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GRS-A-3348

1. 5 o o WSs NNN ANNS SIS NN SSSSESSSSI a e m D E Si Lu D z 2 a a 3 S x 2 e c jd co 3 N i oT 4 o I 3 5 hd gt 2 o UI N Ki 7 y 2 4 77 o 2 ame o H aa 6 s J ON E KS 3 5 SN 553 N Mu S SER z i m 5 m T 2 m a P LO S 8 404 1 2 SAN SASSY SSNS SSRN SSNS EES SN SSNS I I WK RX RRA IVA LLL LLL LLB NN RN H NANY ANY AY NN ANNY AN SS SN NN ANN u o o 9 S 2 s E KREE I e lt o0 5 2 x 52 000 E azoo m ouwuwu Ptot exp T T 20 LO LO 5 6 Mail 6unisie1 Abb 4 1 1 Abb 4 1 2 280 ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 2500 TIT A 13 950 mm exp e 750 mm calc a 850 mm calc 950 mm calc TCRI 11 750 mm exp TCRI 12 850 mm exp TCRI 13 950 mm exp 2000 1500 1000 Temperatur K 500 0 500 1000 15
2. 0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 0 2 0 4 0 6 0 8 Dicke mm Dicke mm ROD1 Oxidschicht ROD2 Oxidschicht Abb 4 8 5 FLHT 5 Oxid Schichtdicken SFD Test NRU FLHT 5 SFD Test NRU FLHT 5 4 fwslu1 fwslu2 3 5 0 08 0 06 1000 05 1000 0 s 1210 0 s 1210 0 s 1500 0 s 1500 0 s 3 2000 0 s 2000 0 s 5000 0 s 5000 0 s 2 5 E 2 2 2 SE I 1 5 1 0 5 0 0 1 2 3 4 5 ROD 1 rel Massenverteilung ROD2 rel Massenverteilung Abb 4 8 6 FLHT 5 rel Massenverteilung der Brennstabe 326 SFD Test NRU FLHT 5 level mm 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Abb 4 8 7 FLHT 5 Porositat Fluidvolumen Gesamtvolumen einer Zone SFD Test NRU FLHT 5 met Schmelze ow met Kruste ker Schmelze ker Kruste 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Abb 4 8 8 FLHT 5 Massen met keramischer Schmelzen Krusten 327 SFD Test NRU 5 1 4 H2 calc Steam 9 calc 1 2 a o H2 Erzeugungsrate 0 5 e gt o 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5 2 SFD Test NRU 5 140
3. 2500 700 mm e ROD2 2000 v10 TC01 ROD08 gt v11TC02 ROD12 PM ROD3 v12 TC03 ROD23 a 1500 4 ES A 1000 ri 3 5 TE 3i er Se 500 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s Brennstofftemperatur bei 700 mm 7200 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC 21 in 2500 700 mm e TTA 2000 nm TT 2 v13 TC20 Liner AH 4 v14 TC23 Liner EF e 5 1500 4 22 v16 TCA4 INSUL v17 TC45 INSUL 1000 500 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s Temp des Liners der Isolierung bei 700 mm 7200 Temperatur K Temperatur K 2500 2000 1500 1000 500 2500 2000 1500 1000 500 0 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 21 in 700 mm Guide tube ROD2 ROD3 TFLUID 15 v15 TC30 GUIDE TUBE 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s H llrohr Fluidtemperatur bei 700 mm 7200 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 21 in 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s Temperatur Absorbermaterial bei 700 mm PHEBUS SFD AIC Temperaturverlaufe der Ebene 700 mm 2 Rechnung ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 21 in ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 21 in 0 9 0 9 0 8 0 8 0 7 0 7 0 6 0 6 _ 0 5 _
4. 1800 550 mm e Rodi unh calc 1600 2 calc Rod3 calc TFS 2 9 exp 1400 TFS 5 9 exp Shroud calc lt 9 90 exp ER 1200 TSH 9 270 exp zm E TFLUID calc SE a Pr 5 P 2 o 1000 pP a 2 p 800 eebe 600 400 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 3 3 QUENCH 08 Vergleich der Temperaturen in der Ebene 550 mm ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 950 mm 2500 Rod1 unh calc Rode calc Rod3 calc lt TFS 3 13 exp TFS 4 18 exp 2000 TFS 5 18 exp lt Shroud calc TSH 13 2701 exp a TCRC 13 exp 1500 TFLUID calc E 1000 500 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 3 4 QUENCH 08 Vergleich der Temperaturen in der Ebene 950 mm 293 ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 4 Rodi unh calc s Rod2 calc Rod3 calc 2000 e TFS aver exp lt 5 1500 S 1000 500 0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1 14 12 13 14 15 L nge m Abb 4 3 5 QUENCH 08 Axiales Temperaturprofil im Stab nach 3245 s Beginn der Transiente ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 4 shroud calc shroud exp 2000 lt 3 1500 S 100
5. 20 0 2 Ox Rech lt P chem Exp 15 3 10 be 9 5 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 2 Abb 4 12 13 QUENCH 10 durch Oxidation erzeugte chemische Leistung 403 vOv Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 0 24 legend BUNDLE 1 a 707 0 23 T A 9 0 22 2 wn o o D 0 21 TU PIU gud A PD gut 0 2 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Bundle pressure Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 legend TOTNPOW SQPOW G22cor36 Core 135 MoyPg Bundle x z 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Bundle power Abb 4 13 1 FPT3 Anfangs und Randbedingungen Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 2000 legend i BUNDLE 1 1 e BUNDLE 26 i _ 1500 e TCK44 Inlet T lt 9 gt TCX46 Outl10 MP o TCX47 Outl16 3 1000 o E o 500 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Bundle fluid temperature Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 0 6 0 5 E 2 0 4 gt 0 3 o 2 0 2 legend gt Inflow
6. 1000 2000 Time s 3000 Absorber material release fractions 4000 bild20 plt auh PBF SFD 1 4 Freisetzungsanteile von Absorbermaterialien PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L Run 10 12 10 2004 Legend Kr 9 Experiment 1000 2000 Time s Noble gas fractional release rate 3000 4000 PBF SFD 1 4 Normierte Freisetzungsraten von Edelgasen 321 SEPARATOR NNW UYY EE e ee Ee en Ee E ER e ee en ES Ee ER Ge e ee ES SESESRSESES Ben WN SASSER NUNN WN RSSSSSSSSESESES 7 7 a lt 12 H KENT EN 7A VA y A A AA AA A 7777607076 AAA A AAA A 7 AAA A AAA A eM AAA A AAA A E EE A LAA LA 2224234222 227 222 Loong ASS CROS SSS SNS NN SSNS NSS SSNS DUOI O O D A AKAA A A A A
7. ai Bal wall 0 1 0 05 0 01 0 005 0 001 i5 459 dte ci T 0 5000 10000 15000 20000 ETE 176 Abb 4 10 19 FPT2 Aerosole und kondensierte Jod Verbindungen cLe Ablagerung mg Ablagerung mg Abb 4 10 20 ATHLET CD_20B FPT2 fpt2_09 in ATHLET CD_20B FPT2 fpt2_09 in 1 00 07 10 1 Csl PLEN1 Csl HOTP1 Csl PLEN2 5 00e 08 Csl HOTP2 0 1 Csl PLEN3 Csl HOTP3 0 01 Csl PLEN4 5 Csl HOTP4 Csl PLEN5 Csl HOTP5 0 001 5 PLEN6 CsI HOTP6 0 00010 3 S 1 00e 08 1 00 05 S 1 5 00 09 1 00 06 E lt 1 00 07 3 1 00e 08 1 00e 09 4 1 00e 09 0 5000 10000 15000 20000 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Zeit s Csl kondensiert an W nden PLENUM Csl kondensiert an Wanden HOTPIP ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2_09 in 10 1 00e 07 1 e Osl COLP1 5 00 08 H CsI COLP2 0 1 CsI COLP3 4 Osl COLP4 0 01 2 CsI COLP5 0 001 0 00010 S 1 00e 08 1 00 05 5 00 09 1 00 06 lt 1 00 07 1 00 08 1 00 09 e 1 00 09 ken b 0 5000 10000 15000 20000 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Zeit s Csl kondensiert an Wanden STGEN Csl kondensiert an Wanden COLPIP FPT2 Lokale Ablagerungen von Csl im Syste
8. 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Leistung ATHLET CD 20B FPT2 To 09 in e INPRES s PRESS 26 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Druck Abb 4 10 3 FPT2 Anfangs und Randbedingungen Temperatur K ATHLET CD 20B FPT2 fpt2_09 in 0 5 88 0 e 0 4 T E g 0 3 9 0 2 o oO 0 1 INFLOW GJ 27 0 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Massenstrom ATHLET CD_20B FPT2 fpt2_09 in 1200 TFLUID 26 TCW46 c 1077 f 1000 TCW47 c 1077 f 800 600 400 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Fluidtemperatur ATHLET CD 20 2 fpt2_09 in 3000 300 TUS2 2 310 CONTROD 2500 E S 1 4 S out TCW1 c 300 TCK31 300 x 2000 TCS32 c 300 2 w o 5 1500 1000 500 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperatur bei 300 mm ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 3000 600 mm TUS1 6 630 CONTROD 2500 B S 1 4 S out TCW7 c 600 TCK25 c 600 x 2000 TCK61 600 s 5 1500 1000 500 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperatur bei 600 mm Abb 4 10 4 FPT2 Temperaturverlaufe in 300 mm und 600 mm H he 357 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 70 H2 tot rate D Steam 9 60 SDHY700 SDHY701 2 50
9. 252 FPT2 Freisetzung der brigen in ATHLET CD ber cksichtigten Elemente Brennstabe Absorber 253 FPT2 In FIPREM ber cksichtigte Elemente und ihre Reaktionsprodukte un 253 Halden Ablauf der Versuche IFA 650 2 und 254 Halden Koeffizienten zur Berechnung der Kriechgeschwindigkeit 254 Halden Berechnung des Schubmoduls ATHLET CD 255 Halden Eingabedaten f r das Brennstabmodell 255 Halden Comparison of test data and calculation results for Halden LOCA tests 650 2 and 650 3 256 QUENCH 10 Versuchsablauf EE 257 IX 4 12 2 4 13 1 4 13 2 4 14 1 4 15 1 4 15 2 QUENCH 10 Anfangs und Randbedingungen 258 Versuchsablauf ATHLET CD 259 FPT3 Freigesetzte Massenanteile f r ausgew hlte Elemente 259 PARAMETER SF1 Geplanter Versuchsablauf YUD 06 260 QUENCH 11 Versuchsablauf STA 06 261 QUENCH 11 Ausgew hlte ATHLET CD Eingabedaten 262 Abbildungsverzeichnis Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb
10. 30 liquid out 2 10 G 20 Liquid in T m Liquid out D e 2 o 15 Vapor out op o bd o gt 10 10 Tov 8000 8200 8400 8600 8800 9000 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Time s Mass balance of in outflow of vapor and liquid Inlet Outlet flows Abb 4 14 6 SF1 Verlauf der Quenchfront des kollabierten Wasserspiegels ein und ausflieBende Massenstr me ATHLET CD_2 1a 2 00 PARAMETER GEI met melt met crust melt cer crust 0 2000 4000 6000 Time s Masses of metallic ceramic melt crust of fuel rods 8000 ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 10000 e 4 8000 8200 8400 8600 Time s Porosity ROD1 ROD2 8800 Abb 4 14 7 9000 Mass kg ATHLET CD_2 1a 2 00 PARAMETER GEI M PITT LEN 2 Wasp LEES molten Zr x not molten Zr m molten ZrO2 not molten ZrO2 me x 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Masses of metallic Zr and ZrO2 ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Porosity ROD3 SF1 Massen geschmolzenen und nicht geschmolzenen Materials Porositat ver Abb 4 14 8 ROD3 ROD2 ROD1 TOPH2OINJ
11. Sb Sr U Freisetzung 96 95 95 23 92 12 0 57 Element Absorber Ag In Cd Sn Strukturmaterial Freisetzung 96 16 12 44 72 Tab 4 10 4 FPT2 In FIPREM ber cksichtigte Elemente und ihre Reaktionspro dukte Kr Xe Sr Mo Ru Sb Te Tes lo l ln 158 loTe Iin ISr Cs Cs Cs2la 5 Csl Bal Ag Ag Ag Te Agl AgTe In In Te InTe Cd Cdl Cdl CdTe U Zr Sn SnTe 253 Tab 4 11 1 Halden Ablauf der Versuche 650 2 und 3 Beschreibung Dimension Test 650 2 Test 650 3 Dauer der Vorbestrahlung h 36 7 Beginn Naturumlauf S 70 220 Max Brennstableistung LOCA Phase kW 1 15 0 53 Max Leistung der Schutzheizung kW 0 93 0 75 Ende der Blowdown Phase 5 30 50 Aufheizrate unmittelbar nach Blowdown K s 12 4 5 Berstzeit S 98 266 H llrohrtemperatur beim Bersten C 808 777 Max Stabinnendruck MPa 6 67 7 26 Spr hbeginn s 145 328 Max H llrohrtemperatur C 1080 840 Testende Reactor scram 5 465 615 Tab 4 11 2 Halden Koeffizienten zur Berechnung der Kriechgeschwindigkeit Modell Phase A 1 s n Q kJ mol ATHLET CD aund 1 82 10 Tom Gs G1 5 36 290 0 TESPA ROD a age 1487 0 5 89 321 0 7 65 TESPA ROD Cauptex 3 9721 3 78 141 919 Rosinger a 2000 0 5 32 284 6 Ro
