche relative alle diverse fasi sono certamente necessarie
numerose apparecchiature sperimentali tra le quali, al massimo livello, i reattori sperimentali che,
pertanto, devono essere aggiunti alla lista dei reattori sopra indicati.
Dal punto di vista storico va ricordato che il primo reattore veloce fu progettato e costruito negli
Stati Uniti nel 1946. Tale reattore, chiamato Clementine, era caricato con plutonio metallico,
raffreddato con mercurio liquido ed aveva una potenza di 25. kW. Il processo di sviluppo ha avuto
inizio negli anni 50 con la costruzione dei primi impianti negli USA, in Gran Bretagna e nell’Unione
Sovietica. Proprio negli USA è stato realizzato nel 1951 il primo reattore veloce, l’EBR-1, con
produzione di energia elettrica. Tale processo è proseguito con la realizzazione di prototipi, aventi
potenze intorno a 200 ÷ 300 MWe e, quindi, con il progetto e la costruzione di centrali dimostrative
caratterizzate da potenze superiori a 1000 MWe. La centrale Superphenix 2 (SPX 2), il cui progetto
veniva portato avanti durante la costruzione di SPX 1, avrebbe dovuto costituire la prima centrale
commerciale a neutroni veloci.
Lo sviluppo di queste imponenti attività nel settore ha fatto sì che un grande patrimonio di
conoscenze scientifiche e di esperienze industriali ed operative sia stato accumulato nei tre paesi
prima ricordati ed in quelli che si sono successivamente aggiunti (Francia, Germania, Giappone,
Italia).
Nella Tabella 6.7 sono indicate le più importanti realizzazioni ed iniziative nel campo dei reattori
veloci sviluppate nel mondo dal 1950 al 1980.
Per quanto riguarda gli anni più recenti va segnalato che anche altri paesi hanno mostrato interesse
nello sviluppo dei reattori veloci: la Cina ha approvato la costruzione di un reattore sperimentale nel
1992 della potenza di 65. MWth (Chinese Experimantal Fast Reactor); l’India ha portato avanti il
suo programma costruendo un reattore sperimentale da 12. MWe, diventato critico nel 1985,
caricato con una miscela di carburi di Uranio e Plutonio (hanno una conducibilità termica maggiore
rispetto agli ossidi e permettono di ottenere un Breeeding Gain maggiore), costruendo un reattore
prototipo da 30. kWth diventato critico nel 1996 e ancora progettando un altro reattore prototipo da
500 MWe, preludio ad un reattore commerciale della stessa potenza; la Corea del Sud sta
212
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
progettando per l’inizio del prossimo secolo un reattore veloce di tipo avanzato costituito da quattro
unità da 333. MWe per una potenza complessiva di 1,332. MWe.
A conclusione di questa illustrazione, si ritiene opportuno ricordare per sommi capi il contributo
italiano allo sviluppo dei reattori veloci. Le principali attività svolte in Italia possono essere inserite
nelle seguenti linee fondamentali:
• realizzazione della centrale SPX-1;
• attività di ricerca, sviluppo e promozione industriale in appoggio alla filiera;
• progetto e realizzazione del reattore PEC.
Tutte le attività suddette sono collocabili in un’ampia collaborazione con altri paesi europei e con la
Francia, in particolare.
L’impianto SPX-1, costruito sulla base dell’esperienza progettuale, costruttiva ed operativa della
centrale Phenix, costituisce come è stato detto, una tappa di particolare importanza nello sviluppo
dei reattori veloci; per la prima volta nel mondo è stata raggiunta la fase di centrale dimostrativa,
presupposto indispensabile per l’ulteriore sviluppo e commercializzazione della filiera.
L’impegno dell’industria italiana nella realizzazione dell’impianto è stato di particolare rilevanza. La
NIRA, insieme alla NOVATOME, ha avuto la responsabilità della progettazione e della fornitura
“chiavi in mano” della caldaia nucleare e l’industria manifatturiera italiana ha coperto una quota della
fornitura pari a circa il 40% del valore economico delle componenti, nelle aree di maggiore rilevanza
tecnologica. Tale valore è particolarmente elevato, soprattutto se si pensa che la quota della
partecipazione finanziaria dell’Italia alla copertura dei costi di costruzione dell’impianto è stata pari
al 33%.
Le attività di ricerca e di sviluppo in appoggio al SPX-1 e, più in generale, alla filiera veloce, sono
state condotte nell’ambito di un accordo stipulato tra il CEA ed il CNEN (ora ENEA). Esse hanno
riguardato le seguenti tematiche:
• tecnologia e sviluppo dei componenti a sodio;
• sviluppo del nocciolo;
• fisica del reattore;
• elemento di combustibile;
• sicurezza dell’impianto;
• analisi tecnico-economiche;
• standardizzazione e normativa.
Lo sviluppo di queste attività ha richiesto la progettazione, la costruzione e la messa a punto di
numerose attrezzature sperimentali particolarmente complesse e sofisticate, che sono state installate
nei Centri dell’ENEA del Brasimone e della Casaccia.
Il reattore sperimentale PEC, sospeso in fase di avanzata costruzione al Brasimone, era stata
specificatamente concepito per la prova in ogni condizione di funzionamento di elementi di
combustibile di tipo avanzato per la filiera veloce. Nella Tabella 6.8 sono riportate alcune
caratteristiche delle centrali Phenix e SPX-1.
Parte II A: Filiere
213
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Reattore
Paese
Potenza
MWe o MWt
Inizio
esercizio
Situazione al
marzo 1981
Classe
EBR-1
USA
0,2e
1951
f.s. dal 1963
E
DFR
UK
15e
1959
f.s. dal 1977
E
EBR-2
USA
20e
1961
in esercizio
E
BR-5
URSS
10t
1958
in esercizio
E-S
EFFBR
USA
66e
1963
f.s. dal 1966
E
FRANCIA
40t
1967
in esercizio
S
BN-350
URSS
150e
1973
in esercizio
P
BOR-60
URSS
12e
1969
in esercizio
S
PFR
UK
250e
1975
in esercizio
P
FFTF
USA
400t
1980
in esercizio
S
KNK-2
RFT
20e
1977
in esercizio
S
FRANCIA
250e
1973
in esercizio
P
SNR-1
RFT
300e
-
in costruzione
P
JOYO
GIAPPONE
100t
1977
in esercizio
S
URSS
600e
-
in costruzione
P
PEC
ITALIA
116t
-
in costruzione
S
FBR
INDIA
15e
-
in costruzione
S
USA
380e
-
in costruzione
P
FRANCIA
1200e
-
in costruzione
C
GIAPPONE
300e
-
in costruzione
P
CFR
UK
1300e
-
in progetto
C
SNR-2
RFT
1300e
-
in progetto
C
URSS
1500e
-
in progetto
C
FRANCIA
1500e
-
in progetto
C. C.
RAPSODIE
PHENIX
BN-600
C1.RIVER
SPX-1
MONJU
BN-1500
SPX-2
Tabella 6.7: Situazione dei reattori veloci nel mondo dal 1950 al 1980.
(E = reattore esperimento; P = reattore prototipo; S = reattore sperimentale; C = centrale
dimostrativa; C. C. = centrale commerciale).
214
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
CARATTERISTICHE
Dati generali
Tipo di reattore
Potenza termica (MWt)
Potenza elettrica lorda (MWe)
Potenza elettrica netta (MWe)
Rendimento (%)
Nocciolo
N° elem. combustibile (zona interna)
N° elem. combustibile (zona esterna)
N° barrette per elemento
Passo del reticolo
Diametro barrette (mm)
Tipo di combustibile
Arricchimento medio (%)
Lunghezza elemento (m)
Materiale guaina
Temperatura massima guaina (°C)
Burn-up medio (MWd/t)
Breeding Gain
Blanket
Numero elementi
N° barrette per elemento
Lunghezza elemento (m)
Tipo di combustibile
Materiale guaina
Circuito primario
Fluido termovettore
Temperatura ingresso nocciolo (°C)
Temperatura uscita nocciolo (°C)
Temperatura ingresso IHX (°C)
Temperatura uscita IHX (°C)
Portata (t/s)
Circuito intermedio
Fluido termovettore
Temperatura ingresso IHX (°C)
Temperatura uscita IHX (°C)
Temperatura ingresso GV (°C)
Temperatura uscita GV (°C)
Portata (t/s)
Circuito acqua vapore
Temperatura ingresso acqua GV (°C)
Temperatura uscita vapore GV (°C)
Pressione vapore (atm)
Portata vapore (kg/s)
RL (811) A 99
PHENIX
SPX-1
FBR (pool type)
563.
250.
233.
41.
FBR (pool type)
3,000.
1,240.
1,200.
41.
55
48
217
triangolare
6.6
UO2-PuO2
20
4.3
AISI 316
700.
50,000.
0.11
193
171
271
triangolare
6.6
UO2-PuO2
15.2
5.4
AISI 316
620.
70,000.÷100,000.
0.18
90
61
4.3
UO2 depleto
AISI 316
233
91
5.4
UO2 depleto
AISI 316
Sodio
400.
560.
555.
395.
2.76
Sodio
395.
545.
542.
392.
16.9
Sodio
350.
550.
550.
350.
2.2
Sodio
345.
525.
525.
345.
13.6
246.
512.
163.
158.
235.
487.
177.
1,360.
Tabella 6.8: Caratteristiche Principali delle Centrali PHENIX e SUPERPHENIX.
Parte II A: Filiere
215
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.8: Lay-out plan.
216
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.9: Longitudinal cross section.
Parte II A: Filiere
217
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.10: Plain view.
218
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.11: Reactor.
Parte II A: Filiere
219
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.12: Nominal configuration of core.
220
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.13: Fuel assembley.
Parte II A: Filiere
221
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.14: Route of new fuel assemblies.
Figura 6.15: Route of irradiated fuel assemblies.
222
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.16: Secondary circuits.
Parte II A: Filiere
223
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.17: Water-steam circuit.
224
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.18: Steam generator.
Parte II A: Filiere
225
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
6.7 Il Programma Nucleare Giapponese
(Il materiale di questo paragrafo e nel successivo relativo al reattore Monju è stato tratto dalla Relazione
svolta per il corso di “Impianti nucleari” da Magalotti Nelson e Rocchi Pierpaolo nell’A.A. 1998/1999).
Il Giappone è il secondo paese più industrializzato al mondo nonostante dipenda per l’84% del suo
fabbisogno energetico dalle importazioni: quasi tutto il petrolio (99%), il carbone (94%) ed il gas
(96%) utilizzati sono importati. Le risorse minerarie sono scarse e i giacimenti di Uranio non sono
stati sfruttati industrialmente; proiezioni realistiche indicano che il contributo futuro derivante dalla
geotermia e dalle fonti rinnovabili sarà insignificante; l’unica fonte energetica che è stata in qualche
modo sfruttata e per la quale ci sono ancora sostanziale fonti da poter utilizzare è l’idroelettrica.
Riduzioni importanti nell’uso di petrolio per ottenere energia elettrica sono state fatte a cavallo degli
anni ’70 e ’80, ma negli ultimi quindici anni le cose sono rimaste sostanzialmente immutate. Soltanto
adesso la situazione sta nuovamente modificandosi e la quota del 22% relativa al petrolio sarà
dimezzata entro il 2010, con il contemporaneo aumento delle quote relative all’energia nucleare e al
carbone, a scapito del gas e dell’idroelettrica.
Fin dalle crisi petrolifere degli anni ’70, la politica energetica del Giappone si è diretta verso una
sostanziale riduzione delle importazioni di petrolio e una diversificazione delle fonti di carbone e gas.
All’energia nucleare, considerata come una fonte “domestica”, è riconosciuto un ruolo chiave per
supportare il fragile sistema di approvvigionamento energetico interno. Per questo motivo è stato
scelto un ciclo di combustibile di tipo chiuso, dotato di impianti di arricchimento e di
riprocessamento e prevedendo un piano di sviluppo di reattori di tipo avanzato per utilizzare il
Plutonio come combustibile.
Il programma nucleare giapponese ha raggiunto un notevole sviluppo, nonostante l’incidente occorso
al reattore veloce MONJU nel 1985 abbia costretto le autorità a riesaminare tale piano. Nonostante
questo incidente non è sostanzialmente cambiato l’appoggio della maggior parte della popolazione al
programma nucleare, anche se ci sono stati problemi per l’approvazione di altri siti e l’utilizzo del
combustibile MOX.
All’inizio del 1996 la potenza totale delle 4291 centrali era di 225.5 GWe, mentre l’energia elettrica
totale prodotta era 989.9 TWh. Il fabbisogno energetico delle industrie era il 55% del totale, con una
prospettiva di scendere al 48% nei futuri quindici anni. La domanda totale di elettricità dovrebbe
salire con un rateo del 2% l’anno fino al 2005. Nel 2010 ci si attende una potenza totale istallata di
285 GWe e una produzione totale di energia elettrica di 1330 TWh.
All’inizio del 1996 (Figura 6.19 e Figura 6.20) erano operative in Giappone 49 centrali nucleari
commerciali per una produzione totale di energia elettrica di 41,191. MWe ed un reattore prototipo
(ATR) da 165. Mwe; questi impianti forniscono 291,3 TWh (29% del totale) con un fattore di carico
medio dell’80%. Tra i reattori commerciali 26 sono BWR (18,186. MWe), 22 PWR (22,839. MWe)
ed uno è un GCR (166. MWe). Si stima che nel 2005 la potenza totale dei reattori nucleari istallati
raggiungerà i 55,8 GWe (20% della potenza totale e 34,5% della produzione totale di energia
elettrica) ed i 70 GWe nel 2010 (25% della potenza totale e 42% della produzione di energia
elettrica).
La storia dell’energia nucleare in Giappone fornisce un ottimo esempio della capacità dei giapponesi
di assorbire e sviluppare tecnologie che hanno avuto origine all’estero. Il primo reattore istallato fu
nel 1963, un BWR da 13. MWe, mentre la prima centrale commerciale fu commissionata nel 1966.
Le prime centrali LWRs furono ordinate chiavi in mano alle ditte costruttrici americane
(Westinghouse e GE), ma ben presto le ditte nazionali hanno assunto il ruolo principale come
fornitori.