12. 2 0 0 7 0 2750 12500 S He d He inj 11000 in shroud 6000 0 AIC 20F Zry 2 None Stm He 0 6 0 2 3 2100 1500 S He He inj 1 AIC 400 in shroud 0 0 Key AIC Silver Indium CadmiumB C Boron Carbidelncl InconelZry ZircaloyF Fresh fuel rod Ar ArgonStm SteamWtr WaterY Yes S Slow S 2 K s R RapidQ QuenchN No Transient Duration is total time spent over 1100 1500 2100 2800K respectively up to when there is no further significant change in core state here taken as 2100K on final cooldown a During pure helium phase b During a pure hydrogen phase c Pre heating helium phase d Cladding failure imposed when rod plug temperature reached 1120K 26Jan89 01Jun89 9602 Tab 2 3 1 SFD Versuchsmatrix Test Number of Fuel Pressure Initial Max Transient Test Special Rods i irradiation Syst Rod Heatup Temp Duration Termina Condi GWD tU MPa K s tion tion K s T Wir 7 gt 7 5 01 015 gt 2673 7300 4100 5 00 2 Wir 280ct82 3 T 08 Wir 6 8 gt 7 5 0 46 2 2890 2100 1100 3 R 00 Ar 8Sept83 2618 Wir 6 85 0 5 1 9 gt 2800 1900 1350 7 5 3Aug84 OF 00 900 Ar 4GT 6 95 0 4 1 6 gt 2800 2900 2000 1 5 7Feb85 400 500 Ar Key AIC Silver Indium CadmiumB C Boron Carbidelncl InconelZry Zircaloy T TraceF FreshlR IrradiatedGT Guide Tube Ar ArgonStm SteamWtr WaterY Yes S Slow S 2 K s R RapidQ QuenchN No
13. MATURE HOH BORIC ACID 9055099905908 rea b rea a PHEBUS Langs und Querschnitt des Brennstabb ndels Abb 2 4 2 2 ATHLET CD 1 1L Phebus FPTO ATHLET CD 1 1L Phebus FPT1 ATHLET CD 1 1L Phebus FPT2 124 j s 1 2 P 9 4 r11J700 g i r11L700 r11J700 1 e init E 1 init gt e init 5 1 calc 5 1 calc 5 calc 5 4 9 exp 3 4 A 0 exp e exp E 1 4 4 T1 4 1 3 1 s 1 n 1 1 8 B 1 3 1 k E 1 I E 4 D 1 7 9 1 E gi 1 5 5 1 1 3 Y 1 e 1 d 5 1 1 E 4 8 1 1 1 E amp 1 S 1 2 1 5 t 1 i 1 I li NE Ei OS 1 Is 1 4 5 4 4 z Si e 4 d S 5 4 E 3 j i 1 244 i 1 af 4 4 4 1 s 4 1 E 0 2 I 0 2 I 2 Hm 0 10 20 30 0 10 20 30 0 10 20 30 Mass distribution kg m Mass distribution kg m Mass distribution kg m Abb 2 4 3 PHEBUS FP Tomographische Langsschnitte und Massenverteilung zu Versuchende von FPT0 FPT1 und FPT2 Data LCS m um NR wm Acquisition and on Effluent ystem Control
14. level 9 2 di w 111 0 6 GI Sedo ry aN le i RR 9 99 5 level 15 9 9 level 17 8 M 0 4 level 19 LA E 49 level21 Pu Da evel 23 Ft P WI 0 2 E i 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Cladding oxide thickness ROD1 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1 legend o 13 n P TE a Seen level 7 1 i level 9 y 111 06 1 i ee 115 a 8 eval 17 119 2 04 engen lava 21 evel 23 0 2 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Cladding oxide thickness ROD2 Mass kg Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 legend met melt pr met crus cer melt Cer crust 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Metallic or ceramic melt crust masses of fuel rod Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 0 4 0 3 legend 0 2 molten abs mat not m abs mat 0 1 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Melt and crust masses of control rod Abb 4 13 8 FPT3 Oxidationsschicht der H llrohre Massen Schmelze Kruste civ Phebus Posttest calculation ATH
15. SHRTOP SHROUD JACTOPT JACKETTU JACKET JACTOPH2O OUTERTOP2 OUTERTOP1 JACKETAR OUTERWALL QUENCH 11 Nodalisierungsmodell der Quench Teststrecke INPIPE Abb 4 15 3 ATHLET CD 2 1 QUENCH 11 411 37 in 450 0 _ 400 0 TSL 1 calc TSL 2 calc T_306 exp sns a e o Temperature K 300 0 250 0 450 0 4000 Time s Outer surface temperature of internal aux heater 6000 2000 8000 ATHLET CD 2 1 QUENCH 11 411 37 in 400 0 TTL 1 calc m TTL 2 calc T 305 exp s 350 0 Temperature K 300 0 250 0 2000 4000 Time s Water temperature near internal aux heater 6000 8000 Elevation m Aux power heat flow to fluid KW 1 5 1 0 0 5 ATHLET CD_2 1a QUENCH 11 q11_37 in re R_002 exp calc 8000 2000 4000 6000 Time s Auxiliary heater heat flow to fluid ATHLET CD 2 1a QUENCH 11 411 37 in ZCLML O exp 4 No Ro 2000 4000 6000 8000 Time s Water level QUENCH 11 Zusatzliches Heizmodell Temperaturverlaufe im unteren Plenum F llstandsverlauf ATHLET CD_2 1a QUENCH 11 411 37 in 2500 ROD1_06 m ROD2_0
16. ca ea e Es 2 IN SIE N SIE SN SSS SS SSN SERS SERRE SRN GS RSS SR SRS SSS SSS SSS i RGSS RAY OANA NNN ANAM ANNANN GE SE Ks LL 77 e QUENCH 10 Abb 4 12 1 Elekrische Leistung von Test QUENCH 10 25 P Input Rech B ndelleistung Rech Ptot Exp 20 E505 innerer Ring E506 u erer Ring 4 5 6 15 lt D 10 4 1 hi DR igi psi 4 5 asilo respire ei epi teg Akte Mim ar 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit B ndelleistung 2500 TIT A 13 Exp f 2000 lt 5 1500 E 1000 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Eckstabtemperatur TIT A13 Abb 4 12 2 QUENCH 10 B ndelleistung und Eckstabtemperatur 394 QUENCH 10 Nachrechnung mit ATHLET CD 1600 1400 1200 lt 1000 S 7 ei 8 y 800 7 d w p Rodi Rech Rod Rech SES 03 Rech Shroud Rech Fluid Rech 400 TFS 2 6 F Exp T TFS 5 6 Exp 200 0 2000 4000 600
17. werden in der Rechnung ca 39 20 9 durch die Oxidation der metallischen Schmelze melt oxi calc erzeugt e Oxidation Abschmelzverhalten und Energiebilanz Die Rechnung weist im Bereich von etwa 1 25 2 75 m in den beiden Ringen ROD1 und ROD2 ab 800 s eine Oxidschicht 0 2 mm entsprechend 22 96 der m gli chen Schichtst rke von 0 92 mm auf Beim Experiment lag der oxidierte Bereich zwi schen 1 35 m und 3 5 Der Spitzenwert erreichte in einer H he um 1 5 m im auBeren Ring ca 0 27 mm In Abb 4 9 12 oben ist die von ATHLET CD errechnete relative Massenverteilung der beiden Brennstabringe ROD1 und ROD2 f r ausgew hlte Zeitpunkte dargestellt Aus dem Bereich von etwa 1 1 m 2 4 m wurde Material in den unteren Bereich um 1 0 m das ist in etwa oberhalb des errechneten Wasserspiegels Abb 4 9 2 umgelagert Die Umlagerung von Material aus h heren in tiefere Regionen hat zur Folge dass der freie Str mungsquerschnitt vergr Bert bzw verkleinert wird wie die errechnete Porosi t t Verh ltnis von Fluidvolumen zu Gesamtvolumen einer Zone in Abb 4 9 12 unten zeigt Zu Anfang liegt die Porositat bei ca 59 nimmt aber bereits vor Beginn des Schmelzens 7 670 s im H henbereich um 2 5 m auf ca 25 ab Diese ist darauf zu r ckzuf hren dass sich eine Oxidschicht auf den H llrohren bildet und sich auBerdem die H llrohr aufblahen Mit Beginn des Abschmelzens wird die Porositat infolge der Umlage
18. 1000 1000 500 T T T T T T T i 500 Se 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Zeit s Temperatur des Liners bei 600 mm Temperatur der Isolierung bei 600 mm Abb 4 4 4 PHEBUS SFD C3 Temperaturverlaufe der Ebene 600 mm ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 c3p 30 in e H2 BUNFL Erzeugungsrate mg s 0 1000 2000 3000 4000 Zeit s H2 Erzeugungsrate ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 c3p 30 H2 Erzeugung 0 0 1000 2000 3000 4000 Zeit s H2 Erzeugung Abb 4 4 5 PHEBUS SFD C3 H Erzeugungsrate und erzeugte Masse 302 ATHLET CD 20 11 PHEBUS C3 c3p 30 in met Schmelze met Kruste ker Schmelze ker Kruste 9000 9500 10000 10500 11000 11500 12000 Zeit s Abb 4 4 6 PHEBUS SFD C34 Massen metallischer keramischer Schmel ze Kruste der Brennstabe ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 c3p 30 in e Input Ww oxidation to fluid to structure stored Leistung kW 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Abb 4 4 7 PHEBUS SFD C3 Energiebilanz des B ndels 303 voe ATHLET CD_20a 11k PHEBUS B9 b9p_21 in moles coreidata VOIE90 power exp Leistung kW 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 180
19. 360 FPT2 Temperaturverl ufe im 361 FPT2 Temperaturverl ufe der hei en Leitung 1 362 FPT2 Temperaturverl ufe in der hei en Leitung 2 363 FPT2 Temperaturverl ufe im Dampferzeuger 364 FPT2 Temperaturverl ufe in der kalten Leitung 365 FPT2 Freisetzung von Xe Kr Cs 366 FPT2 Freisetzung von Mo Ru Sb 367 FPT2 Freisetzung von Sr U Zr 368 FPT2 Freisetzung von Absorber und Strukturmaterial AIC Sn 369 FPT2 Integrale Ablagerungen einiger Elemente 370 FPT2 Aerosole und kondensierte Jod Verbindungen 371 FPT2 Lokale Ablagerungen von Csl im System 372 FPT2 Lokale Ablagerungen von Ba im System 373 FPT2 Lokale Ablagerungen von Bal im System 374 Halden Kriechgeschwindigkeit als Funktion der ellene CEET 375 Halden Kriechgeschwindigkeit als Funktion der Vergleichsspannung taria e 376 Halden Nodalisierung der Versuchseinrichtung f r Test IFA eMe eta un AM LEM EE 377 Halden Nodalisierung der Versuchska
20. system 6300 id 401 6308 XX va 6300 gt 6307 6300 m VA 6302 VA 6301 VA sos E 632 lt x lt T Gi ea VA 6333 gt lt d 633 RR VB606 p E 6302 gt VB 605 IFA 650 VA 6334 Abb 2 6 5 Halden Schematische Darstellung der Versuchseinrichtung 275 ajed uojjog ta Meee en Nue Jopeay Halden Isometrie der K hlmittelleitungen und der Abblaselei tung 6 Abb 2 6 276 Power supply Emergency steam outlet 70x4 5 254 n SF1 General view of the test section YUD 06 Abb 2 7 1 277 1500 Rods Nelle 2 2 3 7 Ts P Steam Ar Hz 1400 Rods Nele 2 5 3 10 WE Tst Pst 1300 Rods Nelle 2 6 3 4 3 2 1250 Rods Mee 1 1 2 3 3 1 P 1100 Rods Nelle 1 1 2 1 3 5 3 9 ZrO insulation 1000 Rods Melle 22 3 8 Ist 2900 Rods Nele 1 1 2 4 3 12 800 Rods Nelle 2 5 3 3 Shroud 700 Rods Nehe 25 35 P 500 Rods Nele 1 1 2 3 3 1 Tst Test bundle 500 Rods Nele 2 1 32 2401 Rods Mele 2 2 3 12 Ist Heated length 1275 300 Rods Nelle 2 4 3 1 3 5 200 Rods Melle 3 7 3 11 100 Rods Neke 3 1 3 6 7 Rods 32 38 50 Rods Nelle 3 3 3 9 Tst 150 Rods Nee 24 240 Steam Tst Pst Condensed steam Abb 2 7 2 SF
21. 107 Ergebnisse der Nachrechnung 1 ne 109 4 9 3 4 9 4 4 10 4 10 1 4 10 2 4 10 3 4 10 4 4 11 4 11 1 4 11 2 4 11 3 4 11 4 4 11 5 4 12 4 12 1 4 12 2 4 12 3 4 12 4 4 12 5 4 12 6 4 13 4 13 1 4 13 2 4 13 3 4 13 4 4 14 4 14 1 4 14 2 4 14 3 4 14 4 4 14 5 4 14 6 Variationsrechnungen EE 116 Zusammenfassende Diskussion ne nnnnnnnnnnnnnnn nennen 119 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS 2 121 Nodalisierungsmodell der PHEBUS Teststrecke 122 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen 123 Ergebnisse der Nachrechnung esee 127 Zusammenfassende Diskussion 22 11 22 138 Nachrechnung der Halden Experimente IFA659 Test 2 und 3 139 Versuchsablauf der LOCA Experimente 2 und 140 Brennstabmodell in ATHLET CD a rrrsssss 142 Nodalisierungsmodell der Versuchseinrichtung HH 144 Versuchsnachrechnungen IFA 650 2 und 650 3 146 eelere EE 154 Nachrechnung des Versuchs QUENCH 10 155 Modellierung der 155 Nodalisierungsmodell der QUENCH Versuchsanordnung 155 een 156 Anfangs un
22. e Ring2 70 TC72 ROD 14 exp nm Ring 2000 som 71 ROD exp 1500 1000 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s H llrohrtemperatur bei 100 mm ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 c3p 30 in 2500 e TIS 6 TC46 SHR exp 2000 47 SHR exp 1500 1000 i AT gr ite 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Temperatur der Isolierung bei 100 mm PHEBUS SFD C3 Temperaturverlaufe der Ebene 100 mm 106 ATHLET CD 20 11 PHEBUS C3 c3p 30 in ATHLET CD 20 11 PHEBUS C3 c3p 30 in 2500 2500 Ringi Ring 1 o TC02 ROD 13 exp S TC23 ROD 13 exp Ring 2 N nm Ring 2 _ 2000 F 2 TC03 ROD 19 exp 2000 F TC24 ROD 19 exp lt Ring 3 E 5 0 01 ROD 10 exp 5 s 5 1500 5 1500 5 5 Ps 1000 1000 500 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Zeit s Brennstofftemperatur bei 600 mm H llrohrtemperatur bei 600 mm ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 c3p_30 in ATHLET CD_20a 11k PHEBUS C3 c3p_30 in 2500 2500 J m e TT 5 s 2 o TC36 SHR exp 2000 2000 e 1 3 3 G 1500 1500 4