226
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
capacità produttiva 1995
nucleare geotermica
1%
18%
idroelettrica
19%
p ro d u zion e totale 1 9 9 5
n u clea re
29%
capacità produttiva 2010
nucleare
25%
fossile
54%
id roelettr
ica 9%
fossile
61 %
fossile 62%
geotermica
1%
geoterm i
ca 1%
idroelettrica
20%
p ro d u zio n e to ta le 2 0 1 0
n u clea re
42%
g eo ter m i
ca 1 %
id ro elettr
ica
11%
fo ssile
46%
Figura 6.19: Percentuale delle principali fonti energetiche nella capacità produttiva e nella
produzione di energia elettrica.
Il Giappone ha svolto un ruolo fondamentale per lo sviluppo e l’introduzione dei LWRs di tipo
avanzato, spinti anche dal fatto che in passato gli USA hanno tentato di ostacolare lo sviluppo del
ciclo di combustibile chiuso. I primi ABWR furono ordinati nel 1991 per Kashiwazaki-Kariwa 6 e 7
e le prime unità sono adesso in servizio; più lento è stato lo sviluppo dei APWR perché più radicali
sono state le modifiche apportate in fase di progetto, ma lo sviluppo di un APWR standardizzato è
iniziato nel 1982 ed è stato completato nel 1992. La costruzione di unità di questo tipo era prevista
nel 1994 a Tsuruga (unità 3 e 4), ma è stata sospesa in attesa di un clima politico più favorevole.
Nel frattempo sempre nuovi obiettivi sono stati raggiunti: la sicurezza è stata migliorata, i tempi di
ispezione sono stati ridotti così come quelli di costruzione, tanto che l’unità 6 di KashiwazakiKariwa è stata completata in quaranta mesi (dal “primo mattone” alla criticità). Anche i costi sono
stati ridotti di circa il 20% ed è stato incrementato il burn-up (55,000. MWd/t).
Nonostante il Giappone sia sempre stato un esportatore di componenti, in passato non ha mai fornito
centrali complete. Questa tendenza si sta adesso modificando ed è in progetto la fornitura di ABWRs
alla Cina e ad altri paesi dell’area asiatica.
Anche per quanto riguarda lo sviluppo dei reattori termici di tipo avanzato e dei reattori veloci il
governo giapponese ha promosso lo sviluppo di un programma interno. Il primo prototipo ATR
(Fugen, da 165. MWe) fu ordinato nel 1971 divenne operativo nel 1979; la costruzione di un
impianto da 600. MWe fu progetta nel 1982, fu in un primo tempo abbandonata nel 1995 per ragioni
economiche ed attualmente è stata ripresa prevedendo però di utilizzare combustibile MOX.
I reattori veloci stanno particolarmente a cuore al Giappone perché rappresentano un mezzo
importante per ridurre la sua dipendenza energetica dalle importazioni. Il reattore sperimentale
JOYO da 100. MWth è diventato critico nel 1977 e dal 1982 è ut ilizzato come reattore test, senza
produzione di energia elettrica. La costruzione del reattore prototipo MONJU da 280. MWe è
iniziata nel 1985, il reattore è critico nel 1995 ma è fermo per un incidente verificatosi nello stesso
Parte II A: Filiere
227
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
anno, con perdita di sodio dal circuito secondario. Questo incidente ha di fatto sospeso il progetto
della costruzione di una centrale dimostrativa (DFBR-1) di tipo pool-type prevista per l’inizio del
prossimo secolo, rinviandola finché non saranno disponibili tutte le tecnologie necessarie.
Figura 6.20: Impianti nucleari di potenza in Giappone
Nei primi anni ’70 le centrali nucleari giapponesi erano affette da frequenti problemi tecnici, elevati
ratei di esposizione dei lavoratori, onerose richieste di “shut-down”, facendo sì che il fattore di
carico fosse inferiore al 50%. Le prestazioni raggiunsero livelli accettabili nei primi anni ’80
attraverso l’impiego di modalità di esercizio e di gestione più sviluppati e la standardizzazione dei
progetti. Nel 1995 i reattori giapponesi avevano un fattore di carico medio del 77.93%. Dal 1983 il
fattore di utilizzo è stato stabilmente al di sopra del 70% e nel 1995 ha superato per la prima volta
l’80%. Per quanto riguarda le diverse filiere si hanno fattori di utilizzo rispettivamente di 82.5% per i
BWR, 77.6% per i PWR e di 60.4% per i GCR. Le diverse compagnie elettriche hanno inoltre
sviluppato un intenso programma di addestramento del personale, utilizzando sin dal 1992 simulatori
istallati sul sito. Il miglioramento delle prestazioni del personale e quindi una conseguente riduzione
del fattore umano in caso di incidenti è anche al centro di una intensa fase di ricerca da parte del
CRIEPI (Central Research Institute of the Electric Power Industry) e del Nuclear Power Engineering
Test Centre.
L’agenzia giapponese per l’energia nucleare (AEC) ha redatto un programma di lungo termine per la
ricerca, lo sviluppo e l’utilizzazione dell’energia nucleare. Lo scopo di tale programma è di fornire
linee guida “che siano il più possibili applicabili e concrete e che forniscano suggerimenti inerenti la
228
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
flessibilità”. L’ultima edizione di tale programma, redatta nel 1994, riafferma il ruolo chiave
dell’energia nucleare nell’economia giapponese, la necessità di utilizzare un ciclo di combustibile di
tipo chiuso e della commercializzazione dei reattori veloci, pur riconoscendo che lo sviluppo del
programma sarà più lento di quanto previsto in precedenza.
6.8 MONJU FBR
Monju è un reattore veloce prototipo della potenza di 280. MWe localizzato (Figura 6.21) nella
penisola di Tsuruga nella prefettura di Fukui, nel Giappone occidentale.
Figura 6.21: Localizzazione del reattore Monju
Il progetto di tale reattore risale al 1968 e la costruzione ha avuto inizio nel 1985. Dopo
l’effettuazione delle prove non nucleari il reattore è diventato critico nel 1995, per poi essere fermato
nello stesso hanno per una perdita di sodio dal circuito secondario.
Il compito di Monju, come del resto quello di tutti i reattori prototipo, è quello di fornire esperienze
dirette per quanto riguarda il comportamento della componentistica e di convalidare, attraverso la
raccolta dei dati dell’impianto, i codici che verranno poi utilizzati per la progettazione dei reattori
successivi. In realtà, molti dei componenti presenti sono normalmente utilizzati anche negli impianti
convenzionali e soltanto i componenti associati al sistema di ricambio del combustibile e al circuito di
raffreddamento sono stati progettati espressamente per questo tipo di impianto. Proprio su questi
ultimi componenti si concentra la raccolta delle informazioni e lo studio del loro comportamento
durante l’esercizio.
La scelta del sito è stata piuttosto laboriosa e alla fine è ricaduta sulla penisola di Tsuruga per le sue
caratteristiche geologiche e per la mancanza di altri siti disponibili, nonostante sulla penisola fossero
già presenti sei reattori localizzati in altri due siti. Particolarmente onerosa è stata la preparazione del
Parte II A: Filiere
229
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
sito visto che è stato necessario “tagliare” le colline che si trovano alle spalle dell’impianto e
utilizzare il materiale asportato per creare una piattaforma rocciosa artificiale nel tratto di mare
prospiciente lo stesso con lo scopo di creare uno spazio sufficiente per la sua realizzazione. Anche le
vie di acceso all’impianto sono state realizzate ex-novo con la creazione di due tunnel di 1.5 km di
lunghezza.
Figura 6.22: Storia cronologica del reattore
6.8.1 Il Nocciolo del Reattore
Il reattore (Tabella 6.9) è costituito da elementi esagonali di tre tipi: combustibile, materiale fertile e
riflettori. Il materiale fertile è costituito da U238 ed è disposto radialmente attorno agli elementi di
combustibile, mentre i riflettori, anch’essi radiali, contengono barre di acciaio.
Gli elementi di combustibile consistono in tubi di acciaio contenenti 169 barrette larghe 6.5 mm e
lunghe 2.8 m. Le barrette sono costituite da camicie di acciaio contenenti nella parte centrale (circa
93 cm) pellets di ossidi di Uranio e Plutonio e, al di sopra e al di sotto di esse, pellets di U238
(‘blanket’ assiale). Nella parte superiore delle barrette e lasciato un volume libero per la raccolta dei
gas di fissione. Il reattore è equipaggiato con un sistema di localizzazione di perdite prodotti di
fissione dalle barrette in modo tale da individuare e sostituire tempestivamente le barrette
danneggiate.
Il controllo del nocciolo è affidato a diciannove barre di controllo, anch’esse di tre tipi, denominate
Fine (FCR, in numero di 3), Coarse (CCR, 10) e Back-up (BCR, 6). Le barre BCR sono usate
esclusivamente per l’avvio e per lo spegnimento del reattore e sono normalmente estratte durante il
normale esercizio; le CCR le FCR sono utilizzate per controllare la potenza del reattore e
compensare la graduale perdita di reattività che si ha durante la vita in-core del combustibile. Tutte le
barre sono a comando elettromagnetico e lo scram del reattore avviene per caduta per gravità.
230
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Reactor type
Fast breeder reactor
Cooling System
Sodium cooled (loop-type)
Thermal output
714 MW
Electrical output
280 MW
Fuel
Plutonium-Uranium mixed oxide
Core Dimensions:
............. Equivalent diameter 180 cm (approx.)
............. Height 93 cm
............. Volume 2340 litres
Plutonium enrichment (% Pu)
16 / 21
Inner / Outer
Fuel Mass:
............. Core ( U+Pu metal ) 5.9 t
............. Blanket ( U metal ) 17.5 t
Average burn-up
Cladding
tube
Outer diameter / thickness
80,000 MWd/t (approx.)
dimensions
6.5 mm / 0.47 mm
Cladding tube material
SUS 316
Power density
Blanket
Upper / lower / radial
275. kW / l
thickness
Breeding ratio
30 / 35 / 30 cm
1.2 approx.
Primary
sodium
Reactor inlet / outlet
temperature
Secondary
sodium
IHX inlet / outlet
temperature
397. / 529. °C
325. / 505. °C
Number of loops
Reactor
vessel
Height / diameter
3
dimensions
Steam Pressure before main stop valve
Interval between refuelling
Refuelling system
18. / 7. m
127. kg/cm2
6 months (approx.)
Single rotating plug with fixed arm fuel
handling machine
Tabella 6.9: dati tecnici generali
Parte II A: Filiere
231
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.23: Eelemento di combustibile e nocciolo del reattore
Il calore generato dal nocciolo è asportato dal fluido primario che entra nel vessel nella parte
inferiore ed esce nella parte superiore dopo aver attraversato il nocciolo (circolazione up-flow). La
parte superiore del vessel (Figura 6.24 e Tabella 6.11) è coperta da una piastra di acciaio che serve
per schermare il calore e le radiazioni generate nel nocciolo. La piastra è composta da una parte fissa
e da una parte mobile per permettere il ricambio del combustibile utilizzando una apposita struttura.
Sulla piastra rotante sono montati anche i meccanismi di movimentazione delle barre di controllo.
232
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Core Internal Structure
Core internal support structure
6.3 / 1.7 m (approx.)
.... Outer diameter / height
Core support plate diameter
3.7 m (approx.)
Core barrel
4.0 / 3.5 m
.... Outer diameter / height
Inner barrel
6.6 / 5.87 m
.... Outer diameter / height
Main material
SUS 304
Reactor Core Loading
Core
fuel
assemblies
Inner core / outer core
Radial breeder blanket
Assemblies
Control rods
.... Fine / Coarse / Back-up
....
108 / 90
172
3 / 10 / 6
Neutron source
2
Neutron shield assembly
316
Surveillance assembly
8
Above Core Structure
Shield part
.... Outer diameter / height
Connecting cylinder
.... Outer diameter / height
Flow controller
.... Max. diameter
Main material
2.6 / 2.7 m
2.1 / 5.1 m
2.0 m (approx.)
SUS 304
Tabella 6.10: Caratteristiche tecniche del nocciolo
Parte II A: Filiere
233
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Figura 6.24: Vessel del reattore
6.8.2 Il Circuito di Refrigerazione Primario
Il reattore Monju impiega come refrigerante primario il sodio liquido. Dal punto di vista
impiantistico, tra le due disposizioni d’impianto possibili per i reattori veloci, loop-type e pool-type,
è stata scelta per Monju la soluzione loop-type.
Il calore generato dal nocciolo è asportato dal refrigerante primario che attraversa il nocciolo stesso
in up-flow. Il calore è successivamente ceduto al fluido (sempre sodio) circolante nel circuito
secondario attraverso uno scambiatore di calore (Intermediate Heat Exchanger o IHX). Il sodio
circolante nel circuito secondario cede poi il calore all’acqua che circola nel circuito terziario
generando il vapore che viene mandato in turbina.
La scelta della soluzione loop-type (sono stati previsti tre circuiti principali) è stata dettata da
considerazioni di carattere antisismico, dalla migliore accessibilità dei componenti e dall’esperienza
accumulata attraverso il reattore veloce sperimentale Joyo. I componenti e le tubazioni del circuito
primario hanno come vincoli dinamici degli snubbers meccanici invece di quelli ad olio per il miglior
comportamento sotto irraggiamento.
Il sodio del circuito primario è fatto circolare da una pompa meccanica centrifuga comandata da un
motore elettrico (una pompa per ciascuno dei tre circuiti principali). In condizioni nominali tale
234
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
pompa può elaborare circa 5100 t/h di sodio ed è equipaggiata con due motori: uno principale, usato
nel normale esercizio, ed uno a bassa potenza utilizzato solo con reattore spento.
Reactor Vessel
Operating pressure:
............. At reactor vessel inlet
............. At reactor vessel outlet
Operating temperature:
............. At reactor vessel inlet
............. At reactor vessel outlet
Dimensions:
............. Inner diameter
............. Height
............. Thickness
Material
8 kg/cm2 G
1 kg/cm2 G
397°C
529°C
7.1 m (approx.)
17.8 m (approx.)