23. t 4000 6000 8000 Abb 4 13 21 5 Cladding oxide thickness ROD2 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 UU w legend met melt met crus cer melt cer crust Mass kg 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Metallic or ceramic melt crust masses of fuel rod Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 0 4 0 3 o E ES 0 2 eo legend CR melt CR crust molten abs mat not m abs mat 0 1 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Melt and crust masses of control rod FPT3 Rg2 Oxidationsschicht der H llrohre Massen Schmelze Kruste Gov Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1000 level 07 s00 H Pur x e 2 E 600 c 400 x 200 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Oxidation QOX at elevation 150 mm Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 4000 level 19 C Rod a Rod_i 3000 e Rod 2 2000 Oxidation W m 1000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Oxidation QOX at elevat
24. betr gt am Ende der Oxidation 12 5 g Wegen der beim Experiment unkla ren Verh ltnisse d h Hz Erzeugung bereits vor 600 s und damit weit unterhalb von 1273 K Beginn der Oxidationsreaktion werden die Differenzen zwischen Rechnung und Experiment nicht weiter untersucht Bei der dritten Rechnung mit dem anderen Oxidationsmodell ist die integrale H Erzeugung mit 12 8 g nahezu gleich gro wie bei der zweiten 12 5 g e Abschmelzverhalten und Energiebilanz Die Schmelztemperatur des metallischen Zr wurde bei der Rechnung mit 2030 K vor gegeben Diese Temperatur wird bei den Rechnungen weder vom F hrungsrohr noch von den H llrohren erreicht Nach 3230 s erfolgt das Versagen des F hrungsrohrs und die Umlagerung der Absorberschmelze beginnt wobei w hrend des AbflieBens noch metallisches Zr des F hrungsrohrs oxidiert Beim Experiment wurde der Absorberstab vollst ndig in den unteren Stopfenbereich umgelagert Die metallurgische Auswertung nach dem Versuch post test examination PTE zeigt eine teilweise Zerst rung von St ben des inneren Rings BLA 91 W hrend des Versuchs sind gegen ber der Rechnung etwas h here Temperaturen aufgetreten Diese Differenz f hrt dazu dass beim Experiment die Zerst rung der St be des inne ren Rings erfolgte bei der Rechnung gerade nicht In Abb 4 6 6 sind die Massen der geschmolzenen Materialien des Steuerstabs Ab sorber und F hrungsrohrmaterialien sowie die durch
25. Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1000 900 Thermocouple mm 800 Fluid 4 Surface 700 outer S 600 500 400 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 4452 mm level 26 16 Abb 4 13 16 FPT3 Temperaturverl ufe im Plenum level 26 11 level 264 16 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 level 1 3 C Rod Fluid Wall C Rod Rod2 Fluid S 1 4 Temperature K 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 82 and 15 mm Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 2500 level 6 9 21 Inn Sh 20 Inn Sh C Rod Rod_i Rod_2 Fluid 2000 1500 1000 Temperature K 500 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Temperature at elevation 100 mm Temperature K Temperature K 2500 2000 1500 1000 500 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 level 4 5 TCK44 TCK45 C Rod Rod 2 S 1 4 C Rod Rod2 Inlet Inlet 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 3000 2500 2000 1500 1000 500 0 Time s Temperature at elevation 12 and 50 mm Phebus Posttest cal
26. hnlich verl uft die Oxidation der brigen Brennstabe im inneren bzw u eren Ring Die Oxidation der Steuerst be ist deutlich geringer da sie relativ fr h versagen Die berechnete Oxidschichtdicke an der B ndelumfassung ist merklich dicker als die der Brennst be In ATHLET CD wird das Abschmelzen des Dampf F hrungsrohres der B ndelumfassung nicht modelliert Allerdings wird die Oxidation beendet wenn die Schmelztemperatur des mit Sauerstoff ges ttigten Zirkoniums erreicht wird 2250 K e Abschmelzverhalten Im Vergleich zu fr heren Nachrechnungen wird nun am Ende des Versuchs eine gr Bere Schmelzmasse berechnet Die jetzt von ATHLET CD errechnete Brennstab Schmelzmasse betr gt 2 8 kg 15 des Anfangsinventars Das entspricht in etwa der im Versuch ermittelten Menge von 18 Ein Vergleich zwischen Experiment und Analyse in Bezug auf das Umlagerungsverhalten ist nur qualitativ m glich Abb 4 7 9 zeigt die berechneten axialen Massenverteilungen der Brennst be und der Steuerst be am Ende des Versuchs In die Diagramme wurden auch die experimentell ermittelten Dichten normiert auf die Anfangswerte eingetragen Im Versuch sammelte 82 sich die Brennstab Schmelze zwischen 0 17 und 0 30 m mit einem Maximum bei 0 25 m In der Rechnung ist die Materialansammlung fast 0 1 m tiefer Der Effekt des Abstandhalters auf die Schmelzeverlagerung wird ATHLET CD nicht simuliert hnli ches gilt f r die Massenver
27. nderungen bzw Erganzungen wie folgt zusammenfassen Anwendung des 6 Gl Modells im thermohydraulischen Modul ATHLET detaillierte Nodalisierung im aktiven Kernbereich 20 statt 10 Nodes Modellierung eines Bypass Str mungskanals mit Querverbindungen zum Haupt Str mungskanal Anwendung des Ratenansatzes statt des Diffusionsmodells zur Berechnung der Freisetzungsraten im Modul FIPREM Zus tzlich wurde das Modell zur Beschreibung von nicht kondensierenden Gasen an gesprochen Ber cksichtigt wurden Wasserstoff und Argon Die daf r notwendigen Stoffwerte und Transporteigenschaften wurden aus VDI 91 entnommen Weil der Versuch unter einem relativ hohen Systemdruck ca 7 0 MPa stattfand wur de auf die Anwendung des Quench Modells zur Beschreibung der Wiederbenetzung der Brennst be am Ende des Versuchs verzichtet da diese Option eher f r einen nied rigeren Systemdruck validiert ist F r den Brennstabmodul ECORE wurden weitestgehend die im Benutzerhandbuch ATH 04 empfohlenen Eingabeparameter und Modelloptionen verwendet Die wenigen Ausnahmen die in Kap 4 7 3 er rtert werden dienten dazu eine noch bessere ber einstimmung mit den gemessenen Ergebnissen zu erreichen Die Oxidation der H ll rohre und des Dampff hrungsrohres wurde mit den Korrelationen von Cathcart 1853 K bzw Urbanic und Heidrick 21853 K berechnet 79 Die Freisetzung von Spaltprodukten w hrend des Versuchs wurde mit dem Raten
28. ym SDHY701 Steam 9 J H2 lt 0 02 1 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Hydrogen generation rate Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 150 1 legend e int SDHY700 J int SDHY701 J Total H2 Bundi 100 ACMELTH2 mg 5 CRACH2 J CRACCO j 2 gt J CH4 10 50 0 4 8 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 H2 2 4 generation H Erzeugung Oxidation von Zr und B C Mass kg Mass kg fraction Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 3 2 5 2 legend 1 5 e metal oxide 1 0 5 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Mass of zirconium metallic oxide Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1 legend tot mass 0 8 fraction 0 6 0 4 0 2 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s total oxidized mass fraction oxid total mass Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1 legend t d 13 o8 H mai level7
29. Abb 4 13 7 Ab etwa 12400 s bis 16495 s stimmen der Massen strom der Rechnung und des Experiments wiederum sehr gut berein Nach 16495 s wird sowohl von den Messwerten als auch von der Rechnung eine erneute Erh hung der ausstr menden Masse ausgewiesen Dieses wird durch die Umlagerung von noch nicht oxidiertem Material aus h heren Regionen in tiefere heiBere Bereiche hervorge rufen Die insgesamt erzeugte H Masse Abb 4 13 7 betragt bei der Rechnung 141 6 g tal H2 wobei ca 108 g allein aus der Oxidation der H llrohre der Brennst be erzeugt werden Bundle Aus den Messdaten ergeben sich 126 7 g int SDHY700 bzw 107 8 int SDHY700 Bei einem Vergleich dieser Daten muss ber cksichtigt wer den dass z B in der Schmelzmasse der Brennst be bei der Rechnung keine Oxidati onsreaktion mit H gt Erzeugung ACMELTH2 erfolgt Die Abstandhalter Zry wurden bei dieser Rechnung nicht gesondert ber cksichtigt Daf r wurden in diesem Bereich die Stiffener entsprechend modelliert um die Oxidation dieser Gitter zu simulieren Die B C Oxidationsreaktion startet gegen ber der Zr Dampf Reaktion etwas sp ter Dabei entstehen die folgenden Reaktionsprodukte 22 g CO 18 g 25 g CH 0 40 siehe Abb 4 13 7 In der Abb 4 13 7 sind zus tzlich noch bersichten ber die bei den Reaktionen betei ligten Massen Zr und dargestellt Es wurden ber 70 des metallischen Zr oxi diert und etwa 90
30. Etwa nach 2600 s wurde im Abgasstrom Krypton gemessen wodurch das Versagen mindestens eines Brennstabsimulators angezeigt wurde Die maximale Temperatur im B ndel betrug zu diesem Zeitpunkt 2050 K Durch einen Druckabfall im Ringbereich zwischen dem Shroud und dem K hlrohr wurde das Durchschmelzen des Shrouds nach 2623 s angezeigt 39 Die Dampfeinspeisung wurde nach 2637 s auf 0 3 g s reduziert um im B ndel die Oxi dation wegen Dampfmangels zu beenden Wahrend der weiteren Leistungssteigerung bewegte sich die Front der Temperatureskalation in untere Bereiche wahrend in den oberen Bereichen die B ndeltemperaturen infolge des geringen Dampfmassenstroms und der somit begrenzten M glichkeit zur Oxidationsreaktion abfielen Zum Ende der Phase des Dampfmangels bei 3316 s waren 60 g H erzeugt worden Reaktionsprodukte aus einer B4C Oxidation wurden w hrend dieser Phase nicht ge messen Die Abk hlphase startete nach 3316 s mit der Einspeisung von ges ttigtem Dampf 750 g s und der Reduzierung der Leistung Nach 3343 s versagte das K hlrohr Auch noch nach Abschalten der elektrischen Leistung wurden gr ere Mengen H2 CO sowie CO gemessen und f r eine k rze re Zeit auch geringere Mengen an F r einen Zeitraum von 2 min lie sich die Er zeugung von qualitativ nachweisen 4 2 3 Ergebnisse der Nachrechnung e Vergleich LO low oxidation case Zr Oxidationsraten nach Cathcard Urbanic Heidri
31. H2 tot calc Bundle calc 120 100 o H2 Erzeugung A D e 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5 Abb 4 8 9 FLHT 5 H Erzeugungsrate und erzeugte H2 Masse 328 SFD Test NRU FLHT 5 dati erd trb nruflht5 plot204 txt in outlet s INLIQ e exp s EXITFLOW Flow rate g s 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Abb 4 8 10 FLHT 5 Ein und Ausstr mraten SFD Test NRU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht5 plot2 1 4 txt Pressure MPa 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Abb 4 8 11 FLHT 5 H Partialdruck SFD Test NRU FLHT 5 dati erd trb nruflht5 plot21 7 txt liq lev see exp 1 ZCLML Elevation m 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Abb 4 8 12 FLHT 5 Verlauf des kollabierten Wasserspiegels 329 50 SFD Test NRU FLHT 5 45 gt digi pr Input oxidation to fluid to structures Co 25 Leistung kW 20 15 10 Abb 4 8 13 500 1000 1500 2000 2500 Time s FLHT 5 Energiebilanz 330 3000 3500 4000 4500 5000
32. I III IIIIII II I N II IX KWVI K HSHOIIOGO II NK YIWI OIYYVJMYIOI IIIQIIGNIUIIQIIIMMIOAOIO IIYKIUUIIIIXII2IIIIIIII II N I IIIIOII a SESS u a II r r r r r S 0 o N N Ww Ui x e e N N Kei le Z lt G 10 5 10 01 9 5 901 8 51 8 01 754 704 6 51 6 01 5 51 5 01 45 404 3 54 3 01 254 201 1 51 1 04 0 54 0 0 Abb 4 11 3 0 80 Halden Abb 4 11 4 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 pa N C1 Legend x ALHR QHFSUI P Heater l e G Spray 10 2 Power kW m or mass flow 10 g s 0 100 200 300 400 500 600 Blowdown time s Linear heat rate of fuel and heater spray mass flow rate Abb 4 11 5 Halden Randbedingungen f r Test IFA 650 2 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 Do Power length kW m 0 1 0 0 1 02 03 04 05 06 07 08 Heated length m Linear heat rate of fuel Abb 4 11 6 Halden Axiale Verteilung der Brennstableistung Test IFA 650 2 378 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 40 Legend 631 000
33. alter 4 TESPA 1 Rosinger v TESPA Cd 10 20 40 60 80 100 Cladding stress STRESV MPa stress 1 1547 stress v Temperature 800 C Halden Kriechgeschwindigkeit als Funktion der Vergleichs spannung 376 Test IFA r PIPE OUT ANNULUS H PIPE OE H PIPE OD htung f H FLASKT H FLASKM Test IFA 650 3 ur TSS REE RN ERENT ERAS EE EE RN EASA AAT ERTS SSS SSS S TTN SS SS SN Rrrr rrr nnn EA SSS SO Oc NNS x 2 2 E o n lt amp z e I lt T a Ld B a gt i i a i T der Versuchse der Versuchskapsel f Nodalisierung 377 o d lt gt ESSE SSSSSSSESSS ESSSESSV HSSSAEPVcA _SE _G_ _E w_VGg_AsgqAI Ps Q q AQ MA PMWMB or xg ui 5 RS SAV AGW AGS AVN SS AA GA VAS VA GS SVN NNAM a ANNAM A A A AAAA A SSS CI I I IO IIIII o I I I I I II I I9WI lt IIQIK lt KK IEI I I
34. auftrat nicht erfasst werden Ein weiteres Problem stellen die groBen Unsicherheiten bei der Festle gung der Materialeigenschaften innerhalb des Shrouds nach dem Durchschmelzen des Liners und dem Eindringen von Schmelze sowie hei er Gase in den Isolierbereich dar Im Gegensatz zu der in BES 03 beschriebenen Nachrechnung des Experiments NRU FLHT 2 mit einer lteren Programmversion konnten in den aktuellen Nachrechnungen die Brennstoffaufl sung und die Schmelzeverlagerung problemlos simuliert werden 4 10 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS FPT2 Das Experiment PHEBUS 2 wurde im Oktober 2000 in der Ph bus FP Testanlage in Cadarache Frankreich durchgef hrt FPT2 war der vierte Test innerhalb dieser in pile Versuchsreihe Die ersten beiden Versuche dieser Reihe FPTO FPT1 dienten bei ahnlichen Randbedingungen der Untersuchung der B ndelzerst rung und der Ma terialumlagerung mit der damit verbundenen Freisetzung von Spaltprodukten sowie dem Transport der Ablagerung und der R ckhaltung im Prim rkreislauf und im Con tainment Diese beiden Versuche FPTO FPT1 wurden mit reichhaltigem Dampfange bot bei niedrigem Druck durchgef hrt wobei insbesondere das Verhalten der Spaltprodukte betrachtet wurde Ein wichtiger Unterschied der beiden Experimente FPTO FPT1 im Vergleich zum Experiment FPT2 besteht darin dass die Phanomene im Experiment FPT2 bei einem geringen Dampfangebot untersucht wurden Das Experiment PHEBUS 2
35. 163 Quenchvorgangs keine wesentliche Temperatur Erh hung mehr einstellt Wahrend in SEP 04 und STU 05 die maximal gemessenen Temperaturen vergleichbar mit den in der Rechnung erreichten Maximaltemperaturen mit ca 2200 K angegeben werden spricht das nach dem Test vorliegende zwischen 750 mm und 1000 mm stark bescha digte Erscheinungsbild der Anlage f r das Auftreten h herer Temperaturen im Experi ment Die Anzeige h herer Temperaturen z B des Shroud Thermoelements TSH 12 0 nach 13400 s Abb 4 12 6 wurde laut SEP 04 S 21 als fehlerhaft interpre tiert und in der Liste der g ltigen Maximaltemperaturen SEP 04 S 25 nicht gewer tet Durch die Kr Messung wird im Experiment bereits in der Voroxidationsphase 3710 s ein leichtes Versagen der Brennstab Simulatoren angedeutet ein weiteres Versagen tritt in der Zwischenk hlphase 10113 s auf schlieBlich wird 36 s nach Beginn der Quenchphase 13429 s ein massives Versagen detektiert In der Rechnung wird da gegen kein H llrohrversagen berechnet auBerdem wird bis zum Ende der Rechnung keine metallische oder keramische Schmelze angezeigt Die durch Zirkon Oxidation insgesamt erzeugte chemische Leistung ist aus Abb 4 12 13 zu ersehen W hrend das Signal der Experimentdaten offensichtlich die aus der H2 Erzeugungsrate MS GAM300 berechnete Oxidations W rmeleistung enth lt werden in der ATHLET CD Rechnung die chemischen W rmeleistungen der Dampf und Luft Oxidation
36. 2 N 60 H2 Rech pr E intl H2 MS GAM300 Exp Fl e intl Caldos Exp 50 alqos Exp EES 8 40 He 2 30 z d 8 20 9 10 0 Stree 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Vergleich der integralen Wasserstoff Erzeugung Abb 4 12 9 QUENCH 10 H Erzeugungsrate und integrale H Erzeugung 401 0 4 0 35 0 3 0 25 0 2 0 15 2 Ausstr mrate g s 0 1 0 05 QUENCH 10 Nachrechnung mit ATHLET CD 02 Rech 02 out Rech rate O2 Exp Print eiua r 117 e a 11000 11500 12000 12500 13000 13500 14 Zeit s Abb 4 12 10 QUENCH 10 Vergleich der Sauerstoffrate am B ndelausgang o o o A Verf gbarkeit g p O2 o 0 Abb 4 350 mm 550 mm 750 mm 850 mm 950 mm 1150 mm 11000 11500 12000 12500 13000 13500 14 Zeit s 12 11 QUENCH 10 Verf gbarkeit von O2 Reduktionsfaktor g pO2 402 Rod3 t 13392s Eckstab D vor Quenchbeg o 0 8 NE B 5 0 6 2 9 04 N 0 2 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 1 4 H he m Abb 4 12 12 QUENCH 10 Axiales Profil der Oxidschichtdicke vor dem Quenchen 25
37. Die Nachrechnungen der Experimente 07 09 08 Kap 4 1 bis Kap 4 3 PHEBUS SFD C3 B9 AIC 4 4 bis Kap 4 6 und PBF SFD 1 4 Kap 4 7 wur den im Zwischenbericht zu diesem Vorhaben STE 05a bereits ausf hrlich diskutiert Daher erfolgt in diesem Abschlussbericht bez glich dieser Arbeiten eine etwas k rzere Darstellung der wesentlichen Ergebnisse Im Rahmen der externen Validierung wurden die Experimente PHEBUS FPT2 FPT4 LOFT FP 2 QUENCH 03 07 08 und der Unfall in der Reaktoranlage TMI 2 mit ATHLET CD simuliert und bearbeitet Eine zusammenfassende Darstellung der erziel ten Ergebnisse ist in Kap 4 16 zu finden 4 1 Nachrechnung des Versuchs QUENCH 07 Die QUENCH Versuchsanlage wird in Kapitel 2 1 beschrieben Mit dem Experiment QUENCH 07 wurde erstmals der Einfluss eines B4C Absorberstabs in einem voroxi dierten LWR Brennstabb ndel auf die Abl ufe bei hohen Temperaturen und einer an schlieBenden Abk hlung mit Dampf untersucht Bei diesen Versuchsbedingungen wurden w hrend der Zr und B4C Oxidation sowie der Zerst rung der St be gasf rmi ge Reaktionsprodukte wie H gt CO CO und freigesetzt Dieses Experiment wurde im Juli 2001 durchgef hrt und lieferte zugleich einen Beitrag zur Vorbereitung des Ex periments PHEBUS FPT3 Bei den Analysen zu QUENCH 07 konnte erstmals das f r ATHLET CD neu entwickel te B4C Oxidationsmodell verwendet werden BAL 02 Die Nachrechnung dieses Expe r
38. LLLA A A UL A y A A 7776076 y A A 7777676 y A A T T UL A LLLA y A T UL A LLLA y A A T uL A y A A 777076 y A A A UL uL A LULA a LEO 9 OOOO OK ORE OEE OE OX ORE OEE 777076 0 OOO OK ORE OEE OE OX OER OEE EO A uL A ALL a y A 777076 y A A 777776 7777177 A A UL uL AA E EE E y A T uL A ALL y A A A LL A 9 a y A A A LLL A ALL y A A A UL A ALL y A A A uL A LLLA y A A T LLL A 9 KKKA y A A A T ULL A 9 y A AA 7777076 y A A A LLL A 9 RHA y A A A UL A 9 y A 777076 p A A A AA y A 7770676 0 A T T uL A 9 y AA A LLL A LLLA y A A 777076 y A A T T uL A LLLA y A A UL 9 AA A AAA CA A eo ENSSSSSRSRSESESESESESRSESRESESESESESESRSESRSESESESESESRSRESRESESESESESESRSESESESESESESESRESN Oi NNNSNN sss SISSE ANW NNNM BBS SISSE ANN V NVN NN SSAA SASSANID A Nodalisierung der Teststrecke 322 FLHT 5 Abb 4 8 1 Abb 4 8 2 SFD Test NRU FLHT 5 50 40 30 20 TOTNPOW 10 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000
39. Sepold L et al QUENCH 10 Quick Look Report Forschungszentrum Karlsruhe Interner Bericht 32 21 01 PSF 3396 SAM LACOMERA DO03 Oktober 2004 Sonnenburg H G et al Methodenentwicklung zur Analyse des Brennstabverhaltens bei erh htem Abbrand Abschlussbericht GRS A 3079 2002 Stefanova A et al SARNET Benchmark on QUENCH 1 1 Specification Report Internal Report NUKLEAR 3409 SARNET CORIUM 008 FZK July 2006 Steinr tter T Unger H Nachrechnung des In Pile Experiments LOFT LP FP 2 mit dem Pro grammsystem ATHLET CD 1 2B 1 0A RUB E 258 RUHR UNIVERSIT T BOCHUM Mai 2000 Steinhoff F Post Test Calculation for Test PKL Ill E2 2 with the System Code ATHLET Preliminary Results First workshop on analytical activities related to SETH OECD project Barcelona Spain 2 3 September 2003 Steinhoff F W Erdmann Validierung des Rechenprogrammssystems ATHLET ATHLET CD Abschlussbericht Teil 2 ATHLET CD GRS A 3156 Oktober 2003 227 STE 04 STE 05a STE 05b STE 05c STE 06a STE 06b STG 05 STM 04 Steinhoff F Nachrechnung des Versuchs PKL III E2 2 mit ATHLET Wiederholungsrechnung GRS A 3222 August 2004 Steinhoff F et al Validierung des weiterentwickelten Rechenprogrammssystems ATHLET ATHLET CD Zwischenbericht GRS A 3277 Mai 2005 Steinhoff F Nachrechnung des Versuchs PKL III E3 1 mit ATHLET GRS A 3298 Dezember 2005 Steinhoff F Post Test Calcula
40. X ar 0 5 e 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Inlet Outlet flows SF1 Verlauf der Quenchfront kollabierter Wasserspiegel und Massenbilanz run2 6 ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI met melt met crust cer melt cer crust Mass kg 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Masses of metallic ceramic melt crust of fuel rods ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI level 12 0 8 y 13 e 44 9 15 16 0 6 CASUM T al 04 mv v lt 0 150 6 0 0 0 9 i 1 0 2 Lee o 409 6 0 9 0 0 0 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Porosity Mass kg ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI molten Zr not molten Zr molten ZrO2 not molten ZrO2 2000 Abb 4 14 13 SF1 Geschmolzene nicht geschmolzene Massen Porosit t run2 4000 6000 8000 Time s Masses of metallic Zr and ZrO2 10000 Orr Abb 4 14 14 Thickness um ATHLET CD_2 1a 2 00 PARAMETER GEI zro2 2 0200 600 zro2 2 0400 2102 2 0600 zro2 2 0800 zro2 2 0900 zro2 2 1000 zro2 2 1100 400 2102 2 1200 zro2 2 1300 zro2 2 1400 200 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s ZrO2 2nd Ring ROD2 Thickness SF1 ZrO Schichtdicke und H2 Erzeugung run3 ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAM
41. e ROD1 27 ROD2 27 _ 2000 m 1500 p 4 F N a 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s Abb 4 9 4 FLHT 2 H llrohr und Fluidtemperaturen bei 2 34 m ATHLET CD 20a 20a NRU FLHT 2 flht2 03 in 3000 gem 2500 4 ROD1 22 Uv ROD2 22 2000 X TFLUID 23 gt 2 ate bal 5 1500 F x Hr HEAD 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s Abb 4 9 5 FLHT 2 H llrohr und Fluidtemperaturen bei 2 54 m 343 ATHLET CD 20 20 FLHT 2 flht2_03 in 3000 level inch 2500 2000 Temperatur K 1000 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 Zeit s Abb 4 9 6 FLHT 2 H llrohrtemp in den Ebenen 1 52 3 18 ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in 3000 2500 2000 Temperatur K 3 e 1000 500 H he m Abb 4 9 7 FLHT 2 ROD2 axiales Temperaturprofil 344 ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in 3000 2500 2000 3 1500 1000 500 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s Abb 4 9 8 FLHT 2 H llrohr und Linertemperaturen bei 1 83 m ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in 1000 900 800 700 5 600 500 400 300 200 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 Zeit s Abb 4 9 9 FLHT 2 Tem