50 mm
SUS 304
Reactor Top Shield Plug
Type
Single rotating plug
Dimensions:
9.5 m
.... Max. diameter of the fixed plug
.... Height of the fixed plug
7.5 m
.... Max. diameter of the rotating plug 5.9 m
.... Thickness of the rotating plug
2.8 m
Main material
Sealing system
Max. speed of rotating plug
SUS 304 / Carbon Steel
Low melting point alloy / Artificial rubber
(back-up)
0.1 rpm
Tabella 6.11: Caratteristiche tecniche del vessel e della piastra schermante
Parte II A: Filiere
235
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Number of pumps
3 ( one per loop)
Capacity: main motor / pony motor
Head
5100 / 600 tonnes per hour
92 mNa
Max. operating pressure
.... Outlet side / suction side
Max. operating temperature
Main material
10 / 2 kg cm-2 G
420 °C
SUS 304
Main motor .... Power / speed
2000 kW / 837 rpm
Pony motor .... Power / speed
22 kW / 167 rpm
Tabella 6.12: Caratteristiche tecniche della pompa del circuito primario
Type
Vertical parallel flow with no sodium surface
Number of units
3 ( one per loop )
Capacity
238 MW
Coolant flow rates
.... Primary / secondary
5100 / 3700 tonnes per hour
Operating temperatures:
.... Primary inlet 529. °C
.... Primary outlet 397. °C
.... Secondary inlet 325. °C
.... Secondary outlet 505. °C
Number of tubes
3294
Outer diameter of tube
21.7 mm
Thickness of tube
1.2 mm
Outer diameter of cylinder
Height
3m
12.1 m
Main material ( Cylinder & tubes )
SUS 304
Tabella 6.13: caratteristiche tecniche dell’IHX
236
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
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Figura 6.25: pompa per il sodio del circuito primario
Nell’Intermediate Heat Exchanger, unico per tutti e tre i circuiti principali, il sodio primario entra da
un boccaglio posto lateralmente a mezza altezza e scorre attorno alla parte esterna del fascio tubiero
verso la parte superiore dello scambiatore di calore. Successivamente scorre verso il basso attraverso
il fascio tubiero cedendo calore al sodio del circuito secondario e fuoriuscendo dallo scambiatore di
calore da un boccaglio posto sul fondo del recipiente. Il sodio del circuito secondario penetra invece
nello scambiatore di calore da una tubazione posta al centro della parte superiore del recipiente,
viene inviato direttamente nel lower plenum, risale poi verso l’alto nei tubi del fascio tubiero, dove
raccoglie il calore dal sodio del circuito primario, e fuoriesce infine da una seconda tubazione posta
sempre nella parte superiore del recipiente.
Parte II A: Filiere
237
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Figura 6.26: Intermediate Heat Exchanger
6.8.3 Il Circuito di Refrigerazione Secondario
Come previsto nella disposizione impiantistica loop-type, tra il circuito primario e il circuito
dell’acqua, è previsto un circuito intermedio dove scorre sodio non radioattivo. Il sistema di
refrigerazione secondario del reattore Monju è composto da tre circuiti. Il sodio entra nell’IHX, alla
temperatura di 325. °C, fuoriesce da esso dopo aver asportato il calore dal sodio attivo del sistema di
refrigerazione primario ed è inviato al generatore di vapore, dove cede il calore all’acqua generando
il vapore che alimenta la turbina.
6.8.3.1 Il Generatore di Vapore
In ciascun circuito del sistema di refrigerazione secondario è presente un generatore di vapore
(Figura 6.27) di tipo once-through composto da un evaporatore e da un surriscaldatore.
L’evaporatore ha un fascio tubiero composto da 140 tubi disposti orizzontalmente; il sodio entra da
un bocchello posto nella parte superiore del cilindro, scorre verso il basso attraverso gli interstizi tra i
tubi e fuoriesce da un altro bocchello posto nella parte inferiore del generatore. L’acqua, invece,
scorre dal basso verso l’alto all’interno dei tubi del fascio tubiero.
238
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
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Evaporator
Superheater
Type
Helical coil
(once through)
as Evaporator
Number
3 (one per loop)
as Evaporator
Sodium flow rate
3700 tonnes per hour
as Evaporator
Water / steam flow rate
380 tonnes per hour
as Evaporator
.... Sodium inlet
469. °C
505. °C
.... Sodium outlet
325.°C
469. °C
....Water inlet
240. °C
-------
.... Steam inlet
-------
367. °C
.... Steam outlet
369. °C
487. °C
140
147
.... Outer diameter
31.8 mm
31.8 mm
.... Thickness
3.8 mm
3.5 mm
Shell diameter
3m
3m
15.23 m
11.8 m
.... Cylinder
2.1/4Cr-1Mo Alloy
SUS 304
.... Tubes
2.1/4Cr-1Mo Alloy
SUS 321
Operating temperatures at rated power
Heat transfer tubes:
.... Number
Shell height
Main materials:
Tabella 6.14: Caratteristiche del generatore di vapore
Una volta fuoriuscito dall’evaporatore, il vapore viene mandato nel surriscaldatore (Figura 6.28) e
successivamente in turbina. Il progetto del surriscaldatore è praticamente uguale a quello
dell’evaporatore tranne che per la superficie di scambio termico e le dimensioni del fascio tubiero.
Nel surriscaldatore il sodio del circuito secondario cede calore al vapore prima che questo entri
nell’evaporatore.
Il generatore di vapore è stato a lungo oggetto di studi e ricerche e il progetto definitivo (Tabella
6.14) è stato sviluppato in base all’esperienza accumulata dai test su un generatore da 50. MW di
dimensioni nominali.
Parte II A: Filiere
239
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RL (811) A 99
Figura 6.27: Generatore di vapore.
6.8.4 Il Sistema di Contenimento
Alla base dell’edificio ausiliario ci sono cinque stanze ciascuna delle quali contiene un serbatoio di
raccolta per il sodio. Due di questi serbatoi servono per la regolazione del volume di sodio nel
circuito secondario, mentre le altre servono per raccogliere il sodio nel caso di manutenzione di uno
dei tre circuiti. Inoltre, in caso di perdita di sodio dal circuito secondario, vengono aperte le valvole
di drenaggio e il sodio può essere raccolto nei serbatoi, fermando la fuoriuscita.
240
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
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Figura 6.28: Surriscaldatore
Type
Tandem, 3 cylinder, 4 flow exhaust, non-reheat
Number
1
Rated power
280 MW
Rotation speed
3600 rpm
Steam pressure before main stop valve
Steam temperature before main stop valve
Steam mass into turbine
Condenser vacuum
127 kg/cm2
483°C
1100 tonnes per hour
722 mmHg
Number of rows of blades
.... High pressure / low pressure
Length of low pressure turbine last blade
8 / 6 (4 flows)
0.58 m
Tabella 6.15: Caratteristiche tecniche della turbina
Il contenitore è costituito da due strutture: la struttura più esterna è di cemento armato, mentre la
struttura interna consiste in un recipiente metallico che circonda il reattore e il sistema di
refrigerazione primario. All’interno del contenimento la pressione è mantenuta a valori inferiori a
quella atmosferica per minimizzare la fuoriuscita di prodotti radioattivi. Alla base del contenitore è
presente una vasca di raccolta del sodio del circuito primario nel caso in cui uno dei tre circuiti debba
essere svuotato per operare la manutenzione.
Parte II A: Filiere
241
Impianti Nucleari
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Figura 6.29: Spaccato dell'edificio che contiene l'IHE
6.8.5 L’Incidente di Perdita di Sodio
Il reattore veloce Monju è stato spento manualmente dagli operatori della centrale nelle prime ore
della sera dell’8 Dicembre 1995 mentre stava funzionando al 40% della sua potenza nominale di 280.
MW. L’arresto è stato dovuto ad una perdita di sodio, materiale usato per refrigerare l’impianto, dal
loop C del sistema secondario che provvede ad asportare calore dal circuito primario mediante uno
scambiatore sodio-sodio. L’entità della perdita non è stata inizialmente ben definita: gli organi di
stampa riportavano cifre differenti. La quantità riportata dal Wise è di circa 3 tonnellate mentre
l’NHK tv (canale televisivo giapponese) indicava una perdita di 5 tonnellate. Il Daily News del 9
Dicembre 1995 non ha quantificato la perdita preferendo un “… massive coolant leak …”. Il
Citizen’s Nuclear Information Center riportava nell’articolo di riferimento che la perdita è stata di
circa 5. m3 di sodio liquido, ovvero di più di 4 tonnellate. La fonte più attendibile trovata, il sito Web
del PNC, fissa la perdita in 640. kg di sodio non radioattivo, una quantità molto minore rispetto alle
vaghe stime riportate dalla stampa.
Il sodio ha reagito violentemente con l’aria dell’edificio che contiene il sistema secondario
incendiandosi. I prodotti dell’ossidazione si sono sparsi su di un’area abbastanza ampia intorno alla
sede della perdita. L’incidente è stato classificato di categoria 1 in una scala di valori tra 0 e 7 da una
commissione di specialisti indipendenti che hanno investigato sull’accaduto. Sono sicuramente da
sottolineare alcuni fatti:
•
l’incidente ha riguardato solo uno dei 3 loop del secondario, non ha coinvolto i restanti due né il
circuito primario;
•
non ci sono state esposizioni a dosi di radiazione né all’impianto né tantomeno agli operatori;
•
non ci sono stati effetti di alcun tipo sull’ambiente esterno.
E’ d’altro canto doveroso riportare che comunque la gestione dell’incidente da parte degli operatori
ha rivelato numerose lacune in sede di progetto sia dal punto di vista delle procedure che da quello
dell’addestramento degli addetti.
242
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
6.8.5.1 Cronologia degli Eventi
Alle 19:47 dell’8 Dicembre 1995, durante una normale operazione di aumento della potenza
dell’impianto, nella sala di controllo si è avuto un segnale di allarme innescato da una temperatura
eccessivamente alta del sodio all’uscita dello scambiatore intermedio (IHX) e dopo pochi secondi è
scattato il primo allarme dai rilevatori di fumo della stessa area. Un minuto più tardi il sistema di
detenzione di fughe di sodio comunicava la perdita di refrigerante.
Dalla sala controllo sono stati immediatamente inviati tre operatori nella sala in cui era stata rilevata
la perdita. Successivamente continuavano ad arrivare segnali dai rilevatori di fumo posti nelle aree
vicine a quella segnalata dal rilevatore di perdita. Alle 20:00 gli operatori rilevavano personalmente
la presenza di fumo nella sala del secondario e si decideva di avviare una procedura controllata di
riduzione della potenza. I segnali dai rilevatori di fumo continuavano ad arrivare anche da aree
lontane da quella da cui era partito il primo segnale.
Una seconda ispezione è stata effettuata alle 20:50 e in base all’aumento di fumo bianco nella sala è
stata decisa una rivalutazione della scala dell’incidente visto che inizialmente era stata valutata una
perdita molto inferiore a quella effettiva. In base a questa nuova valutazione è stata immediatamente
avviata un’operazione di spegnimento rapido dell’impianto alle 21:20. Per evitare un aumento delle
dimensioni della perdita alle 22:40 è iniziato il drenaggio del sodio contenuto nel loop C.
L’operazione è stata regolarmente conclusa alle 00:15 del giorno seguente.
Particolare attenzione è da porsi sulla gestione del sistema di ventilazione dell’edificio ausiliario.
Durante le prime fasi dell’incidente il sistema è stato lasciato in funzione in modalità automatica
mentre successivamente gli operatori sono stati indecisi se spegnere i ventilatori per ridurre l’apporto
di ossigeno nella zona di reazione aria-sodio o se lasciarli in funzione per abbassare la temperatura
della stanza (il manuale di operazione non forniva nessuna indicazione al riguardo). Il sistema di
ventilazione è stato definitivamente disinserito alle 23:13.
Nel seguito è riportato un riepilogo sintetico della successione degli eventi.
19:47
ALLARME DI TEMPERATURA ALL’USCITA DELL’IHE, ALLARME DI FUMO NELLA SALA
DEL LOOP C, INVIATI OPERATORI ALLA STANZA CHE CONTIENE I TUBI.
19:48
SEGNALE DI PERDITA DI SODIO DAL LOOP C E ULTERIORI 4 ALLARMI DI FUMO NELLA
SALA.
19:48-19:57 ALTRI 12 ALLARMI DI PRESENZA DI FUMO.
19:58
GLI OPERATORI CONFERMANO LA PRESENZA DI FUMO.
20:00
AVVIATA OPERAZIONE DI RIDUZIONE DELLA POTENZA.
20:28-20:49 ANCORA 37 SEGNALAZIONI DI PRESENZA DI FUMO.
20:50
SECONDA ISPEZIONE ALLA SALA. AUMENTO DEL FUMO BIANCO.
21:00
RICLASSIFICAZIONE DELL’INCIDENTE E DECISIONE DI SPEGNERE L’IMPIANTO.
21:06-21:13 ULTERIORI 5 ALLARMI DI FUMO.
21:15
LA TURBINA E IL GENERATORE VENGONO SPENTI.
21:20
IL REATTORE VIENE MANUALMENTE SPENTO.
21:18-21:48 ULTERIORI 13 SEGNALAZIONI DI FUMO.
22:40
INIZIO DELL’OPERAZIONE DI DRENAGGIO DEL SODIO DAL LOOP C DEL SECONDARIO.
23:13
DISATTIVAZIONE DELL’IMPIANTO DI VENTILAZIONE.
00:15
COMPLETAMENTO DELL’OPERAZIONE DI DRENAGGIO DEL SODIO DAL LOOP C DEL
SECONDARIO.
Parte II A: Filiere
243
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Posizione della Perdita
Data l’alta reattività del sodio metallico che circola nelle tubature del Monju i tubi del primario che si
trovano all’interno dell’edificio di contenimento sono collocati dentro celle con atmosfera inerte di
azoto. I tubi del secondario sono invece semplicemente collocati all’interno dell’edificio ausiliario
che contiene l’IHX. Questa differenza è dovuta al fatto che solo il sodio che circola nelle condutture
del primario è stato attivato durante il passaggio attraverso il vessel ed è quindi potenzialmente
molto più pericoloso in caso di un LOCA e successivo contatto con aria o acqua. Comunque
nell’edificio ausiliario le stanze sono isolate mediante lastre di acciaio e ciascun loop è separato dagli
altri da spessi muri in cemento armato.
Figura 6.30: Localizzazione della perdita
La sala del loop C contiene 2 tubature: la prima, definita “hot-leg”, porta il sodio ad alta temperatura
dallo scambiatore intermedio verso il generatore di vapore; la seconda, definita “cold-leg”, fa
compiere al sodio il cammino inverso dal generatore verso l’IHX. La perdita (Figura 6.30) è
avvenuta in un tratto dell’hot-leg a ridosso del muro che separa la stanza del loop C dall’edificio di
contenimento.
I condotti per la ventilazione si trovano esattamente sotto il tratto in cui è avvenuta la perdita e sono
stati danneggiati.
Bisogna ricordare che comunque la sala in cui è avvenuta la perdita è separata dal resto dell’edificio
e quindi dai restanti due circuiti del secondario da una porta di acciaio con uno spessore che supera i
dieci centimetri.
6.8.5.2 Le Cause dell’Incidente
Per individuare i motivi che hanno portato alla perdita di refrigerante è stata eseguita una radiografia
della sezione della tubatura danneggiata. E’ stato messo in evidenza che la fuoriuscita di sodio è da
imputarsi alla rottura di un sensore per il rilevamento della temperatura inserito all’interno della
tubatura stessa. Il sensore fa parte dell’apparecchiatura predisposta al controllo dei parametri
termoidraulici del sistema. Il sensore è costituito da un lungo manicotto (Figura 6.31) che si inserisce
244
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
all’interno della tubatura fino a raggiungerne il centro; all’interno del manicotto è sistemata la
termocoppia che rivela la temperatura del sodio.
Figura 6.31: Sezione longitudinale del sensore di temperatura
Parte II A: Filiere
245
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
La rottura del manicotto si è verificata nel punto in cui questo cambia bruscamente forma e diametro.
La parte terminale del manicotto è stata trascinata dal flusso di sodio ed è stata successivamente
ritrovata, grazie all’utilizzo di una telecamera miniaturizzata, all’ingresso del surriscaldatore dove è
presente un distributore di flusso del sodio che in questo caso ha svolto le funzioni di filtro. Le
piccole dimensioni del frammento e il suo modesto peso (solo pochi grammi) hanno fatto si che lo
stesso non provocasse alcun danno al circuito e agli apparati connessi.
E’ stato portato avanti uno studio approfondito atto ad individuare le cause della rottura del sensore.
Queste sono alla fine state individuate in un eccesso di vibrazioni, rispetto a quanto stabilito in sede
di progetto, che hanno portato ad una rottura per fatica ad alta frequenza.
Un oggetto fisso all’interno di un flusso di fluido subisce delle vibrazioni che sono note come
“vibrazioni indotte dal flusso”. Solitamente la componente principale di queste vibrazioni si ha in
direzione normale al flusso che le induce. Una componente minore si ha comunque anche in
direzione parallela al flusso. E’ stato evidenziato mediante prove di laboratorio che la componente
parallela di queste vibrazioni è la causa principale della rottura. Sebbene in sede di progetto si fosse a
conoscenza di questi fenomeni il sensore era stato dimensionato solo in rapporto alla componente
normale delle vibrazioni.
Come concausa si è poi individuato un errore nel progetto del sensore che presentava una brusca
variazione di spessore che ha causato una concentrazione degli sforzi proprio nel punto in cui si è
verificata la rottura.
L’esame fatto sulla superficie di rottura del pezzo, dopo il suo recupero dalla tubatura, ha
confermato le conclusioni dell’analisi di cui sopra.
Tutti gli altri sensori dello stesso tipo sono stati analizzati e in nessun caso si è trovato un principio di
rottura. Ulteriori test fatti su questi pezzi hanno messo in evidenza come la termocoppia inserita
all’interno del manicotto svolga la funzione di ammortizzatore dell’eccesso di vibrazioni a cui sono
sottoposti i sensori. Nel caso particolare è stato accertato che al momento del montaggio il sensore
era stato piegato e questa modifica della forma ha inibito la funzione ammortizzatrice della
termocoppia portando alla rottura.
Il Wise, nel numero 445.4402, individua più specificamente in un errore nella saldatura la causa
dell’incidente: infatti nel 1991 il sensore di temperatura fu sostituito in seguito ad una revisione del
progetto iniziale; il vecchio sensore fu rimosso e al suo posto saldato il pezzo che ha poi causato la
perdita di sodio con la sua rottura.
Bisogna infine sottolineare come i sensori di temperatura nel circuito primario sono stati progettati e
realizzati in base a parametri differenti da quelli seguiti per il circuito secondario.
6.8.5.3 Danni Risultanti dalla Perdita di Sodio
Il sodio è fuoriuscito attraverso il manicotto rotto e si è riversato nell’ambiente sottostante. La
portata dell’efflusso è risultata modesta: circa 50. g al secondo (considerando che il sodio ha una
densità simile a quella dell’acqua basta considerare un rubinetto che impiega 20. s per riempire una
bottiglia da un litro). In accordo con i dati forniti dal PNC la quantità totale di sodio fuoriuscita è di
640. kg, quindi è avvenuta in un tempo approssimativo di 90 minuti.
Il sodio in contatto con l’aria ha reagito violentemente incendiandosi, bruciando completamente il
cavo elettrico connesso con la termocoppia e colando sulle strutture sottostanti: una grata per
l’accesso degli operatori e i condotti dell’impianto di ventilazione (Figura 6.32 e Figura 6.33).
La grata ha subito un danno vistoso ma le strutture di sostegno sono rimaste sostanzialmente integre.
Il condotto di aerazione è stato seriamente danneggiato ed è stata messa in evidenza la presenza di
un buco causato dal sodio. Residui della combustione del sodio sono stati ritrovati all’interno del
condotto di ventilazione.
246
Parte II A: Filiere
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Figura 6.32: danni alle strutture causati dalla fuoriuscita del sodio
Il pavimento sottostante è rivestito da una lastra di acciaio: questa è stata trovata leggermente ridotta
in spessore ma sostanzialmente intatta.
Un sottile strato di polvere bianca prevalentemente composto da carbonato di sodio, composto non
pericoloso per la salute, è stato trovato in tutta la sala e in diversi ambienti comunicanti con questa.
Figura 6.33: Tratto del condotto di aerazione danneggiato dal sodio
I danni veri e propri sono limitati alla zona immediatamente prossima al punto di fuga del sodio. La
tubatura interessata è stata chiusa con una riparazione temporanea e il loop C è stato riempito di
azoto. Il condotto di aerazione è stato tagliato e aperto per favorire l’accesso al suo interno. Il tratto
di grata di accesso danneggiata è stato rimossa per ulteriori esami. E’ stato accertato che l’acciaio
Parte II A: Filiere
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sottoposto ad alta temperatura non ha subito fusione, seppur parziale, ma è stato sottoposto ad una
forma di corrosione accelerata dall’alta temperatura, soprattutto nella zona in cui il sodio, reagendo,
metteva a contatto con l’aria metallo non ossidato.
Il cemento che ha interagito con il sodio ha mostrato solo alterazioni cromatiche ma nessuna perdita
di integrità.
La parte più delicata e impegnativa dell’operazione di manutenzione è stata la rimozione del
carbonato di calcio. Questo era il principale componente della polvere bianca che si è depositata in
tutto l’edificio ausiliario e negli ambienti immediatamente adiacenti a questo. In particolare la
rimozione della polvere dal sistema di refrigerazione ausiliario del loop C ha causato notevoli
problemi logistici a causa della geometria complicata del condotto e della relativa difficoltà di
accesso alla struttura. Il carbonato di calcio ha contaminato numerose componenti elettroniche ed
elettriche dell’impianto che sono state rimosse e sostituite. In molti casi si è potuto verificare che la
polvere non aveva in nessun modo pregiudicato la funzionalità degli strumenti contaminati.
6.8.5.4 Gestione dell’Incidente
La gestione immediata dell’incidente ha mostrato aspetti positivi e negativi dell’organizzazione e
della gestione di centrale e operatori.
•
L’incidente è stato ben gestito dall’impianto nel suo complesso: non ci sono state perdite di
refrigerante nell’edificio di contenimento, né rilasci di radioattività all’interno o all’esterno
dell’impianto.
•
In nessun momento la salute degli operatori e della popolazione è stata in pericolo.
•
L’integrità strutturale degli edifici e dei componenti più importanti dell’impianto non è mai stata
messa in discussione, non ci sono stati danni irreparabili a nessuno dei componenti.
•
Tutti i sistemi di sicurezza hanno funzionato efficacemente. I segnalatori di perdita di refrigerante
e di presenza di fumo hanno evidenziato l’incidente entro pochi secondi; la lastra di acciaio posta
a protezione del cemento del pavimento ha svolto egregiamente la sua funzione anche quando
sottoposta a temperature più alte di quelle ipotizzate in sede di progetto.
•
Gli operatori hanno preso le giuste contromisure per controllare l’incidente anche se con non
giustificabile ritardo.
Il problema maggiore che è stato messo in evidenza dall’analisi della situazione incidentale nel suo
complesso è la mancanza di istruzioni e di procedure chiare e inequivocabili per gli operatori. Nel
momento in cui ci sono stati i primi segnali di perdita di refrigerante l’impianto avrebbe dovuto
essere arrestato con la procedura rapida di spegnimento. Invece gli operatori hanno cercato di
valutare la consistenza della perdita. Questo sarebbe stato possibile, nel caso di un large LOCA,
controllando il livello di sodio nelle tanks superiori che in caso di grosse perdite si svuotano
rapidamente. Nel caso di piccoli LOCA il livello di sodio nelle tanks non cambia apprezzabilmente.
Gli operatori hanno cercato di valutare l’entità della perdita basandosi unicamente sulla quantità di
fumo presente nell’ambiente dell’incidente, cosa assolutamente inaccettabile per la sua natura
empirica e per il fatto che anche una piccola quantità di sodio, reagendo a contatto con l’aria,
produce una notevole mole di fumo.
Questa indecisione degli operatori ha portato inizialmente ad avviare una riduzione di potenza
controllata dell’impianto invece che della prevista procedura di arresto rapido dell’impianto. Solo in
un secondo momento, quando la scala dell’incidente è stata rivalutata, l’impianto è stato spento ed il
sodio del loop C dirottato in altri contenitori per arrestarne la fuoriuscita.
Sono soprattutto queste indecisioni nella gestione dei primi istanti successivi all’allarme che hanno
rischiato di trasformare una piccola perdita in un ben più grave incidente.
248
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Gli sforzi per migliorare ed aumentare la sicurezza dell’impianto sono ovviamente confluiti verso i
settori che maggiormente sono stati messi sotto pressione durante l’incidente.
Termocoppie: stabilito che la causa della rottura è un errore di valutazione degli sforzi in sede di
progetto accoppiata con un’imperizia durante il montaggio si prevede di sostituire tutti i sensori di
quel tipo. Il nuovo progetto (Figura 6.19) prevede dei manicotti più corti e di dimensioni maggiori,
privi della brusca variazione di sezione resistente che ha funzionato da concentratore degli sforzi nel
pezzo danneggiato. Sarà anche cambiata la procedura di saldatura e montaggio, anche per facilitare
le operazioni di ispezione e manutenzione, e si inserirà all’interno del manicotto un rilevatore di
perdite di sodio.
Sistema di drenaggio del sodio: è facile rendersi conto che prima la tubatura viene svuotata e
minori saranno le perdite di sodio. Tutto il sistema di drenaggio del sodio verrà riesaminato per
cercare di contenere i tempi di intervento.
Sistemi di allarme: tutti i sistemi di allarme hanno funzionato correttamente ma i segnali si sono
rivelati essere distribuiti sul pannello di controllo in modo tale che non è stato agevole per gli
operatori tenere sotto controllo tutte le variabili del sistema durante l’incidente. Si prevede di
installare un nuovo pannello di controllo che concentri tutte le indicazioni necessarie a gestire un
eventuale perdita di refrigerante. In quest’ottica si prevede anche di installare un circuito interno di
telecamere che diano immediatamente informazioni visive sulle parti dell’impianto potenzialmente
più esposte durante un evento incidentale.
Figura 6.34: Attuale termocoppia e progetto modificato
Problematico resta l’iniziale tentativo delle autorità giapponesi di nascondere, o quantomeno
minimizzare, le conseguenze dell’incidente. Sarebbe quindi auspicabile in futuro una maggiore
trasparenza dal momento che, come evidenziato da precedenti eventi, le conseguenze di un incidente
hanno una ricaduta globale.
Parte II A: Filiere
249
Impianti Nucleari
250
RL (811) A 99
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
7. IL REATTORE ASSOCIATO ALL’IMPIANTO GENERATORE DI POTENZA
L’unione del reattore coll’impianto generatore di potenza crea controreazioni sul reattore stesso
come conseguenze di transitori d’impianto. Variazioni del carico elettrico, arresto ed avvio di
pompe, apertura o chiusura di valvole determinano, tramite variazioni delle caratteristiche
termoidrauliche del fluido primario, significative variazioni di reattività.
E’ fondamentale notare che l’ampiezza ed il segno di tali controreazioni dipendono oltre che dal tipo
di transitorio, anche dal tipo di reattore che consideriamo.
In un reattore PWR per esempio, un aumento di richiesta di carico, attraverso una maggiore richiesta
di vapore, determinerebbe una diminuzione della pressione secondaria e quindi della temperatura
primaria. Poiché il coefficiente di temperatura è generalmente negativo, si determina spontaneamente
un aumento della potenza del reattore. Il reattore cioè “segue” le richieste della turbina.
Diverso è il caso di un reattore BWR dove, in conseguenza di una maggior richiesta di vapore,
l’abbassamento della pressione determinerebbe una maggiore ebollizione e quindi un abbassamento
della potenza del reattore. La necessità di un sistema di regolazione in questo secondo caso è
evidente.