42. 0 11 03 00 QUENCH 11 Versuchsablauf STA 06 Start data recording bundle at 383 K data acquisition frequency at 1 Hz Ar flow feed in bundle head 3 04 g s 385 K Auxiliary power at 0 48 kW 224 Switch on of bundle power 6 7 kW Auxiliary power at 0 36 kW 310 Boiling onset 1035 1345 1640 1945 2636 3275 Auxiliary heater power increase to 1 16 1 55 2 05 2 44 2 67 2 94 kW respectively 2578 Start auxiliary water flow rate 1 1 g s 2730 Auxiliary water flow rate at 1 0 g s 2920 Auxiliary water flow rate at 0 8 g s 3018 4027 4619 4827 Changes in bundle power from 7 1 kW to 6 7 kW from 6 7 kW to 6 45 kW from 6 45 kW to 6 55 kW from 6 55 kW to 6 77 kW respectively 5030 Auxiliary water flow rate at 1 0 g s 5460 Start of temperature escalation at 950 mm 5487 Withdrawal of corner rod B 5500 Quench initiation increase of F 104 to app 17 g s during next 40 s 5520 Quench water at test section inlet 5563 Shroud failure first test rod failure by helium detection 5573 Reduction bundle power from 6 8 to 3 9 kW 5575 Bundle power at decay heat level 5645 Maximum temperature 5702 Auxiliary power shut off 5713 Bundle power shut off 5795 Water level reached maximum elevation of 868 mm 6004 Quench pump shut off 6020 Quench water at 0 g s
43. 1250 mm werden die Temperaturen bereits vor der Quenchphase deutlich bersch tzt Die h chsten Temperaturen treten wie im Experiment bei 950 mm auf Die Temperaturspitzen erreichen Werte bis zu 2400 K Das erste Versagen von beheizten Brennstabsimulatoren wird im Experiment nach 5563 s detektiert STA 06 Die Rechnung zeigt das erste Versagen in einer H he von 950 mm infolge des berschreitens der Berstspannung Vorgabe 38 an Der zent rale Stab und der Stab im inneren Ring versagen nach 5567 s etwa gleichzeitig Der Stab im auBeren Ring versagt etwa 10 s sp ter In Abb 4 15 5 rechts unten ist zu s tzlich noch der gerechnete Druckverlauf im Ringspalt der Brennst be dargestellt Die gerechneten Temperaturprofile zeigen gegen ber dem Experiment zum Teil deutli che qualitative Abweichungen speziell im Verlauf des Anstiegs der teilweise die Ten denz zu einem Temperaturplateau aufweist wie es auch bei anderen QUENCH Versuchen aufgetreten ist Die Ursachen hierf r m ssen bei einer Nachuntersuchung noch gekl rt werden Ein Grund f r die Abweichungen k nnte z B die ungenaue Si mulation des Warmeverlustes ber die B ndelumfassung sein 192 e Wasserstofferzeugung Die H2 Erzeugung w hrend QUENCH 11 ist in Abb 4 15 6 oben dargestellt Der Ver gleich mit den experimentellen Daten zeigt dass bei der Rechnung der Beginn einer merklichen Entstehung von gegen ber dem Experiment etwas sp ter 85 s er
44. 6324 Auxiliary water injection switched off 6330 Auxiliary water at O g s 8928 End of data recording 261 4 15 2 QUENCH 11 Ausgew hlte ATHLET CD Eingabedaten external resistance per rod 2 0 mQ Zr melting temp begin of interaction Zr UO 2030 K Leistikow T 1800 K Zr oxidation correlation transient region interpolation Prater Courtwright gt 2600 K upper limit for steam starvation p H gt O p 0 1 cladding rupture model burst criteria max strain 3896 melt crust oxidation Leistikow T 1800 K transition region interpolation Prater Courtwright gt 2600 K liquifaction model Hofmann cladding failure temperature ox layer lt 0 6 mm gt gt 2300 K ox layer gt 0 6 mm T 2400 K ceramic melt relocation solidus 2600 K met cer melt subcooling for refreezing 50K 50K candling velocity metallic ceramic 0 03 m s 0 03 m s linear rate eq for melt oxidation depending on the oxide layer thickness on melt rivulet oxide layer 10 um quench front model only lower QF calculated Semeria Martinet correlation max QF velocity 10 mm s initiated at 5000 s 262 8 Abbildungen H mass spectrometer Ar carrier gas 7 power supply heater 7 2x35 kW gt 21kw X vacuum sy
45. 800 RE pte 2 2 NL V XN 5 600 Wy SN S 4 Legend TCH1 1105 x TCH2 1280 996 mm 1140 r 1284 200 a 0 100 200 300 400 500 600 700 Blowdown time s Heater temperature 4 11 30 Halden Heizertemperaturen w hrend Test IFA 650 3 390 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 350 o 300 m AN WAV A lt dw M e 5 Ji x ew i ptf eee 250 d D 1 e Legend 200 TOA Pipe in 11 N Annulus 17 150 me TCC31470 0 100 200 300 400 Blowdown time s Coolant temperature Tclad 1485 VAe328 000 700 Abb 4 11 31 Halden K hlmitteltemperaturen w hrend Test IFA 650 3 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 800 600 Temperature C 400 0 1 0 0 1 02 03 04 05 Heated length m Cladding temperature 0 7 08 Abb 4 11 32 Halden Axiale Verteilung der H llrohrtemperatur Test IFA 650 3 391 ATHLET CD post test calculation Case 3 3f Halden test IFA 650 3 100 Legend PFI 80 i Pfuel Stress_7 Stress_8 60 40 20 Pressure bar Stress MPa 0 100 200 300 400 500 600 700 Blowdown time s Fuel rod pressure and effective cladding stress Abb 4 11 33 Halden
46. Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb 4 1 10 44 11 4 2 1 4 2 2 4 2 3 4 2 4 4 2 5 4 2 6 4 2 T 4 3 1 4 3 2 4 3 3 4 3 4 4 3 5 4 3 6 4 3 T 4 3 8 4 3 9 4 3 10 4 3 11 4 3 12 4 4 1 4 4 2 4 4 3 4 4 4 4 4 5 4 4 6 4 4 7 QUENCH 07 Brennstab Innendruck Druck im Spalt vom lte EE 285 QUENCH 07 Energiebllanz er 285 QUENCH 09 B ndelleistung 286 QUENCH 09 Temp des Absorberstabs ref case low oxid 287 QUENCH 09 Temperaturverlaufe im mittleren Bereich des B ndels bei 450 mm 650 mm RC case 288 QUENCH 09 Temperaturverlaufe im oberen Bereich des B ndels bei 950 mm RC case 288 QUENCH 09 Druckverl ufe RC case 289 QUENCH 09 H2 Erzeugungsrate und integral erzeugte Masse WRO CASE Pn 290 QUENCH 09 Reaktionsprodukte der B C Oxidation Raten und integral erzeugte Massen RC 291 QUENGH 08 B ndelleistung trt eres 292 QUENCH 08 Vergleich der Temperaturen in der Ebene 350 mm 292 QUENCH 08 Vergleich der Temperaturen in der Ebene 550 mm 293 QUENCH 08 Vergleich der Temperaturen in der Ebene 950 mm 293 QUENCH 08 Axiales Temperat
47. Exflow 0 1 Exflow tot 9 DebitH20 Infl 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Bundle mass flow SOV Abb 4 13 2 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 1200 level 1 3 wo Wall em lt C Rod lt e Rod 800 SE ER Fluid 5 5 1 4 E g 600 400 200 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 82 and 15 mm Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 2500 level 6 e TCK21 Inn Sh 2000 TCK20 Inn Sh p C Rod x Rod 1 x 1500 22 m 8 61 4 a 5 5 5 g 1000 500 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 100 mm FPT3 Temperaturverlaufe in Testb ndel 82 150 mm Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 2500 level 4 5 TCK44 Inlet 2000 TCK45 Inlet C Rod Rod 2 1500 Eu Rod 2 1000 500 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 12 and 50 mm Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 3000 level 7 2500 TCK23 Inn Sh TCK22 Inn Sh TCK60 Out Sh C Rod 2000 ER ge Rod 2 Fluid 1500 S tid 1000 500 0 4000 6000 8000 1
48. Freis rate mg s 100 A e 100 80 60 40 20 ATHLET CD 20 2 fpt2_09 in Kr total release Krrel rate 29 4 gr e i e T T 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Kr ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in Cs total release Cs rel rate 4 76 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Cs 496 rel Freisetzung 96 Freis rate mg s ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 mw 100 o Mo total release 9 80 Morel rate 3 57 S I 2 9 60 40 2 N 2 20 o 0 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Mo ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 100 e Sb total release Sb rel rate 1 54E 03 80 E 9 60 5 40 2 N 20 LL 8 o 0 5000 10000 15000 20000 2 Freisetzung von Sb Abb 4 10 15 FPT2 Freisetzung von Mo Ru Sb Te g s rel Freisetzung 96 Freis rate m e k 100 80 60 40 20 ATHLET CD 20 2 fpt2_09 in e total release Ru rel rate 6 67 on On or 1 0 5000 10000 1
49. P632 000 P632 000 4 Pipe in 1 Pipe out 1 634 000 Tank Pressure bar 10 0 10 20 30 40 50 60 Blowdown time s System pressure Abb 4 11 7 Halden Druckverlauf wahrend Blowdown Test IFA 650 2 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 500 n Ei Legend A 1000 x TCC2 1300 2 TCC3 1300 27500 1000 D 1150 1284 Par i 59 o 300 2 Kalau i 4 4 ly lt 200 10 0 10 20 30 40 50 60 Blowdown time s Cladding temperature Abb 4 11 8 Halden H llrohrtemperaturen w hrend Blowdown Test IFA 650 2 379 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 300 77 K 2 d RS k 250 2 Z 7 5 E E E ET 5 lt 4 gt E Legend LA SA E 200 TCH1 1055 z 2 1195 4 2 1000 1150 1284 150 10 0 10 20 30 40 50 60 Blowdown time s Heater temperature Abb 4 11 9 Halden Heizertemperaturen wahrend Blowdown Test 650 2 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 700 Legend TCH1 1055 x TCH2 1195 600 1000 mm 1150 X 1284 mm 2 500 400 3
50. Simulation der Str mungsvorg nge mit 6 Gleichungsmodell bisher 5 Glei chungsmodell Zur Validierung des Rechenprogramms ATHLET CD wurden im Rahmen des Vorha bens RS1155 B ndelversuche aus den Versuchsprogrammen NRU FLHT PBF SFD PHEBUS FP PHEBUS SFD und QUENCH sowie Einzelstabversuche Einzeleffekt versuche aus den Halden Experimenten 650 nachgerechnet Ferner wurde noch die erste doppelt blinde Vorausrechnung zum als Benchmark spezifizierten russischen Experiment PARAMETER SF1 durchgef hrt Die vom Lehrstuhl f r Energiesysteme und Energiewirtschaft LEE der Ruhr Universitat Bochum im Rahmen anderer Ver suchsvorhaben durchgef hrten Validierungsrechnungen zu den nuklearen Versuchen PHEBUS FPT2 FPT4 und LOFT FP 2 zum Reaktorunfall TMI 2 sowie zu den Versu chen QUENCH 03 07 und 08 mit elektrisch beheiztem B ndel wurden von der GRS fachlich betreut Ein weiteres wichtiges Arbeitsziel des Vorhabens RS1155 war die Mitarbeit in den ver suchsbegleitenden Arbeitsgruppen zum OECD PKL und zum neuen OECD ROSA Thermal Hydraulic Projekt zum PKL III E F Vorhaben bei Framatome zum PHEBUS Versuchsprogramm und zu den QUENCH Experimenten bei FZK Weiterhin erfolgte im Rahmen des Arbeitspunkts die Fortschreibung der ATHLET und ATHLET CD Validie rungsmatrizen und die Mitarbeit in Programme Review Groups der OECD NEA sowie in Arbeitsgruppen des EC SARNET Network of Excellence for a Sustainable Integra tion of Europea
51. der beim Herausziehen in einer H he von ca 0 9 m abgebrochen ist k nnen die Schichtdicken nur bis zu dieser H he mit gemessenen Werten verglichen werden Der f r den Vergleich herangezogene u ere Kreis der Heizst be ROD3 Eckstab nicht simuliert zeigt bereinstimmend f r Experiment und Rechnung im unteren B ndelbe reich bis ca 0 5 m nahezu keine Oxidation Schichtdicke unter 0 1 mm der bei 0 85 m berechnete Wert von ca 0 6 mm stimmt ebenfalls gut mit der gemessenen Oxid schichtdicke berein Im Bereich zwischen 0 55 und 0 8 m wird die Oxidation in der Rechnung entsprechend den hier zu hoch berechneten Temperaturen Abb 4 12 8 a xiales Temperaturprofil bersch tzt Obwohl die maximalen Temperaturen in einer H he von 0 85 m berechnet werden Abb 4 12 8 liegt das Maximum der Oxidschichtdicke mit geringf gig h heren Werten bei 0 95 m Die Ursache hierf r sind die in dieser Position h heren Temperaturen in nerhalb der Voroxidationsphase W hrend die maximal berechnete Oxidschichtdicke vor Beginn des Quenchens bei 640 um liegt Abb 4 12 12 steigt sie bis zum Ende der Rechnung auf 770 um an Ei ne vollst ndige Oxidation des H llrohres Gesamtdicke 725 tritt in der Nachrech nung nicht auf Volumenzunahme des oxidierten Materials Auch ein Schmelzen der H llrohre wird bis zur Beendigung der Simulation nicht berechnet da sich in den Posi tionen maximaler Temperaturen Abb 4 12 6 850mm nach dem Beginn des