Tuttavia anche nel primo caso, sia per migliorare le caratteristiche della risposta che per mantenere il
livello di potenza nominale, è necessario comunque disporre di un sistema di regolazione; inoltre,
come già illustrato nel Paragrafo 2.2, il coefficiente di temperatura per un PWR non è costante
durante il ciclo del combustibile e ciò richiede l’intervento del sistema di regolazione.
Esaminiamo il caso di un’improvvisa riduzione di carico: la chiusura delle valvole di ammissione in
turbina, potrebbe determinare aumenti di pressione indesiderati. In un PWR tale transitorio
causerebbe un rapido aumento delle temperatura primaria, compromettendo di conseguenza il
raffreddamento del nocciolo. In un BWR sarebbe invece sufficiente un aumento della pressione di
circa 1. kg/cm2 per causare l’arresto rapido per alto flusso neutronico, in conseguenza della
condensazione dei vuoti. E’ perciò indispensabile, in tale circostanza, sfiatare l’eccesso di portata
vapore o direttamente al condensatore tramite il circuito di “by-pass”, od all’atmosfera esterna
(PWR) o, nel BWR, alla piscina di soppressione della pressione nel “wet-well” del contenitore
primario.
Altri transitori di impianto che possono avere riflessi importanti sul comportamento del reattore,
sono gli scatti e gli avviamenti delle pompe (ricircolo ed alimento). In un PWR, ad esempio, l’arresto
delle pompe di ricircolo è un transitorio particolarmente oneroso: l’aumento di temperatura del
moderatore che accompagna il decadimento della portata è infatti insufficiente a ridurre il flusso
neutronico a fronte delle ridotte condizioni di scambio termico, per cui è imperativo operare l’arresto
rapido automatico. Diverso è il caso del BWR dove al contrario l’arresto delle pompe di ricircolo
provoca, attraverso una violenta ebollizione, una drastica riduzione del livello di potenza e può
quindi essere considerata una valida alternativa allo “scram”.
Transitori di portata o temperatura di alimento (sorpasso di un preriscaldatore), traducendosi in
variazioni della temperatura in ingresso reattore, danno pure luogo a controreazioni. Di particolare
importanza è, tra questi, il “colpo d’acqua fredda” che segue ad ogni drastica riduzione del carico.
Anche per le controreazioni d’impianto, come per quelle intrinseche, vi sono effetti negativi e
positivi: i primi tendono ad opporsi alla causa prima, i secondi ad esaltarla. La necessità di un sistema
di regolazione nasce anche dall’opportunità di stabilizzare l’impianto a fronte di tale tipo di transitori.
Parte II A: Filiere
251
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
7.1 Considerazioni Generali sul Sistema di Regolazione
La regolazione di un impianto nucleare richiede la regolazione sia del reattore che del gruppo
turbina-generatore. Tale regolazione implica delle azioni correttive automatiche che possono essere
mandate simultaneamente alle due macchine, ed in tal caso si parla di regolazione coordinata, oppure
di azioni che vengono inviate ad una delle due macchine mentre l’altra si adatta, cioè “segue”. È
bene sottolineare che più che modi di regolare essi sono modi di comportamento di uno stesso
sistema di regolazione, nel senso che un impianto sottoposto a certi transitori si comporta, ad
esempio, come “turbina segue” e, per gli altri, come “reattore segue”.
Turbina segue
Reattore segue
P
P
turbine
Core
turbine
Core
operator
operator
Figura 7.1: Schemi “turbina segue” e “reattore segue”.
Nello schema “turbina segue”, la richiesta di variazione di carico viene inviata al reattore e la turbina
assorbe la diversa potenza trasmessa. Nello schema “reattore segue” invece il segnale primo agisce
direttamente sulle valvole di ammissione ed è il reattore che si adatta a fornire alla turbina la potenza
necessaria (vedi Figura 7.1).
7.1.1 Reattori ad Acqua in Pressione
La regolazione del reattore PWR (vedi anche Paragrafo 2.2) può essere considerata come un
esempio di “reattore segue”. Infatti la variazione del carico elettrico agisce direttamente sulle valvole
di ammissione e la regolazione del reattore risponde attraverso il movimento delle barre di controllo
in modo da mantenere il voluto “programma di temperatura”.
Esistono infatti due schemi fondamentali di regolazione nei PWR: a temperatura media costante ed a
pressione secondaria costante. Il primo schema realizza gli obiettivi sia del reattore, cioè di muovere
le barre di controllo il meno possibile, sia del pressurizzatore, cioè di variare il volume di liquido il
meno possibile, l’altro quello della turbina, cioè di avere pressione secondaria costante.
In pratica (Figura 7.2) si realizzano spesso schemi intermedi con variazioni contenute sia della
temperatura media primaria (Tav) che della pressione secondaria (P).
252
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
Tav ref
rod
drive
comparator
no
Pref
n
Fs
Tav
Th
P
rod
Reactor
Tc
Boiler
Figura 7.2: Schema generale di regolazione per impianto PWR.
Nel caso di regolazione a temperatura primaria costante, il valore della temperatura Tc in entrata
reattore (“gamba fredda”) ed in uscita Th (“gamba calda”), viene confrontato con un valore di
riferimento (Tav ref) e la differenza va ad agire sui motori delle barre di regolazione fino a che
l’errore di temperatura non sia rientrato in una banda morta attorno al valore di riferimento. Lo
schema ha comunque l’inconveniente di dover attendere il formarsi di un certo “errore” prima di
esplicare un’azione correttiva. È pertanto utile introdurre un segnale proporzionale alla potenza o
meglio allo sbilanciamento tra potenza reattore (no) e potenza turbina (Fs) . Quest’ultimo segnale
può essere una portata vapore o una pressione al primo stadio di turbina. Spesso tale azione viene
anticipata introducendo la derivata dello sbilanciamento. L’introduzione del segnale di potenza
assorbita Fs consente fra l’altro di compensare le variazioni a lungo termine dovute
all’avvelenamento ed al bruciamento del combustibile, a causa delle quali allo stesso flusso n
corrisponderebbe una diversa potenza Fs.
Un altro segnale è infine fornito dalla misura della temperatura media primaria (o della pressione
secondaria): esso controlla le valvole di sfiato vapore che intervengono in caso di drastiche riduzioni
del carico per evitare un surriscaldamento del circuito primario e quindi del nocciolo.
7.1.2 Reattori ad Acqua Bollente (Ciclo Duale)
Il ciclo duale (vedi Paragrafo 3.1) consente attraverso gli scambiatori secondari di variare il
sottoraffreddamento all’ingresso del nocciolo, in modo tale che la variazione del carico degli
scambiatori influenzi la temperatura di ingresso reattore in modo del tutto analogo a quanto si
verifica nei PWR.
Il reattore a ciclo duale può essere controllato in due modi distinti:
•
attraverso le barre di controllo, azionate manualmente salvo che per l’inserzione rapida;
•
variando il contenuto medio dei vuoti.
La regolazione automatica di tutti i reattori BWR è basata su questo secondo concetto. Al variare
della frazione media di vuoto, varia la densità del moderatore e quindi la reattività; essa diminuisce al
crescere della frazione di vuoto, dato che il reticolo è di tipo “sottomoderato” e questo effetto si
somma all’aumento dell’efficacia delle barre di controllo che pure dà luogo ad un contributo
negativo.
Parte II A: Filiere
253
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
P=100%
100
portata
vapore
primario
80
P=80%
60
40
P=60%
20
P=20%
P=40%
L’estrema
importanza
della frazione media di
vuoto è data dalla
sensibilità della potenza
del reattore a tale
Curve a
reattività grandezza; da ciò ne
costante consegue la necessità di
mantenere il più possibile
costante la pressione del
reattore. Variazioni di 1.
kg/cm2
possono
corrispondere a variazioni
di reattività di 60. ÷ 80.
pcm e quindi causare
arresto rapido.
La
regolazione
dell’impianto avviene per
mezzo del regolatore di
velocità di turbina e del
Figura 7.3: Curve di funzionamento di un reattore a ciclo duale.
regolatore di pressione
del reattore. Questi due
regolatori sono tra loro opportunamente collegati ed operano sulle valvole di regolazione primarie,
secondarie e su quelle di “by-pass”. La funzione di queste ultime, analoga a quelle di sfiato del PWR,
è di impedire una sovrapressione e quindi una indesiderata iniezione di reattività, quando si riduce
improvvisamente il carico.
80
100
60
20
40
Portata vapore dal generatore
La funzione del regolatore di pressione è quella di mantenere essenzialmente costante la pressione
del vessel, in modo da prevenire fluttuazioni di reattività. Ciò viene ottenuto ammettendo vapore alla
turbina in quantità sufficiente a mantenere nel reattore la pressione desiderata: la turbina cioè
“segue” i desideri del reattore. Come si vede il criterio è opposto a quello dei PWR. Se però la
turbina non può accettare, perché il carico non lo richiede, questa quantità di vapore, il regolatore
apre le valvole di “by-pass” e l’eccesso di portata viene inviato direttamente al condensatore.
L’apertura delle valvole di regolazione primarie pilotata dal regolatore di pressione è accompagnata
dalla concomitante chiusura delle valvole di regolazione secondarie in modo da non alterare il carico.
Quando le valvole primarie sono completamente aperte, un’ulteriore estrazione delle barre di
controllo determinerebbe l’apertura delle valvole di “by-pass”. Un regolatore di riserva interviene
automaticamente per guasto del primo: tra i due prevale quello che richiede le valvole di regolazione
più aperte per la sicurezza del reattore.
Il regolatore di velocità di turbina ammette vapore secondario in modo da far fronte alla richiesta e
regola in tal modo la potenza del reattore attraverso il meccanismo del sottoraffreddamento
all’ingresso reattore: in questo caso è dunque il reattore che “segue” la turbina. Infatti, al crescere
della domanda, sempre più vapore secondario è ammesso alla turbina, il sottoraffreddamento del
fluido proveniente dallo scambiatore secondario è aumentato ed aumenta nel nocciolo l’altezza non
bollente. Inizialmente la frazione di vuoto diminuisce, determinando così un aumento di reattività e di
potenza. Successivamente l’aumentata potenza e produzione di vapore ripristinano la stessa reattività
associata ai vuoti iniziale, detratta l’aliquota legata al maggior livello di potenza (Doppler e Xeno).
In questo modo la potenza del reattore può essere automaticamente regolata dal 70% al 100% del
carico senza alterare la posizione delle barre di controllo. Il diagramma di regolazione di un BWR a
ciclo duale (vedi Figura 3.49) presenta due famiglie di curve a reattività e potenza costante come
funzioni delle portate di vapore primario e secondario. Al Garigliano la pressione secondaria era
254
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
circa il 50% e la portata nominale circa il 30% di quella primaria. La prima famiglia è ottenuta
facendo un bilancio di reattività, la seconda un bilancio termico. È evidente che si può passare da una
curva ad un’altra di isoreattività solo azionando manualmente le barre di controllo. Questa
operazione viene effettuata sia per compensare il “burn-up” che per operare continuamente a basso
carico senza “by-passare” eccessive quantità di vapore. In corrispondenza di una riduzione lenta del
carico, il sistema segue proprio una linea a reattività costante. Se la variazione è brusca, ad esempio
riduzione istantanea della portata secondaria a zero, la portata di vapore primaria inizialmente rimane
costante e solo successivamente, in conseguenza del ridotto sottoraffreddamento, scende al valore di
regime. Tale transitorio si esauriva nel giro di circa un minuto, costante di tempo dovuta all’inerzia
dello scambiatore secondario, oltre che ai tempi di miscelamento e di trasporto.
7.1.3 Reattori ad Acqua Bollente (Ciclo Singolo)
L’abolizione del ciclo duale, volta soprattutto a rendere l’impianto più compatto come già discusso
nel Paragrafo 3.1, ha richiesto l’introduzione di un nuovo sistema per regolare la potenza del
reattore.
Si è così passati alla regolazione del ricircolo già studiata su base teorica fin dal 1958 ma realizzata
su base industriale molti anni più tardi dalla GE con l’impianto di Oyster Creek. Questa regolazione,
inizialmente basata sull’impiego di moto-generatori a frequenza variabile alimentanti dei normali
motori ad induzione, è stata successivamente sostituita da regolazione della portata di ricircolo con
valvole regolanti. La mancanza di valvole commerciali adatte a questo scopo (regolazione di grandi
portate d’acqua vicina alla temperatura di saturazione) aveva fatto preferire, in un primo tempo, la
prima soluzione, anche con un sistema più ingombrante, più costoso e con una risposta più lenta. In
questo modo si realizza una relazione pressoché proporzionale tra portata e potenza reattore, come
mostrato dalla Figura 7.4.
Allo scopo di accelerare la risposta dell’impianto in casi di rapidi aumenti di carico, il regolatore del
carico determina un abbassamento
transitorio del riferimento della
1.40
pressione (set-point) provocando, in
portata
1.24
relativa
anticipo sulla variazione della
1.20
alla nominale
portata di ricircolo, l’apertura delle
MCHFR = 1
1.20
1.10
blocco barre valvole di ammissione in turbina; si
1.00 RBM max. utilizza in questo modo l’energia
1.00
immagazzinata nel circuito primario,
arresto rapido APRM
blocco barre energia che viene poi ripristinata
RBM min.
all’aumento
della portata di
0.80
ricircolo.
0.60
blocco barre APRM
0.40
circolazione
naturale
0.20
intervallo con regolazione
automatica della
portata
curva caratteristica
"potenza-portata"
1.00
0.20
0.60
0.80
0.40
Portata di ricirc. relativa alla nominale
Figura 7.4: BWR ciclo singolo: diagramma di regolazione.
Parte II A: Filiere
Un altro sistema che è stato
introdotto in aggiunta al sistema di
“by-pass” in alcuni BWR è il
REVAB (Relief Valves Augmented
By-pass”). In caso di perdita del
carico elettrico, la chiusura delle
valvole
di
ammissione,
su
indicazione di sbilanciamento del
regolatore di turbina, interrompe
l’accoppiamento reattore-turbina e
la pressione reattore inizia a
crescere ad una velocità elevata
(circa 10. kg/cm2s). D’altra parte il
255
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
circuito di “by-pass” non è in genere dimensionato per accogliere il 100% della portata vapore
(generalmente solo il 25 ÷ 30%), per cui si avrebbe comunque un aumento della pressione nel vessel
con conseguente “scram” per alto flusso.
Per evitare questo “scram” è stata prevista l’apertura di un certo numero di valvole di sfiato che
rilasciano vapore alla piscina di soppressione della pressione, su segnale elettrico. La potenza del
reattore è inoltre ridotta dall’inserzione di un gruppo di barre preselezionate (“selected rods
insertion”) e dalla riduzione automatica della portata di ricircolo. Subito dopo le valvole di sfiato si
richiudo in sequenza, dato che la pressione primaria si è ridotta, in modo da non alterare l’andamento
della pressione stessa.
7.1.4 Reattori Gas-Grafite (AGR)
In conseguenza di una variazione di carico, lo sbilanciamento, oltre ad aprire le valvole di
ammissione in turbina, invia un segnale anticipatorio ad aggiustare i riferimenti di “temperatura gas
in uscita”, “portata soffianti” e “portata di alimento”.
Il problema delle oscillazioni da Xeno è stato risolto dividendo il reattore in settori ed asservendo le
barre di controllo dei settori alla temperatura del gas in uscita dei settori rispettivi.
La portata delle soffianti è regolata indipendentemente agendo su valvole in base al segnale della
temperatura del gas in ingresso reattore.
La temperatura del vapore viene regolata agendo sul riferimento della temperatura gas in uscita
reattore e la pressione agendo sulla portata di alimento. Le turbo-pompe di alimento a loro volta
sono regolate in modo da mantenere costante il salto di pressione attraverso le valvole regolanti
dell’acqua di alimento.
7.2 La modulazione del Carico nei Moderni Impianti Nucleari di Potenza
(Il materiale dei paragrafi relativi alla modulazione del carico è stato tratto dalla Relazione svolta per il
corso di “Impianti Nucleari” da Piero Castrataro nell’A.A 1998/1999).
La richiesta di potenza elettrica dalla parte della rete utilizzatrice subisce grandi variazioni, sia
stagionali (Figura 7.5) sia nell’arco di una singola giornata (Figura 7.6), variazioni che possono
essere previste con buona approssimazione in base all’esperienza di gestione [ENEL, 1999] della rete
stessa. Per assicurare una razionale ed economicamente conveniente copertura del fabbisogno di
potenza elettrica si ricorre generalmente ad una ripartizione del carico, tra le varie centrali disponibili
e l’eventuale importazione da reti elettriche estere, secondo il criterio del minimo costo:
•
le centrali idroelettriche ad acqua fluente, le centrali geotermoelettriche e le centrali nucleari
funzionano a pieno carico per la copertura della cosiddetta “base del diagramma”;
•
le centrali termoelettriche convenzionali coprono la zona intermedia del diagramma del carico;
•
centrali idroelettriche ad energia modulata, ad energia regolata e ad accumulo per pompaggio,
eventualmente integrate da impianti a turbogas, fanno fronte ai picchi del diagramma di carico ed
inoltre coprono le fluttuazioni a frequenza relativamente elevata e di natura aleatoria che
avvengono attorno al valore medio.
Nel caso in cui la percentuale di energia elettrica prodotta da fonte nucleare su quella totale superi
una certa soglia (normalmente maggiore del 50%), le centrali nucleari sono chiamate a coprire anche
la zona intermedia del diagramma di carico. Ciò richiede una maggiore flessibilità nell’esercizio
dell’impianto senza comprometterne l’affidabilità e la sicurezza.
256
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
45000
gennaio
febbraio
marzo
aprile
maggio
giugno
luglio
agosto
settembre
ottobre
novembre
dicembre
Potenza (MW)
40000
35000
30000
25000
20000
0
6
12
18
24
Giorno (h)
Figura 7.5: Potenza oraria richiesta sulla rete italiana nel terzo mercoledì di ciascun mese del 1998.
In particolare, per questa modulazione nella gestione, sono richiesti tre tipi di flessibilità [Bertron,
1986]:
•
nella modulazione della potenza prodotta, fattore fondamentale nell’adeguamento alla domanda
(carico) della rete esterna;
•
l’aggiustamento della frequenza, altro fattore fondamentale nella qualità del prodotto “energia
elettrica”. L’aggiustamento della frequenza ha due aspetti: il cosiddetto “adeguamento
primario”, cioè la reazione ad un improvviso squilibrio tra l’energia generata e quella richiesta
dalla rete, ed il “controllo automatico della frequenza”, processo che consenta di avere un
continuo equilibrio intorno alla frequenza nominale della rete elettrica in cui opera l’impianto
stesso (in Europa 50 Hz, negli USA 60 Hz);
•
la partecipazione dell’impianto nel parco di riserva di carico della rete elettrica nazionale.
Per far fronte a queste nuove esigenze sono stati necessari studi ed esperienze operative aggiuntive
che confermassero la conformità dell’impianto nucleare alle nuove modalità di gestione con
modulazione della potenza prodotta (zona intermedia del diagramma di carico), con possibilmente
piccoli cambiamenti progettuali.
I progressi fatti nell'ambito del controllo e della regolazione degli impianti nucleari dimostrano come
oggi essi siano diventati macchine flessibili, in grado di fornire le stesse prestazioni degli impianti
termoelettrici tradizionali. Gli studi effettuati, convalidati da una serie di esperienze e test operativi,
hanno dimostrato la possibilità di far fronte alle richieste della rete elettrica senza compromettere il
livello di sicurezza e con un alto grado di affidabilità. La flessibilità raggiunta non ha compromesso la
competitività dell'impianto e ha avuto il merito di dare un impulso all'acquisizione di nuove
conoscenze ed alla loro applicazione.
Parte II A: Filiere
257
Impianti Nucleari
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Figura 7.6: Consumo interno di energia elettrica in Italia nel 3° mercoledì di dicembre
I settori interessati sono molteplici:
•
il sistema di regolazione e controllo del reattore, con i quali si tende verso una completa
automatizzazione in grado di sollevare l'operatore da compiti gravosi;
•
il sistema di monitoraggio del nocciolo e l'acquisizione dei dati relativi alle grandezze da
controllare: si cerca di ridurre i tempi di acquisizione dei dati e di renderli il più possibili completi
attraverso l’utilizzo di un potenziato sistema di calcolo istantaneo dello stato del reattore in
grado di fornire informazioni utili sulla distribuzione spaziale e temporale delle variabili di stato;
•
l'elemento di combustibile, che è sicuramente il componente più delicato nelle operazioni di
modulazione del carico;
258
Parte II A: Filiere
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7.2.1 Cenni alle problematiche del controllo e della gestione di un impianto
Perseguire l’obiettivo di avere un impianto nucleare flessibile ed allo stesso tempo competitivo
economicamente significa, in primo luogo, ottimizzare la sua regolazione ed il suo controllo con
processi affidabili, sicuri e in grado di essere gestiti facilmente ed economicamente; in secondo luogo
c’è bisogno di una nuova gestione dell’impianto stesso che tenga conto del nuovo ruolo che esso
occupa nel panorama (nazionale e spesso anche a livello ancora più ampio di reti nazionali
interconnesse) della generazione e della distribuzione energetica (ad esempio una nuova
programmazione delle fermate dell’impianto), comprese le esigenze di esportazione/importazione
dell’energia.
Si presentano quindi tutta una serie di problemi legati principalmente:
•
alla formulazione del problema generale del controllo di un impianto ed alla tecniche utilizzate
per risolverlo;
•
alla gestione dei sistemi scelti per il controllo della potenza prodotta (p.e. barre di controllo) ed
alle loro prestazioni.
7.2.1.1 Formulazione del problema del controllo
La formulazione del problema del controllo ottimale per un impianto nucleare presenta una serie di
caratteristiche comune a tutti i problemi di controllo ottimale di impianto [Ebert, 1982]:
•
un modello dinamico del sistema che consiste in una serie di equazioni alle derivate parziali che
descrivono il sistema stesso:
∂x
= f ( x , u , ξ, p)
∂t
dove x(r, E, t) sono le variabili di stato dell’impianto o del processo, in generale funzione della
posizione r, dell’energia E e del tempo t; u(r, E, t) sono le variabili di controllo; ξ(r, E, t) sono le
funzioni statistiche che influenzano lo stato del sistema e p(r, E, t) sono infine i coefficienti del
sistema di equazioni;
•
un funzionale oggettivo che è una misura delle prestazioni del sistema:
J (u ) = O[L( x , u , p)]
dove O è un operatore funzionale e L è un operatore indice delle prestazioni;
•
una misura dello stato del sistema; da notare che le variabili normalmente misurate non sono
identiche alle variabili di stato quindi sono necessarie una serie di equazioni differenziali che
colleghino le misure effettuate alle variabili di stato del sistema:
z = h ( x , u, ϑ, p)
dove le variabili misurate sono z(r, E, t) mentre θ(r, E, t) sono gli errori sulle misure stesse;
•
dei vincoli per le variabili di stato e per quelle di controllo, vincoli che provengono da limiti di
sicurezza od ingegneristici.
L’obiettivo fondamentale del problema del controllo ottimale dell’impianto è quello di minimizzare il
“funzionale oggettivo” J(u) nel dominio delle variabili di stato e di controllo del sistema. Si
richiedono inoltre altre condizioni aggiuntive:
1. il metodo di soluzione sia pratico e computazionalmente efficiente;
2. il modello del sistema ed i suoi vincoli siano adeguatamente corrispondenti all’impianto reale.
Parte II A: Filiere
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Impianti Nucleari
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Per ottenere la soluzione del problema del controllo di un impianto sono inoltre necessarie varie
assunzioni; p.e., prendendo in considerazione in particolare un impianto ad acqua in pressione si
assumono per il modello dinamico del reattore nucleare le seguenti approssimazioni:
1. approssimazioni sia spaziali (nodalizzazione) che temporali (discretizzazione) ed energetiche
(diffusione ad uno o due gruppi energetici);
2. una serie limitata di feedbacks (moderatore, Doppler, Boro e Xeno);
3. linearizzazioni del sistema di equazioni (alcuni metodi di soluzione conservano le caratteristiche
non lineari);
La specificazione del “funzionale oggettivo” fino ad oggi utilizzata negli impianti nucleari prevede di
solito una sua linearizzazione ed una combinazione delle deviazioni delle seguenti grandezze da
quelle desiderate:
•
potenza;
•
distribuzione della densità di potenza o suo tasso di variazione;
•
variabili di controllo (posizione barre assorbitrici, concentrazione di Boro, temperatura del
moderatore) o loro tasso di variazione;
•
criticità del nocciolo.
Per le variabili di stato, assumendo una loro esatta conoscenza, si ha un sistema deterministico,
altrimenti, se le misure sono affette da rumore o non tutte le variabili di stato sono misurabili (per
esempio la concentrazione dello Xeno e dello Iodio), devono essere usate tecniche alternative di
stima. Inoltre si applicano vincoli aggiuntivi alle seguenti variabili di stato:
1. indice della forma assiale della potenza;
2. distribuzione della densità di potenza (o suo tasso di variazione temporale);
3. e/o limite sulla densità di potenza massima;
ed anche alle seguenti variabili di controllo:
1. efficienza delle barre di controllo ed alla loro inserzione (o velocità di inserzione);
2. concentrazione del Boro in soluzione (o variazione temporale);
3. temperatura media del moderatore;
4. e/o livello di potenza totale dell’impianto.
Una volta formulato il problema del controllo ottimale si possono utilizzare diversi metodi di
soluzione, generalmente classificati in quattro categorie:
1. euristici;
2. variazionali;
3. di programmazione dinamica;
4. di analisi funzionale per sistemi lineari.
Solo alcuni di questi metodi sono stati realmente applicati ad un impianto nucleare; la maggior parte
di essi prevede l’utilizzo di modelli monodimensionali del nocciolo nella sua nodalizzazione spaziale,
discretizzano il processo nel tempo ed utilizzano la teoria diffusionale ad un gruppo anche se
prendono in considerazione quasi tutti i tipi di feedbacks. Questo tipo di approssimazioni crea
sicuramente, nella soluzione ottenuta, un errore che, se non correttamente valutato per adottare
adeguati margini di sicurezza, può comportare i seguenti problemi:
260
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
•
riduzione delle prestazioni dell’impianto rispetto alle sue potenzialità, con conseguente aggravio
economico;
•
difficoltà nel rendere il controllo completamente automatico e quindi necessità dell’intervento di
operatori con grandi capacità (problema ancora più evidente se si pensa alla frequenza prevista
delle operazioni di modulazione del carico);
•
possibilità di scram automatico del reattore.
Al fine di ottenere soluzioni sempre migliori al problema del controllo e della regolazione
dell’impianto risulta quindi necessario utilizzare modelli dinamici del reattore più complessi per
ottenere un maggiore dettaglio. Ciò è vincolato alla possibilità di modificare sia il progetto del
sistema di controllo sia la tipologia delle operazioni condotte. Passi in avanti sono possibili
realizzando sia strumenti di misura che sistemi di analisi delle informazioni veloci, tali da essere
utilizzati in linea durante le operazioni di variazione della potenza prodotta. In questa ottica, la
sempre maggiore disponibilità di potenza di calcolo costituisce un valido impulso alla progettazione
di sistemi di controllo completamente automatici, in grado di ridurre od addirittura eliminare i
possibili errori umani, e capaci di effettuare il controllo ottimale del sistema in tempo reale,
sfruttando quindi al massimo le potenzialità dell’impianto, senza nulla concedere alla possibilità di
incidenti.
7.2.1.2 Gestione dei meccanismi scelti per il controllo
L'utilizzo del Boro disciolto nel refrigerante
L’utilizzo del Boro disciolto nel refrigerante primario ha comportato da anni grandi vantaggi nel
controllo della reattività a lungo termine anche perché, essendo l’assorbitore neutronico disciolto
uniformemente nel moderatore-refrigerante, non perturba la distribuzione spaziale della potenza. Le
prestazioni del sistema di controllo del Boro possono essere caratterizzate sostanzialmente da due
quantità [Ebert, 1982]:
1. il tasso con cui la concentrazione del Boro disciolto può essere cambiata;
2. l’intervallo di tempo in cui questo tasso può essere continuamente applicato nell’impianto.