52. o o E 5 40 E 30 oO o 5 a 20 2 N LLI 1 10 e I 0 umi 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s H2 Massenstrom ATHLET CD 20B FPT2 fpt2_09 in 100 e 2 tot a Bundle SDHY702 80 SDHY703 9 gt 60 gt 2 N 40 N 20 0 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Wasserstoff Erzeugung Abb 4 10 5 2 Massenstr me am B ndelaustritt und H Erzeugung 358 Masse kg 0 Masse ATHLET CD 20 FPT2 fpt2 09 in 10 ker Schmelze Z ker Kruste 8 6 4 i d amp ty INE tf wb A 2 SX 1 V H 20000 5000 10000 15000 Zeit s Massen keramischer Schmelze Kruste der Brennstabe ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 1 e Schmelze 0 8 TNT FEED 0 6 5 1 A 0 4 0 2 Abb 4 10 6 5000 10000 Zeit s 15000 Massen Schmelze Kruste des Absorberstabs FPT2 Schmelz und Krustenmassen 359 20000 ATHLET CD 20 2 fpt2 09 in Porositat 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Abb 4 10 7 FPT2 Porositat ATHLET CD_20B 2 fpt2 09 in SQPOW oxidation to fluid to structures Stored rod Stored melt stored crust balance of error Leistung kW 0 5000 10000 15000 20000 Abb 4 10 8 FPT2 L
53. 100415 lt 110355 12040 s 15005 s 500 16005 s 16508 s 17363 s 000 500 0 2 0 4 0 6 Elevation m Temperature TT 12 of shroud T 1 4 0 8 1 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 1 2 BUND QPOW 0 0s 9008 s lt 10041s 11035 5 12040 s 15005s 16005s 16508 s 17363 s 17513 s 300005 0 2 0 4 0 6 Elevation m Generated power in Bundle Rg2 axiale Temperatur und Leistungsverteilung 1 2 Temperature K Temperature K Abb 4 13 19 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 3000 ROD1 CRTC 2500 0 05 EIE 9008 s T oe 100415 aX 2 dt 110355 4 eee AU 000 120405 K 2 A DEN sx 150058 n uu MO 1500 160055 Ss JS S 165086 4 DN MES Ne So A 173635 age SUN 17513 5 e 1000 500 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation Temperature CRTC of ROD1 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 3000 ROD2_TCSU 2500 0 06 22422 9008s 100416 2 5 110855 LL AC 908 ee 120208 ET exe 150056 160056 1500 T 165086 s 173635 sees 175138 1000 30000 s 500 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation Temperat
54. 3 9 1 4 specif 3 9 1 4 specif 3 9 1 4 results 3 9 1 4 bo peak 3 9 1 4 bo peak 2 9 1 4 bo peak 34 9 1 4 bo peak 229 1 4 bo peak 2 9 1 4 bo peak Ad 1 4 results 3 9 1 4 results 349 1 4 results 2349 1 4 results and H RODT3 deleted Correction of PITCH 16 0mm 12 6mm Takes ef RSEC fect only for test 3 and case 3 3f with ebump 100 Cladding failure failure TCfail PF max S LZ 98 808 6 67 J 103 T 799 6 92 108 7 798 6 91 108 7 799 6 92 106 7 802 6 90 100 7 801 6 91 106 7 801 6 90 106 5 800 6 88 105 5 801 7 01 101 5 822 6 91 108 5 409 7 02 106 5 804 102 105 7 804 7 04 115 7 844 7 28 Cladding failure failure TCfail PF max S ASG MPa 266 777 7 26 J 2907 Ou ED 1 98 240 8 771 J 55 247 8 780 7 09 254 8 773 7 48 260 8 782 7 00 253 7 770 7 66 257 8 778 7 17 252 8 770 7 66 255 7 770 Tome 261 7 778 7 16 254 7 781 7 13 263 7 791 7 21 270 7 787 7 27 285 7 787 7 35 276 9 780 7 90 274 8 778 2 90 267 9 769 7 83 276 t SVmax 1 90 fect call ebmatd with 1 273mm 1 01mm before failure at t 70 s TCI TC3 TH1 TH1 TH2 Me K 678 38 9 357 4 1000 1300 1055 1195 TC 4 TC 10 51 4 TSL 7 641 8 0 379 0 6 597 14 7 354 2 5 597 14 8 359 24D 608 15 2 360 2D 656 13 3 386 1 7 612 15 2 362 257 626 44 5 362 4 0 643 44 2 384 345 646 44 3 479 4 2 639 44 4 368 3 6 epmax 0 3 restart 533 8 s 619 14 7 365 2 3 624 14 9 367 2 3 before failure at t 200 s
55. 3000 2500 2000 1500 Temperature K 1000 500 SFD Test NRU FLHT 5 2 44 m lev 096 ee Liner exp Pg 1 Rg 2 Rg 3 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe Liner SFD Test NRU FLHT 5 3000 4 2 44 m lev 096 se Saddle exp Pg 1 2500 Rg 2 4 k Bg 3 2000 lt 5 d 3 1500 E 1000 500 0 T T T 1 TT Tr 1 T1 rT T1 1 1 Tr 0 500 1000 1500 2000 2500 2000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe Saddle Abb 4 8 18 FLHT 5 Temp verlaufe von Liner und Shroud bei 2 44 m 335 SFD Test NRU FLHT 5 3000 4 3 05 m lev 120 Use Liner exp 2500 ae Rg 3 2000 lt 1500 1000 500 3 fs 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe Liner SFD Test NRU FLHT 5 3000 4 3 05 m lev 120 e Saddle exp 2500 ie 4 k 79 3 2000 lt 4 1500 E 1000 8l 9 500 OA A A A A A A A A I T T 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverl ufe Saddle Abb 4 8 19 FLHT 5 Temp verl ufe von Liner und Shr
56. 4 9 Nachrechnung des Versuchs NRU FLHT 2 Das Experiment NRU FLHT 2 wurde im Dezember 1985 durchgef hrt Es war der zweite Versuch der FLHT Serie Es war der erste in pile test mit Brennst ben voller Lange 3 63 m die unter Bedingungen eines K hlmittelverlusts und mit H llrohrtempe raturen 2500 K oberhalb der Schmelztemperatur des Zirkaloys untersucht wurden Der Test FLHT 2 wurde mit 12 frischen unbestrahlten Brennst ben eines typischen Druckwasserreaktors ohne Absorberstab durchgef hrt Eine kurze Darstellung der An lage ist in Kap 2 5 zu finden Der experimentelle Ablauf des Experiments FLHT 2 und dessen Ergebnisse sind in LOM 88 beschrieben Dieses Experiment wurde bereits mit einer alteren Version des Programms ATHLET CD nachgerechnet BES 93 Bei dieser Nachrechnung wurde noch das auf 4 Erhal tungss tzen Erhaltung der Fl ssigkeits und Dampfmasse der Gesamtenergie und des Gesamtimpulses basierende Thermohydraulikmodell in Verbindung mit dem Drift Flux Modell zur Berechnung der Differenzgeschwindigkeit zwischen den beiden Pha sen eingesetzt Zur Simulation der inhomogenen Str mungszust nde im Kernbereich wurde auf eine feine Nodalisierung mit 12 axialen Kernzonen zur ckgegriffen weil das Gemischspiegelmodell zur Beschreibung inhomogener Str mungszust nde sehr kleine Zeitschritte verursacht hatte Die eingesetzte Programmversion enthielt bereits ein ers tes Modell zur Beschreibung der Brennstoffaufl sung und der
57. 84 Anwendung des berarbeiteten Verlagerungsmodells a mit Ber cksichtigung der Oxidation von Schmelze und Kruste Bildung von Blockaden und Wiederauf schmelzen von Krusten Berechnung der Freisetzung von Absorbermaterialen als Funktion des Partialdru ckes der Absorberd mpfe Angabe von unterschiedlichen Leistungsprofilen in Abh ngigkeit der Problemzeit ohne dass Programm Restarts notwendig werden Die Rechenergebnisse zeigen bez glich der Temperaturentwicklung unter den getrof fenen Annahmen eine gute bis sehr gute bereinstimmung mit dem Experiment Das Oxidationsverhalten und die H2 Erzeugung konnte im Vergleich zum Experiment be friedigend dargestellt werden Im Vergleich zu fr heren Nachrechnungen wird nun eine gr ere Schmelzmasse am Ende des Versuchs berechnet und damit die Abweichung vom Experiment verringert Die Materialverlagerung im B ndel konnte einigerma en zufrieden stellend wiederge geben werden Weiterhin werden die Abstandhalter in ATHLET CD nur durch ihr ther mohydraulisches Verhalten mit einem erh hten hydraulischen Widerstand simuliert nicht aber deren Abschmelzen Das Abschmelzen der B ndelumfassung konnte eben falls nicht simuliert werden was bei diesem Experiment aber keinen gro en Einfluss aus bte Die Ablagerung von Spaltprodukten wurde in dieser Untersuchung nicht modelliert Die Nachrechnungsergebnisse hinsichtlich der Freisetzung von Spaltprodukten konnten auf Grund
58. 88 N IN SSSSSSSSSSSSS SSS IN SSSSSSSSSSSSS IN RSS w SSS N NN SS SS SSSS SSS NS NN NN IN ROD XQ x SS NN NN SSSS SY NR II 5 SSS NNN WSN SSS MS GRIDA SS SS N SSSSSSS SSSSSSSSSSSSS SS z II SSSSSS SSS SSSSS TR 555 SSSS E Rs Ak SS IN SASS N II III IS SSSSS TR NS IN SSSSSSSSSSSSSS SSSS III NS 5 RQ IN SSS SSSSSSSSSSSS SSS IN IN IN NN SSSSSSSSSSS SSS Wks SSS Ss N NIS SS NN SV RI III IN WSs RN SSS 5 IN SK N IR SSSSSSSSSSSSSSSSSN SSSSc NN SSS SS N SS N 3 NS SE IN N RIDES 3 SS N SSSSSSSSSSSSSSSSSS SS N IN RN IN N RSs IN SSSS COREZ NIS N N IS NUN SSSSI NI SS RN w ss IN WSs SSS TR SSSS SSSSS Mw SSS NNN RAR SS SS N SSSSSSSJ IRQ SS SSSS RTRESS RSS wm SS RSS SSSSSSSSSSSSSS SV Ss NN SSS IN N SS IN TUN SSS E NR SM aw SSSSS SSSSSS SS SS RN ww sss SSS NNN NNN SS GRID N SSSMIMKMIo WA RQ WS 5555555 5555 SSSSSSS IN SSSS SS SSSSS 5555 SS SSSSSS NN SS SSS IN TR SSSS IN TUN SSSS E IR NUN SS Sv SS SSS P SH sss SSS N SSS SSS NSS SS IN TR SS IN TR N IN RN N 5 N INN TRAUN SS IN Sx SS SSSSSSSSSSS IN RI w SSS IN NN SSSSSSSSSSSSS N STFILL H INPIPE SF1 Nodalisierungsschema der Teststrecke qH UPWALL OUTPIPE SHROUD SHRLP H LPWALL PHCORO Abb 4 14 3 ATHLET CD 2 1 2 06 PARAMETER GEI ATHLET CD 2 1 2 00 PARA
59. Cl ment B T Haste Comparison Report on International Standard Problem ISP 46 PHEBUS FPT1 Note Technique Semar 03 021 IRSN Cadarache France July 2003 Chr tien A M Data Book PHEBUS FTP3 Document PHEBUS FB IP 02 517 March 2003 Chr tien A M Data Book PHEBUS FTP2 TG 359 C PHEBUS FB Document IP 2004 0555 Technical Note CPEX NT 2004 0084 March 2004 Drath T Kleinhietpa I D Unger H Wagner H J Koch Simulation des In Pile Experiments LOFT LP FP 2 mit dem Programm system ATHLET CD LEE 22 RUHR UNIVERSITAT BOCHUM Februar 2004 Drath T Dapper M Kleinhietpa 1 D Unger H Koch Simulation des TMI 2 Unfalls mit dem Programmsystem ATHLET CD Teil 1 LEE 24 RUHR UNIVERSITAT BOCHUM Dezember 2004 220 DRA 04 DRA 06 ERD 03a ERD 03b ERD 04a ERD 04b ERD 04c ERD 04d Drath T Kleinhietpa I D Unger H Koch Simulation des TMI 2 Unfalls mit dem Programmsystem ATHLET CD Teil 2 LEE 26 RUHR UNIVERSITAT BOCHUM Juni 2005 Draht T Hollands T Kleinhietpa 1 0 Wagner H J Koch Simulation der B ndelversuche 07 und 08 mit ATHLET CD 2 0A 1 1L LEE 40 RUHR UNIVERSITAT BOCHUM Juli 2006 Erdmann W Nachrechnung des B ndel Quench Versuchs QUENCH 07 mit dem Rechenprogramm ATHLET CD Technische Notiz ERD TN 1 03 RS 1155 August 2003 Erdmann W Nachrechnung des B ndel Quench Versuchs QUENCH 09 mit dem Reche
60. Cladding temperature Abb 4 11 22 Halden H llrohrtemperaturen w hrend Blowdown Test IFA 650 3 386 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 500 Legend 1105 TCH2 1280 996 400 1140 1284 D 300 200 20 0 20 40 60 80 100 120 Blowdown time s Heater temperature Abb 4 11 23 Halden Heizertemperaturen w hrend Blowdown Test IFA 650 3 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 Legend x 700 e 1105 2222 TCH2 1280 en 996 mm o 1140 mm z 1284mm 22 5 600 gt A 1 2 500 K 400 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 Blowdown time s Heater temperature Abb 4 11 24 Halden Heizertemperaturen w hrend Aufheizphase Test IFA 650 3 387 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 800 2S 5 700 2 j Legend e 1000 2 1300 600 4 1300 2 7 996 mm s 1140 r 1284 e 500 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 Blowdown time s Cladding temperature Abb 4 11 25 Halden Hullrohrtemperaturen wahrend Aufheizphase Test IFA 650 3 ATHLET CD post test calcula