La diluizione ha un tempo di dimezzamento dell’ordine delle 5 ore mentre l’operazione inversa di
“borazione” riesce a raggiungere velocità di circa 25. ppm/min. La capacità del contenitore
dell’acqua di rifiuto ed il tasso di evaporazione limitano nel tempo le operazioni di variazione della
concentrazione del Boro. Il sistema di controllo del Boro è quindi soggetto alle seguenti limitazioni
[Choi, 1993]:
1. bassa capacità di compensazione per le variazioni di reattività a breve termine;
2. aumento della generazione di rifiuti liquidi (acqua borata);
3. limitata capacità di intervento vicino la fine del ciclo del combustibile (EOC);
4. alto tempo di intervento, soprattutto in fase di diluizione della concentrazione.
L'utilizzo delle barre di controllo
L’utilizzo delle barre di controllo in fase di regolazione dell’impianto consente di controllare la
reattività a breve termine, di spegnere il reattore in caso di necessità e di intervenire in tempi rapidi,
ma è soggetto alle seguenti problematiche:
1. creazione di disuniformità nella distribuzione spaziale di potenza, che si aggiungono alla
variazione temporale necessariamente imposta per adeguare la potenza dell’impianto alle
Parte II A: Filiere
261
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
richieste della rete, particolarmente marcate nel caso in cui la progettazione e la movimentazione
delle barre non siano adeguatamente corrette;
2. consumo delle barre di controllo stesse e dei loro meccanismi, sia a livello nucleare sia a livello
meccanico.
Come detto quindi la movimentazione delle barre di controllo può provocare distorsioni spaziali della
densità di potenza durante le operazioni di modulazione del carico. I picchi di potenza risultanti
possono portare ad un innalzamento significativo sia della temperatura del combustibile Tcomb che
dell’incamiciatura Tcamicia:
•
una Tcamicia maggiore genera maggiori stress termici nella sezione della camicia stessa e favorisce
la reazione di ossidazione esotermica dello Zr in ZrO2, con potenzialità di innesco di un
meccanismo autosostenente. La formazione di ZrO2 aumenta la resistenza termica con una
conseguente Tcomb maggiore, diminuisce la sezione resistente della camicia ed è accompagnata
da un maggiore infragilimento da idrogeno.
•
Una Tcomb maggiore aumenta il livello di stress termico nella pastiglia, la dilatazione della stessa e
favorisce il rilascio dei gas di fissione. Il livello di stress termico aumenta inoltre la probabilità di
cracking della pastiglia. La dilatazione, il rilascio di gas di fissione e la Tcomb maggiore
aumentano in modo considerevole la pressione interna della camicia. L’insieme di questi
fenomeni, uniti alla variazione temporale della potenza prodotta a seguito di variazione della
richiesta del carico, favorisce la probabilità dell’instaurarsi della interazione tra guaina e
combustibile (PCI).
Numerose esperienze condotte da anni in reattori sperimentali hanno evidenziato come i
danneggiamenti dell’incamiciatura:
•
si verificano durante od in seguito ad un aumento di potenza, dopo che il combustibile ha
funzionato per lungo tempo ad un livello di bassa potenza;
•
si verificano se la potenza finale della rampa è maggiore ad un valore di soglia;
•
variazioni di potenza anche ripetute, al di sotto del valore finale di soglia, non determinano
guasti;
•
non si verificano per basse velocità di aumento della potenza.
Tali considerazioni hanno evidenziato la necessità di stabilire un limite alla velocità di aumento della
potenza prodotta che sicuramente penalizza l’impianto dal punto di vista economico. Questa
penalizzazione giustifica lo sforzo che è stato necessario compiere per migliorare il progetto
dell’elemento di combustibile. Il possibile verificarsi del fenomeno del PCI rende desiderabile avere
un modello in grado di predire la rottura delle guaine e allo stesso tempo un sistema in grado di
rivelarle in tempo reale, per fornire preziose informazioni al sistema di controllo stesso.
La disuniformità nella distribuzione spaziale della densità di potenza nel nocciolo può inoltre
generare:
•
oscillazioni spaziali da Xeno;
Nelle regioni con maggiore densità di potenza, e quindi a maggiore flusso neutronico, il tasso di
bruciamento dello Xe135 viene incrementato dalle sue maggiori catture neutroniche, anche la sua
produzione aumenta ma, a causa della diversa vita media dello I135, in modo ritardato: la
concentrazione temporale dello Xe135 passa quindi attraverso un minimo per poi risalire e quindi
anche il flusso neutronico aumenta fino ad un massimo per poi diminuire. Nelle regioni a basso
flusso neutronico avviene il fenomeno contrario ed il risultato complessivo è quindi la
262
Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
generazione di oscillazioni spaziali della densità di potenza particolarmente pericolose per il
sicuro funzionamento del reattore.
•
burn-up del combustibile non uniforme.
Il diverso bruciamento del combustibile crea inoltre zone con reattività diverse e può risultare
dannoso soprattutto alla fine del ciclo del combustibile, quando la reattività a disposizione è
molto bassa, esistendo la possibilità di spegnimento della reazione a catena prima del previsto. È
da prendere in considerazione anche il danno economico che si ha a causa di un burnup medio
allo scarico più basso.
Il possibile verificarsi di disuniformità spaziali della densità di potenza suggerisce inoltre la necessità
di un miglioramento della strumentazione posta all’interno del nocciolo.
Le variazioni temporali e spaziali della densità di potenza pongono anche problemi relativi ai
fenomeni di fatica dei materiali che costituiscono il nocciolo ed il circuito del refrigerante. In questo
campo le preoccupazioni sono certamente minori in quanto gli ampi margini di sicurezza considerati
nella progettazione delle parti strutturali del reattore costituiscono una grande garanzia che tuttavia
deve essere verificata sia in sede progettuale sia attraverso controlli in grado di accertare come,
anche in queste situazioni, l’impianto risponda in maniera adeguata alle sollecitazioni cui è
sottoposto.
7.2.2 Soluzioni Proposte
7.2.2.1 Francia
Dal 1983 le centrali nucleari francesi ad acqua in pressione hanno contribuito alle modulazioni
giornaliere della potenza immessa sulla rete elettrica, iniziando con una serie di test sui reattori da
900 MWe [Bertron, 1986]. Il numero di transitori di adeguamento del carico effettuati è cresciuto
costantemente negli anni, anche per l’aumento del numero complessivo di centrali nucleari allacciate
alla rete: 500 nel 1983, 935 nel 1985, 2213 nel 1987, per arrivare a 2338 nel 1988.
La regolazione primaria della frequenza è diventata il modo operativo normale per i reattori suddetti,
interrotto solo da periodi di “stabilizzazione” mensili, richiesti per calibrare le misure di flusso
neutronico nel nocciolo. Per le unità che sono normalmente gestite con questa tipologia operativa, il
tempo in cui viene effettuato il controllo automatico della frequenza può raggiungere il 70% del
tempo totale in cui la centrale è in funzione.
Per soddisfare le richieste della rete elettrica esterna, la modulazione del carico nelle unità PWR
considerate fa riferimento a due diagrammi di produzione della potenza elettrica: uno corrispondente
ad un giorno feriale, che include il ciclo di modulazione notturna (Figura 7.7), l’altro che riguarda i
giorni festivi e presenta un secondo ciclo di modulazione della potenza prodotta durante il
pomeriggio (Figura 7.8). Il campo di modulazione del carico va dalla potenza tecnica minima (200.
MWe) fino alla potenza nominale dell’impianto, in funzione delle richieste della rete. Sono possibili
velocità di variazione della potenza prodotta di 50. MWe/min ma più spesso si richiedono velocità
minori, tra i 20. ed i 30. MWe/min.
Il controllo della frequenza può essere superimposto anche durante le variazioni del carico. Esso è
determinato da un “margine di aggiustamento” che, in generale, viene diviso in due parti:
1. aggiustamento primario di 20. MWe (2% della potenza nominale), attraverso il controllo della
velocità della turbina;
2. aggiustamento secondario (partecipazione al controllo automatico della frequenza) di 50. MWe o
del 5% della potenza nominale, con un rateo di variazione pari all’1%/min che può raggiungere
anche valori del 4.5%/min.
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Potenza nominale (%)
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Tempo (h)
Figura 7.7: Andamento della potenza prodotta nei giorni feriali
Le operazioni di modulazione del carico sono effettuate anche per far partecipare gli impianti
nucleari alla “riserva di carico” che deve essere sempre prevista sulla rete elettrica. Gestire
l’impianto in questa modalità significa poter effettuare aumenti della potenza di 3-5%/min della
potenza nominale, possibili solo mantenendo le barre di controllo inserite nel nocciolo durante i
periodi di basso carico.
L’ottenimento di queste capacità di variazione della potenza elettrica prodotta sono state possibili
grazie ad un metodo di controllo e di regolazione dell’impianto, denominato “modo grigio”, messo a
punto dalla Framatome. Questa modifica al sistema inizialmente previsto di regolazione e controllo
ha condotto ad una maggiore manovrabilità dell’impianto stesso rispetto alle possibilità iniziali. Ciò
significa, per l’impianto nucleare, essere utilizzato all’interno della rete allo stesso modo di un
impianto convenzionale. Il “modo grigio” consiste nell’utilizzo simultaneo sia di barre assorbitrici
meno assorbenti (chiamate “barre grigie”) sia della concentrazione di Boro disciolto come
meccanismi di controllo della potenza. Una opportuna ottimizzazione della reattività delle assembly
di barre di controllo ha inoltre permesso di minimizzare le distorsioni assiali di flusso durante la
modulazione della potenza e di prevenire possibili instabilità di flusso neutronico causate
dall’accumulo di Xeno. In questo modo il sistema di riduzione del carico, progettato per evitare di
oltrepassare la soglia di protezione, non è stato mai attivato.
Il controllo della concentrazione del Boro disciolto (condotto ancora manualmente sebbene siano
stati ottenuti risultati soddisfacenti utilizzando anche un sistema di controllo automatico) non ha
creato nessun tipo di problema. L’esperienza operativa acquisita ha permesso all’EdF di ottimizzare
le operazioni necessarie durante i transitori e di minimizzare il volume di acqua borata di rifiuto,
anticipando la variazione del carico.
L’adozione di queste modifiche nel sistema di controllo è stata preceduta da una serie di test a fatica
di quei componenti sottoposti a sforzi meccanici, in particolare sull’elemento di combustibile, che
hanno dato esiti soddisfacenti.
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Potenza nominale (%)
100
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60
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0
4
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20
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Tempo (h)
Figura 7.8: Andamento della potenza prodotta nei giorni festivi
Durante le operazioni di modulazione del carico è stata monitorata inoltre l’attività dei prodotti di
fissione per scoprire eventuali relazioni tra le operazioni condotte e l’instaurarsi di difetti nel
combustibile. Analisi dettagliate hanno mostrato come [Miossec]:
•
l’evoluzione del tasso di difetti nell’elemento di combustibile è indipendente dalle operazioni di
“load following”;
•
non c’è alcuna relazione tra il tempo a cui questi difetti diventano evidenti ed il livello di
sollecitazione immediatamente precedente;
•
l’evoluzione della grandezza dei difetti delle guaine è simile per entrambe le modalità di gestione
dell’impianto “carico base” e “load following”.
Altri test sono stati condotti per verificare il comportamento meccanico del circuito primario
sottoposto ad una serie programmata di variazioni del carico e quindi a variazioni della temperatura e
della pressione e la resistenza meccanica dei meccanismi e delle barre di controllo. Alcune modifiche
hanno reso l’affidabilità di questi meccanismi compatibile con il numero di operazioni di
inseguimento del carico previste. I test hanno peraltro evidenziato come, dopo un certo numero di
movimentazioni delle barre (circa 1.26 106), l’usura ne comprometterebbe l'ulteriore utilizzo.
La necessità di operazioni di modulazione della potenza prodotta hanno inoltre condotto alla stesura
di specifiche procedure di esercizio che devono essere applicate dall’operatore in attesa che tutto il
sistema di controllo diventi completamente automatizzato, soprattutto nel controllo della
concentrazione del Boro disciolto.
L’utilizzo di molte centrali nucleari nel programma di modulazione del carico per la particolare
condizione energetica francese (il 75% dell’energia elettrica prodotta proviene da fonte nucleare) ha
portato alla sviluppo di software in grado di gestire automaticamente le richieste della rete elettrica,
modulando la potenza tra le diverse centrali, tenendo conto delle operazioni di ricambio del
Parte II A: Filiere
265
Impianti Nucleari
RL (811) A 99
combustibile per evitare che queste avvengano prima o durante la stagione invernale, normalmente in
Europa quella a richiesta di potenza elettrica maggiore (Figura 7.5).
L’esperienza acquisita a partire dagli anni ’80 ha consentito la progettazione delle nuove unità N4
della Framatome, implementando direttamente sistemi di controllo in grado di adeguare la potenza
prodotta dall’impianto a quella richiesta dalla rete [Framatome, 1990]. In particolare sono stati
sviluppati due modi di gestione dell’impianto:
modo A
è in grado di soddisfare le esigenze di copertura della base del diagramma di carico, con
controllo primario della frequenza;
modo X
più flessibile, è in grado di condurre adeguatamente le operazioni di modulazione del
carico; la massima potenza raggiungibile in questo caso è leggermente inferiore: 4,056.
MWth contro i 4,270. MWth del “modo A”.
Nel “modo A” il reattore è controllato con un banco di barre di controllo leggermente inserite nel
nocciolo, che introducono una leggera reattività negativa, e variando la concentrazione di acido
borico disciolto nel refrigerante. In questo caso sono possibili variazioni della potenza di + 3% della
potenza massima per consentire la regolazione primaria della frequenza.
Nel “modo X” il reattore è controllato da cinque banchi di barre di controllo che automaticamente e
simultaneamente controllano sia la reattività che la distribuzione assiale di potenza. Le variazione
della concentrazione dell’acido borico sono utilizzate solo per compensare gli effetti di reattività a
medio termine (avvelenamento da Xeno) ed a lungo termine (bruciamento del combustibile). In
queste condizioni, la potenza dell’impianto può variare, secondo le richieste giornaliere, dal 30% al
100% della potenza nominale. La durata del livello di bassa potenza va dalle sei alle otto ore e la
potenza prodotta può variare con una velocità massima del 5%/min della potenza nominale. Un
diagramma di carico avente un doppio picco (simile quindi alla richiesta delle rete), particolarmente
oneroso per la compensazione dell’avvelenamento da Xeno, può essere seguito senza particolari
problemi. La regolazione primaria della frequenza ed il controllo automatico della frequenza,
combinate con la modulazione del carico, possono essere condotte con successo con variazioni della
potenza fino a +3% e +5% rispettivamente (senza andare oltre la potenza nominale). Il ritorno a
piena potenza può essere effettuato con un valore massimo della velocità del 5%/min della potenza
nominale. I test, condotti nella centrale nucleare di St. Alban, hanno portato alla qualificazione di
questo “modo X”, confermando la sua grande flessibilità nella gestione dell’impianto.
7.2.2.2 Germania
La KWU ha cominciato ad introdurre sistemi di controllo della potenza prodotta negli impianti
nucleari ad acqua in pressione in grado di far fronte alle necessità di modulazione del carico, sin dai
primi impianti costruiti [KWU, 1990]. La messa in funzione nel 1972 dell’impianto di Stade (662
MWe) ha segnato l’inizio della costruzione di impianti aventi una grande flessibilità nella gestione.
La centrale di Biblis A (1,200 MW), completata nel 1974, aveva già un sistema integrato che
garantiva ottime prestazioni nella modulazione del carico. L’esperienza acquisita negli anni ha
consentito una progettazione e costruzione dei componenti della centrale in grado di operare per
l’intera vita dell’impianto in condizioni di modulazione del carico.
Il raggiungimento di una adeguata flessibilità nella gestione dell’impianto è stato possibile grazie ai
seguenti fattori:
1. il sistema di controllo e di regolazione dell’impianto è dotato di un sistema di limitazione con un
livello intermedio di intervento posizionato tra il normale controllo di impianto a circuito chiuso
ed il classico sistema di protezione del reattore; quando il sistema di controllo dell’impianto non è
in grado di mantenere le variabili di stato del reattore all’interno del loro “range”, questo livello
medio di intervento consente automaticamente il rientro dell’impianto stesso nelle condizioni
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Parte II A: Filiere
Impianti Nucleari
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normali di controllo senza far intervenire i sistemi di protezione (scram) che interromperebbero
l’esercizio.
2. la temperatura del refrigerante primario è mantenuta costante nei campi di potenza intermedio ed
alto diminuendo la pressione del vapore prodotto con l’incremento della potenza del reattore.
Ciò consente di regolare e di controllare, in modo ottimale, la potenza prodotta dall’impianto
nelle fasi di modulazione del carico:
•
le variazioni della potenza inducono piccoli cambiamenti della reattività che possono
essere compensati con un movimento minimo delle barre di controllo;
•
durante i rapidi incrementi della potenza, l’incremento della domanda di vapore da parte
della turbina può essere parzialmente soddisfatto dalla prevista diminuzione della pressione
del vapore stesso;
•
i carichi termici ciclici sui componenti sono ridotti.
3. Lo schema di gestione delle barre di controllo che riesce a soddisfare pienamente le richieste di
variazione del carico in modo ottimale. Rispetto alla soluzione della Framatome la gestione KWU
delle barre di controllo non richiede barre “grigie”. Il sistema utilizzato è stato ottimizzato per
ridurre al minimo le perturbazioni spaziali sulla densità di potenza e minimizzare i cambiamenti
della concentrazione di acido borico disciolto, per evitare di trattare grandi volumi di acqua
borata. Le barre sono controllate con un circuito chiuso e quindi automaticamente spostate nella
posizione richiesta da criteri di ottimizzazione.
4. La strumentazione nel nocciolo ha due sistemi complementari che monitorano le condizioni del
nocciolo stesso: il sistema “aeroball” ed il sistema di misura della distribuzione di potenza. Il
primo misura, in modo rapido, la densità di potenza con una grande risoluzione spaziale. I dati
raccolti sono utilizzati principalmente per verificare le caratteristiche del nocciolo quali la
reattività e per calcolare il burn-up del combustibile. Il secondo monitora continuamente la
densità di potenza e genera segnali ridondanti per il controllo del reattore e la protezione del
combustibile contro surriscaldamenti locali. I rivelatori utilizzati sono collocati all’interno del
nocciolo per migliorare l’accuratezza ed effettuare misure dirette. Entrambi i sistemi sono
collegati al calcolatore di processo dell’impianto. Il sistema di misura della distribuzione di
potenza è continuamente ricalibrato affinché non perda le caratteristiche di risoluzione iniziali e
fornisca misure stabili, non influenzate dal grado di bruciamento del combustibile.
5. Il controllo automatico della distribuzione della potenza in grado di evitare pericolose
disuniformità spaziali. Esso è in grado di ottenere un andamento spaziale della potenza ottimale
durante la modulazione del carico. In questo modo è possibile ridurre i fattori di picco sfruttando
economicamente il combustibile.
6. la funzione del sistema di controllo che limita la densità di potenza anche in condizioni gravose.
La funzione di limitazione della potenza protegge il nocciolo da pericolosi surriscaldamenti locali
evitando rotture delle camice e l’instaurarsi di fenomeni dannosi quali il PCI. Il setpoint per
questo sistema è regolato automaticamente in base alle condizioni istantanee di carico, evitando
così restrizioni non necessarie sulla flessibilità operazionale. Questa funzione, prima di spegnere il
reattore, operazione questa sempre economicamente dannosa, attua contromisure di intensità
minore che possono ripristinare livelli di sicurezza accettabili, come p.e. un'appropriata riduzione
della potenza. La funzione di limitazione della potenza è accoppiata con il sistema di protezione
globale del reattore che interviene solo in caso di andamenti della potenza particolarmente
pericolosi spegnendo il reattore immediatamente in modo sicuro.
Le prestazioni ottenute dagli impianti provvisti di questo sistema di regolazione e controllo
soddisfano pienamente le richieste dell’Association of German Interconnected Power Companies
(DVG). L’ente che gestisce la rete elettrica è libero di selezionare la grandezza delle variazioni di
Parte II A: Filiere
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Impianti Nucleari
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carico, della velocità di variazione e della frequenza in un vasto campo di valori per soddisfare i
bisogni della rete. La massima velocità di variazione raggiungibile è 5%/min.
In definitiva gli impianti KWU possono soddisfare quasi tutte le richieste della rete e l’ente che
gestisce la rete è libero di selezionare gli impianti che devono partecipare alle variazioni del carico
solo sulla base di considerazioni puramente economiche. Le operazioni di modulazione del carico
non risultano complicate, sono affidabili, quasi automatiche e richiedono solo una maggiore
attenzione da parte degli operatori. Infine l’utilizzazione del combustibile non risulta penalizzata, si
riesce ad ottenere lo stesso bruciamento medio allo scarico senza comprometterne l’integrità e senza
aggravi economici.
7.2.2.3 Corea.
Dal 1988, il Korea Atomic Energy Research Institute ha finanziato un progetto, denominato
“Sviluppo di Tecnologie per la modulazione del carico da parte degli Impianti Nucleari”, per poter
utilizzare le centrali nucleari di potenza a fronte delle richieste della rete elettrica [Choi, 1993].
L'intento più impegnativo del progetto è quello di riuscire a progettare un sistema di controllo
automatico della potenza per migliorare le capacità di inseguimento del carico. L'unità numero tre
della centrale di Yonggwang (YGN-3) è stata presa a riferimento per le centrali nucleari coreane;
essa è costituita da un reattore ad acqua in pressione da 1,000 MWe costruito su licenza Combustion
Engineering.
Questa unità è progettata con buone capacità di inseguimento del carico, può sopportare variazioni
repentine (a gradino) del 10% e velocità di 5%/min nelle richieste del carico tra il 15% ed il 100%
della potenza massima, senza subire "trip" del reattore. La centrale è anche in grado di rispondere ad
una richiesta improvvisa di abbassamento del carico di qualsiasi ampiezza (incluso il "trip" della
turbina) senza arrivare allo spegnimento del reattore od all’azionamento delle valvole di sicurezza
primarie e secondarie. Queste manovre sono eseguite con l'utilizzo integrato ed automatico dei
seguenti sistemi:
•
il sistema di controllo del bypass del vapore;
•
il sistema di regolazione del reattore (RRS);
•
il sistema di riduzione della potenza in risposta ad un cambiamento del carico richiesto alla
turbina.
Per evitare i problemi legati alle distorsioni di potenza generate dall'utilizzo delle barre di controllo
(CEA) e quelli generati dall'uso del Boro disciolto si è ipotizzato l’uso di barre di controllo "grigie"
(PSCEAs). Queste barre sono progettate per essere usate sia per il controllo della reattività sia per il
controllo della distribuzione assiale della potenza. Il loro uso è comunque troppo complicato per
essere automatizzato a causa del loro effetto accoppiato sulla reattività e sulla distribuzione assiale
della potenza. Sono quindi richieste grandi capacità ed esperienza dell'operatore per far fronte con
successo alle operazioni di modulazione del carico. Per questo motivo si è sviluppata una strategia di
controllo automatico del reattore, non ancora però utilizzata nei reattori attuali, denominata “modo
K”, che permette di eseguire variazioni della potenza in linea con quelle richieste dalla rete con un
alto grado di automazione. Questa strategia si avvale dell'utilizzo:
•
di calcolatori che controllano in tempo reale i margini di sicurezza dell’impianto e lo stato del
nocciolo;
•
del sistema di supervisione dei limiti operativi del nocciolo;
•
del calcolatore di protezione del nocciolo.
Nel “modo K”, un gruppo di barre di controllo ha il compito di controllare la distribuzione della
potenza (HROD), mentre un altro gruppo è utilizzato per compensare le variazioni di reattività
268
Parte II A: Filiere
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RL (811) A 99
(RROD); in caso di necessità, per controllare la reattività si utilizza anche Boro disciolto nel circuito
primario. In questo modo si raggiunge una precisa regolazione della distribuzione di potenza e della
reattività con l'utilizzo di un sistema di controllo, a doppio circuito chiuso, delle temperatura del
refrigerante e della distribuzione assiale della potenza. Grazie alle simulazioni della risposta
dell'impianto YGN-3 alla strategia di controllo, si è dimostrato come il “modo K” sia valido per
aumentare l'automazione nel controllo del reattore. I risultati indicano come esso sia in grado di
eseguire operazioni di inseguimento del carico, incluso il controllo della frequenza. L'ottimizzazione
del “modo K”, come il suo accoppiamento al sistema al circuito chiuso di controllo del Boro,
potrebbe migliorare sensibilmente il contributo delle centrale nucleari all’inseguimento
completamente automatico del carico della rete elettrica coreana.
7.2.3 Il Controllo Automatico di un BWR nelle Operazioni di Modulazione del Carico
In un BWR, quando si mantiene l'impianto ad una potenza ridotta, la concentrazione di Xeno cresce
in particolare nella parte bassa del nocciolo, dove la distribuzione di potenza presenta un picco a
causa della maggiore densità del moderatore. Il ritorno della potenza al suo valore nominale, con lo
spostamento del picco della distribuzione verso l'alto (l’aumento della portata di ricircolo porta ad un
innalzamento dell’altezza non bollente nel nocciolo), dipende dai limiti termici e dalla stessa
distribuzione di potenza precedente. A questo punto la concentrazione dello Xeno nella parte bassa
diminuisce (a causa delle maggiori catture neutroniche) e quindi anche la reattività positiva richiesta
diminuisce ed è possibile diminuire la portata di refrigerante nel nocciolo, mantenendo lo stesso
livello di potenza.
Per controllare e regolare un reattore BWR in modo automatico, durante le operazioni di
inseguimento del carico, è necessario disporre di un sistema che monitori le variabili di stato del
nocciolo e riesca a fornire il loro andamento spaziale e temporale. I moderni BWR sono dotati di
sistemi di monitoraggio del nocciolo, p.e. per la rivelazione della distribuzione di potenza, che
forniscono informazioni sullo stato istantaneo del reattore e calcolano la distribuzione spaziale della
potenza ed i limiti termici. Questi sistemi sono però in grado di predire solo gli stati possibili del
reattore per il passo immediatamente successivo nelle operazioni già programmate. La potenza viene
quindi aumentata, solitamente, in maniera molto lenta: si procede all'aumento, si osservano le
informazioni date dal sistema di monitoraggio del nocciolo per circa 10 minuti e si decide quindi sulle
operazioni successive da fare. Questo metodo è molto oneroso e ciò ha spinto verso la realizzazione
di metodi in grado di predeterminare tutte le operazioni necessarie ad un corretto adeguamento
dell'impianto alla richieste della rete.
Gli studi effettuati per un controllo ottimale nelle operazioni di inseguimento del carico per un BWR
non sono così numerosi come nel caso dei reattori ad acqua in pressione. Uno di questi [Lin, 1989],
prevede variazioni del carico minori del 30% della potenza nominale dell'impianto: le barre di
controllo sono fisse durante la variazione della potenza, condotta variando solo la portata di
refrigerante nel nocciolo. Grazie alla programmazione dinamica, utilizzata per risolvere il problema
del controllo ottimale, si può calcolare istantaneamente la traiettoria ottimale di salita e discesa della
potenza senza che il combustibile subisca transitori pericolosi.
7.2.4 Bibliografia.
[Bertron, 1986]
L. Bertron, "Load Following Experience with French PWRs", Nuclear
Europe, 10/1986.
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Impianti Nucleari
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control to pressurized water reactor maneuvers", Nuclear Technology, Vol.
58, Aug. 1982.
[ENEL, 1999]
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[Framatome, 1990]
“The Framatome N4 PWR Unit”, Dossier nº 8, September 1990.
[KWU, 1990]
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[Lin, 1989]
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Engineering International Special Pubblications.
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Parte II A: Filiere