61. Die Ergebnisse der Rechnung sind in Abb 4 8 8 dargestellt Die Temperatureskalation f hrt ab ca 1200 s zu einer rapiden Erh hung der metallischen Schmelzmasse von der ein gewisser Anteil auch schnell wieder erstarrt Die Bildung von keramischem Ma terial erfolgt deutlich sp ter d h ab ca 1500 s Nach ca 2300 5 ist ein quasi station rer Zustand erreicht Die Schmelzmassen und die erstarrten Massen bleiben bis zum Ende der Rechnung Abschalten des Versuchs auf einem nahezu konstanten Wert e HeErzeugung Beim Experiment wurden drei Messverfahren verwendet mit denen unterschiedliche Hs Massen von 340 g 250 und 220 g bestimmt wurden 88 Nach der endg lti gen Auswertung der Daten wird in LAN 88 f r die insgesamt erzeugte H2 Masse ein best estimate Wert von 300 30 g angegeben Das entspricht etwa einer Oxidation von 75 96 der insgesamt vorhandenen Zr Masse von 8972 g Abb 4 8 9 zeigt im oberen Diagramm sowohl die mit ATHLET CD ermittelte H Erzeugungsrate H2 calc oben als auch die insgesamt erzeugte H2 Masse H2 tot calc unten In das Diagramm ist zus tzlich zur H gt Rate noch der Dampfmassenstrom am Austritt des B ndels zur Verbesserung der Darstellung entsprechend dem Molenanteil ver ringert Steam 9 eingetragen Es zeigt sich dass mit Beginn der Temperatureskalati 94 on ab 1000 s bis ca 1600 s der Dampf bei der Oxidation vollst ndig verbraucht wird Auch sp ter reagiert der Dampf
62. Einige Deformationen hatten zu Kontakten mit Brennst ben gef hrt Darunter bis zu einer H he von ca 65 0 55 m war der Liner nur noch teilweise am urspr nglichen Ort vorhanden Zwischen 0 56 m und 0 34 m war der Liner vollstandig zerst rt und aus diesem Bereich ver schwunden In den unteren Bereichen war der Liner mehr oder weniger deformiert Bis 0 25 m war er noch teilweise und bis 0 0 m vollst ndig vorhanden Die Umlagerung von Material f hrte zu einer Verengung des Str mungskanals die bei der Nachuntersuchung als Blockadebildung ausgewiesen wurde und ebenfalls in Abb 4 5 6 dargestellt ist VOI107 Im Anfangszustand war der Str mungskanal durch die Brennst be zu 38 96 blockiert Am Ende des Experiments hatte sich aus Bereichen oberhalb von 0 7 m bereits Material in den Bereich zwischen 0 5 bis 0 7 m verlagert Die maximale Blockade von ca 58 wurde in einer H he um 0 26 m gefunden die minimale Blockade von 35 in einer H he um 0 46 m Zum Vergleich wurde in diese Darstellung der Blockadezustand mit eingetragen der sich aus der errechneten Porosit t ergibt Im oberen Bereich 20 6 m erfolgte bei der Rechnung gegen ber dem Experiment keine Ablagerung von Material Die maximale Ablagerung ist bei der Rech nung direkt oberhalb der Tragplatte in einem Bereich um 0 1 m zu finden wobei zu be r cksichtigen ist dass das Material abgeschmolzener Abstandhalter und des geschmolzenen Liners derzeit nicht ber cksichtigt we
63. Im Vergleich zu den experimentellen Werten Clad exp stimmen bis zum Beginn der Temperatureskalation bei 1000 bis 1200 s die gerechneten Temperaturverlaufe der H llrohre sehr gut mit den Messungen berein Danach waren die Thermoelemente geschmolzen bzw umgelagert worden Die Messwerte sind daher nur bedingt verwert bar und k nnen nicht mehr genau einer bestimmten H he zugeordnet werden Da durch erkl rt sich die gro e Differenz zwischen den berechneten und den experimentellen Temperaturverlaufen In der unteren H lfte der Abb 4 8 14 sind die Temperaturverlaufe des Einzelstabs ROD3B gesondert dargestellt Die Temperaturverlaufe der H llrohre zeigen bei der Rechnung mit dem HECU Modell Rg 1 und dem Modell des Stabs ROD3B als Steu erstab ohne Abschmelzen Rg 2 Zr qualitativ ahnliche Ergebnisse Die Rechnung Rg 3 bei der ROD3B als Steuerstab mit Abschmelzen modelliert ist zeigt dagegen ein deutlich anderes Verhalten Die Zr Temperatur weist nach 1100 s eine sehr starke Temperatureskalation mit einer Spitze von ber 2750 K auf Auch zu sehr viel sp teren Zeiten zwischen 2100 2450 s bei denen in den ersten beiden Rechnungen bereits ein Temperaturabfall vorhanden ist werden noch weitere Temperaturspitzen bis 2750 K ausgewiesen Rg 3 Zr Die Schmelztemperatur des Edelstahls wurde mit 1700 K vorgegeben Bei allen drei Rechnungen wird diese Temperatur erreicht Wah rend die Temperatur des Stahls bei der Rechnung ohne Absc
64. LAW RN RUN SV SeASSSSSSSSSS L NG NUN SSSSSSSSSSSSN SSSSSSS SSX SSX SSS IQ SSSSSSSS N XQ SV RUN NANN SK RN YY Ss s SSS SS LAW SSS SQ III SS cs N III SS MA S SSSS H INPIPE SF1 Nodalisationsschema mit ge ndertem Oberen Bereich H OUTPIPE Sev ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI Gin 9 H Gar 10 Massflow rate g s gt 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Inlet Flow Rates ATHLET CD_2 1a 2 00 PARAMETER SF1 Pgap_2 Pgap 3 p System Pressure MPa 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Internal Rod Gap amp System Pressure Abb 4 14 9 SF1 Anfangs und Randbedingungen run2 ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 2500 2000 1500 8 8 1000 500 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 5 Coolant Temperature ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER GEI BUNDLE calc z 0 2000 4000 6000 8000 10000 5 Power balance of bundle including unheated region ger ATHLET CD_2 1a 2 00 PARAMETER GEI 2500 2000 3 1200 1500 e Temperature 500 2000 4000 6000 8000 Time s Cladding Maximal Temperature ATHLET CD 2 1a 2 00 PA
65. PHEBUS SFD Reihe und zugleich das einzige bei dem ein Steuerstab mit den Absor bermaterialien Ag In und Cd AIC in das Zentrum des Testb ndels eingebaut war Die aktuelle Nachrechnung des Versuchs diente der berpr fung der aktuellen Programm version ATHLET CD mod 2 0 Cycle A Im Rahmen der aktuellen Nachrechnung mit ATHLET CD wurden drei Rechnungen mit unterschiedlichen Randbedingungen durchgef hrt In der ersten Rechnung wurden die Materialdaten des Liners und der Shroud Isolierung aus den Angaben zum ISP 28 bernommen und entsprechend den Anmerkungen in ADR 92 nach h heren Werten hin Warmeleitfahigkeit modifiziert der Einfluss des Spalts zwischen Liner und Isolie rung wurde ber cksichtigt und die Oxidation des Zirkons mit den Beziehungen von Cathcart bzw Urbanic Heidrick berechnet In der zweiten Rechnung wurden die Da ten f r die W rmeleitf higkeit der Shroud Isolierung wie bei der ersten Rechnung an gesetzt und die Daten f r die Dichte und W rmeleitf higkeit der Shroud Isolierung entsprechend den lteren ATHLET SA Rechnungen BAA 90 verwendet wodurch sich f r die B ndelumfassung insgesamt ein h herer W rmewiderstand ergibt Der anf ng lich vorhandene Spalt und damit dessen W rmeleitwiderstand wurden nicht ber ck sichtigt weil wahrend des Experiments sehr groBe Verformungen aufgetreten waren und in weiten Bereichen der Liner abgeschmolzen war Die Berechnung der Oxidation des Zirkons erfolgte mi
66. RNS IQ SN PHCOROU1 H UPWALL RA RQ AVVO y N MQ iN s SSSSSSSSSNNSNSS NNN w SSS SS RRs RRQ SSSSSSSSSSSSSSSSESSSSSSSSS RSS JACKETOU H JACOU Ronn RSs Hn RRR SHROUD SHRLP H LPWALL STFILL III SESSSSSS sS CORE2 XX III SSSSSSSS SSSSSSSSSSSSN S SSX SE SSSSSSSS SSS bel NN A SS AQ SSSSSSSSSSS WO SS SSSSSSSS N SSSSSSSSSSSS WO SEs SS WA L S WOK SS IQ xv SSS RUN SSS E Y ia SSS SK 4 GRIDS NN SV III Li SSSSSS SERS S SESS SSX SSX n TR LAW SSS SV Sass L Eu 555555 SERS S SEN SSS SSS ANN SSS SSSSSSSS SV III GRID4 NNN SSSSSSSSS SSN SK s SSS SS LAWN C R2R3 IQ SV XX SV SERS S SSS SSX SSX SSS IQ SSSSSSSS SSS RUN IN E ANN SK 55 33 YGRIBS RN III SV RUN S SSX SSSS R TR AW SSS TO y P ETT SSSSSSSSSSSSN S SSSSSSS SJ III SSSSSSSS SSSS MQ Qq Www Gi GRID2 NN Sx SX s SSS SS
67. SFD Test NRU 5 3000 2500 1 41 m lev 055 se Clad exp e Rg 1 2000 Rg 2 Rg 3 1500 Temperature K 1000 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe der H llrohre SFD Test NRU FLHT 5 3000 1 41 m lev 055 Rg 1 Rg 2 St 2500 2000 Rg 2 Zr Rg 3 St Rg 3 Zr 1500 Temperature K 1000 500 Abb 4 8 14 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe Stab ROD3B FLHT 5 Temp verlaufe der H llrohre und ROD3B bei 1 41 m 331 Temperature K Temperature K Abb 4 8 15 SFD Test NRU FLHT 5 3000 2 44 m lev 096 er Clad exp e Rg 1 2500 Rg 2 1 i Rg 3 2000 e kb al EE 1000 500 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe der H llrohre SFD Test NRU FLHT 5 3000 2 44 m lev 096 1 Rg 2 St 2500 mi Rg 2 Zr Rg 3 St Rg 3 Zr 2000 1500 1000 500 0 r 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe Stab ROD3B 332 FLHT 5 Temp verlaufe der Hullrohre und ROD3B bei 2 44 SFD Test NRU FLHT
68. TDV Der gemessene Systemdruck wurde f r dieses TF Objekt als Randbedingung vorgegeben 77 Das Brennstabb ndel Abb 2 3 1 wurde in drei radiale Zonen unterteilt eine innere Zone ROD1 mit 4 Brennst ben 3C 3D 4C und 4D eine mittlere Zone ROD2 mit 8 Brennst ben 2C 2D 4B 4E 5C 5D und 4 Steuerstaben AIC 2B 2E 5B und sowie eine u ere Zone ROD3 mit 16 Brennstaben Bei der Analyse wurde zwischen den 26 bestrahlten und den 2 unbestrahlten instrumentierten Brennst ben 3B 4C nicht unterschieden F r die geometrischen Daten der bestrahlten Brennst be und Steuerst be wurden die in PET 89a vorgegebenen Daten verwendet Der Ener gieaustausch durch Strahlung zur B ndelumfassung wurde mit ber cksichtigt Die B ndelumfassung SHROUD wurde als Zylinder bestehend aus 3 radialen Zonen modelliert dem inneren Dampff hrungsrohr aus Zirkaloy inner liner der Isolierung aus por sem ZrO und einer dritten Materialzone aus Zirkaloy die den brigen Teil der Umfassung bis zum K hlmittelringspalt darstellt Die 3 Zonen wurden in 2 10 und 4 ra diale Schichten unterteilt Die B ndelumfassung wurde axial wie der Str mungskanal unterteilt 4 7 2 Versuchsdurchf hrung Anfangs und Randbedingungen Der Versuchsablauf l sst sich in zwei Phasen einteilen die Aufheizphase in der die nukleare Leistung des B ndels bis auf 27 1 kW bei ca 2600 s erh ht wird die Abk hlphase in der
69. TT 1 und TT 2 angegeben TT 1 ist die mittlere Temperatur des mit nur einer Schicht modellierten Liners TT 2 die mittlere Tempera tur der folgenden ersten Schicht der insgesamt aus 7 Schichten bestehenden por sen Isolierung 55 e Thermisches Verhalten des Testb ndels Im Zwischenbericht zu diesem Projekt RS 1155 STE 05a sind jeweils ausf hrliche Vergleiche der Temperaturverlaufe des Brennstoffs der H llrohre des Liners und der thermischen Isolierung in den H hen von 100 mm bis 600 mm dargestellt soweit expe rimentelle Ergebnisse vorliegen In diesem Bericht werden daher zur bersicht nur Vergleiche in ausgew hlten Ebenen vorgestellt Abb 4 4 3 zeigt die gerechneten und gemessenen Ergebnisse in einer H he von 100 mm Der Temperaturverlauf entspricht qualitativ dem Leistungsverlauf in Abb 4 4 2 In den ersten 3000 s der Oxidationsphase wird der Temperaturverlauf sowohl f r den Brennstoff als auch f r die H llrohre von der Rechnung hinreichend gut wiederge geben Bei der ersten Spitze nach ca 1135 s liegen die gerechneten Werte nur 60 K unter den Messdaten Die Temperatur des Liners wird dagegen gegen ber den Messwerten um nahezu 250 K zu niedrig berechnet Die Messstelle befindet sich an der AuBenseite des Liners d h auf der Seite der ZrO Isolierung Bei der Nachrechnung dieses Versuchs wurde ein im Hinblick auf die Wasserstofffreisetzung optimierter W rme bergangskoeffizient f r den Spalt zwischen dem L
70. Tab 4 10 1 enth lt eine kurze bersicht ber den St rfallablauf bei Experiment und Rechnung 127 e Temperaturverl ufe Wasserstofferzeugung Schmelzebildung und Energiebi lanz im B ndel In Abb 4 10 4 werden gemessene und berechnete Temperaturverlaufe in den H hen 300 mm unterer B ndelbereich und 600 mm oberer B ndelbereich gezeigt Im obe ren Bereich beginnen die Brennst be zu schmelzen Die Schmelze sammelt sich im unteren Bereich des B ndels an Dargestellt sind berechnete Temperaturverlaufe des F hrungsrohrs des Steuerstabs CONTROD der H llrohre der St be ROD1 ROD2 und Temperaturen der B ndelumfassung 5 1 4 S out Zum Vergleich sind mit Ult raschall Thermometern TUS und Thermoelementen TCW gemessene Temperatu ren der Brennst be und Temperaturen in der B ndelumfassung TCK TCS eingetragen Im unteren B ndelbereich weist beim Temperaturanstieg die Rechnung gegen ber der Messung eine gute bereinstimmung aus Der steile Temperaturan stieg wird durch die Verlagerung von Schmelze die zu einer verst rkten Oxidation f hrt hervorgerufen Bei der Rechnung wird das geschmolzene Absorbermaterial im Steuerstab umgelagert Da kein Kontakt zu anderen Komponenten des B ndels statt findet ist im Gegensatz zum Experiment keine direkte Auswirkung auf das Steuerstab f hrungsrohr und damit auf die umgebenden Brennst be sowie auf die B ndelumfassung festzustellen Beim Experiment trat nach dem Beginn d
71. about 20 to Tests planned 50 mm long coated on its inside surface to avoid oxidation sample placed in a thermo balance which permits an on line weight gain measurement BOX FzK Test rig with an electrically heated horizontal tube furnace cou Tests finished pled with a supply system for various gases and steam and a mass spectrometer for quantitative analysis of the off gas com position experiments on oxidation of Zry 4 in mixed air steam atmospheres air ingress QUENCH SR FzK Single rod test rig with Zry 4 cladding pre oxidised in steam and Tests finished subsequent oxidation in air experiments with air atmosphere and pure nitrogen atmosphere Corium Topic in vessel WP10 Late phase of core degradation and vessel behavior wenn O Late phase of core degradation corium behavior LIVE FzK Test facility with a hemisperical test vessel 1 5 scaled lower First tests mid of 2005 head of a typical PWR a volumetric heating system in the test vessel to simulate the decay heat a heating furnace to gener ate and pour the simulated corium melt up to 350 C binary mixture of NaNO3 and up to 900 V203 with CUO or ZnO investigation of local heat flux distribution influ ence of water and air cooling at the outer surface develop ment of crusts gap formation between the lower head wall and the melt crust phase segregation of a non eutectic binary melt presence of water in the lower head OECD MASCA
72. hrt und eignet sich deshalb vor allem f r Vergleichsrechnungen zu FPT2 Der Versuch findet nicht wie vorgesehen im Rahmen des PHEBUS FP Projekts statt und wurde auf unbestimmte Zeit verschoben Der Versuch wurde in die Klasse 3 zur ckgestuft da er nicht plan maBig verlaufen ist sehr wirksame K hlung durch hohe Dampfge schwindigkeit bei relativ niedrigen H llrohr Temperaturen und keinen besonderen Parameterbereich erkundet siehe Tabelle 2 1 1 Geeignet f r Modellverifikation Der Versuch wurde in die Klasse 3 eingestuft da er gegen ber den anderen Versuchen keinen besonderen Parameterbereich erkundet siehe Tabelle 2 1 1 Geeignet f r Modellverifikation Der Versuch ist gut dokumentiert und planm ig verlaufen Die An fangs und Randbedingungen weisen keine besonderen Unsicher heiten auf Der Versuch wurde in die Klasse 1 eingestuft da er als ISP besondere Qualit tsmerkmale bez glich der Versuchsauswer tung und Analyse erf llt Der Versuch ist gut dokumentiert und planm ig verlaufen Die An fangs und Randbedingungen weisen keine besonderen Unsicher heiten auf Der Versuch wurde in die Klasse 1 eingestuft da er durch Vergleichsrechnungen zu PHEBUS und zu QUENCH 21 08 besondere Qualit tsmerkmale bez glich der Versuchsauswer tung und Analyse erf llt QUENCH 08 Der Versuch ist gut dokumentiert und planm ig verlaufen Die An fangs und Randbedingungen weisen keine besonderen Unsicher heit
73. menten gute Ergebnisse erzielt wurden 209 5 Zusammenfassung und Bewertung Im Rahmen des BMWi Vorhabens RS1155 wurden Beitr ge zur Validierung des Re chenprogramms ATHLET und des ATHLET Moduls FLUBOX 3D Teil 1 des Ab schlussberichts sowie des Rechenprogramms ATHLET CD Teil 2 des Abschlussberichts geleistet Das Vorhaben stand in engem Zusammenhang mit den zeitlich leicht versetzten Vorhaben RS1126 und RS1162 zur Weiterentwicklung des Rechenprogrammsystems ATHLET AHLET CD sowie RS1141 und RS1161 zur Wei terentwicklung des ATHLET Moduls FLUBOX 2D 3D Zu den Arbeiten die im Hinblick auf die ATHLET CD Validierung durchzuf hren waren geh rten die Mitarbeit in versuchsbegleitenden Arbeitsgruppen einschlieBlich der Fort schreibung der ATHLET CD Validierungsmatrix Kap 2 die Durchf hrung der Validie rungsrechnungen in der GRS Kap 4 1 bis Kap 4 15 sowie die Betreuung der externen ATHLET CD Validierung Kap 4 16 Die spezielle Zielsetzung der ATHLET CD Validierung war den Validierungsstand von ATHLET CD im Hinblick auf St rf lle aus dem erweiterten Anwendungsspektrum so wie auf weiterentwickelte und neue Modelle zu erh hen Speziell sind sich dies bei der Simulation von Unfallablaufen bei DWR und WWER verbesserte Modelle zur Simulation des Temperaturverhaltens der Oxidation und Wasserstofferzeugung sowie der Bildung von metallischer und kerami scher Brennstabschmelze verbesserte Modelle zur Schmelzeverlagerung
74. nachdem die H llrohre in Dampfumgebung bereits einer erheblichen Voroxidation ausgesetzt waren Die in einer Dampf und Luftmischung oxidierten H llrohre werden anschlieBend durch Quenchen von unten schnell abgek hlt Die Auswertung des am 21 Juli 2004 durchgef hrt Experiments QUENCH 10 insbe sondere die Materialanalyse zur Erfassung der B ndelzerst rung ist derzeit noch nicht abgeschlossen Der Vergleich der analytischen mit den experimentellen Daten zeigt mit Ausnahme der Positionen zwischen 0 55 und 0 75 m B ndelh he insgesamt eine gute bereinstim mung der berechneten Temperaturen insbesondere der auftretenden Maximaltempe raturen Das im Experiment in der Voroxidationsphase lang anhaltende Temperatur plateau konnte nach Arbeiten f r QUENCH 07 die darauf abzielten hier eine bessere berreinstimmung des Temperaturplateaus zu erreichen ohne weitere Datensatzopti mierungen gut nachgerechnet werden Die integrale H2 Erzeugung stimmt bis auf ei nen etwas zu geringen Anstieg in der Quenchphase sehr gut mit den Experimentdaten berein Bei der vorliegenden Rechnung war das Hauptziel das neu in ATHLET CD implemen tierte Oxidationsmodell f r Luft zu testen und hiermit das Verhalten w hrend der Luft einspeisephase richtig zu simulieren Wahrend das f r Dampf und Luftumgebung gemeinsam angewendete Modell f r einen ersten Test zufrieden stellende Ergebnisse lieferte und im Hinblick auf die Temperatureskalation und die Wass
75. reichten Entwicklungsstands Wesentliche Modellanderungen im Vergleich zur letzten freigegebenen Version mod 1 1 Cycle K sind u a TRA 04 berarbeitung der Energiegleichungen des Brennstab und Verlagerungsmodells Modellierung der Borkarbid Oxidation und Wechselwirkung mit Stahl Berechnung der Freisetzungsraten von Absorbermaterialen als Funktion des Parti aldruckes der Absorberdampfe 4 7 1 Nodalisierungsmodell der PBF SFD Teststrecke Abb 2 3 1 zeigt die schematische Darstellung PBF SFD Teststrecke und Abb 4 7 1 das Nodalisierungsmodell des Testb ndels f r ATHLET CD Die Teststrecke wird im Nodalisierungsmodell mit dem Eintrittsplenum INLET dem Str mungskanal mit dem Brennstabb ndel CORE und dem Austrittsplenum TDV nachgebildet Der Str mungskanal ist in 24 axiale Zonen unterteilt davon 20 im aktiven Kernbereich die ber Querverbindungen CROSS mit einem BYPASS verbunden sind Der Bypass ist not wendig um die Str mung auch bei einer Blockadebildung durch Schmelze aufrecht zu erhalten Als Bypass Str mungsquerschnitt wurden 0 0001 bzw 3 96 der gesamten Str mungsfl che des Testb ndels angenommen Das K hlwasser und das Tr gergas Argon werden in das untere Ende der Teststrecke eingespeist FILL bzw ARFILL Der erzeugte und bei der Oxidation nicht verbrauchte Dampf das Argon und der bei der Zirkon Dampf Reaktion erzeugte Wasserstoff wer den am oberen Ende der Teststrecke nach auBen abgef hrt
76. sentlichen auf die bereits aus den ersten Rechnungen zu den SFD Versuchen bekann ten Unsicherheiten der Materialdaten der B ndelumfassung und der nicht exakt nachzubildenden Geometrie der Teststrecke oktogonale Zr Schicht Spalt por se ZrO2 Schicht mit Zr Schicht hoher Dichte Stahlumfassung zur ckzuf hren Weil in den Spalt zwischen dem Liner und der por sen Isolierschicht kontinuierlich He einge speist worden war um ein unkontrolliertes Eindringen von H in die por se Schicht wie z B beim Versuch C3 geschehen zu verhindern wurde von den Experimentatoren empfohlen die Warmeleitfahigkeit der B ndelumfassung gegen ber den Angaben zum ISP 28 deutlich zu erh hen ADR 92 Unter Ber cksichtigung dieser Hinweise konnte dann bei dieser Nachrechnung die Berechnung des radialen Energieaustauschs ber die B ndelumfassung verbessert und das Temperaturverhalten mit insgesamt doch be friedigender Genauigkeit beschrieben werden Programmverbesserungen bez glich der Simulation des thermischen Verhaltens sind deshalb nicht notwendig Infolge dieser verbesserten Berechnung des radialen Warmeaustauschs konnte auch bei der Berechnung der erzeugten eine bessere bereinstimmung mit den gemessenen Daten erzielt werden Die Abweichung vom gemessenen Wert 39 5 g betragt in der aktuellen Nachrechnung 40 6 g nun weniger als 3 gegen ber 37 in der fr heren Rechnung mit ATHLET CD STE 03b Die Bildung von Blockade
77. to structures und der zeitlichen nderung der in den B ndelstruktu ren gespeicherten Energie stored Es zeigt sich dass w hrend der Abk hlphase na hezu doppelt soviel Leistung infolge der Oxidation oxidation erzeugt wird wie durch die elektrische Aufheizung Ptot exp Input dem B ndel zugef hrt wird 4 1 4 Zusammenfassende Diskussion QUENCH 07 war das erste Experiment in der QUENCH Versuchsanlage bei dem der Einfluss eines B4C Absorberstabs auf ein voroxidiertes LWR Brennstabb ndel bei ho hen Temperaturen und bei Abk hlung mittels Dampf untersucht wurde Bei diesen Versuchsbedingungen wurden w hrend der Zr und B4C Oxidation sowie der Zerst rung der Stabe gasf rmige Reaktionsprodukte wie H gt CO CO und CH freigesetzt Bei den Analysen zu QUENCH 07 wurde das f r ATHLET CD neu entwickelte Oxidationsmodell eingesetzt BAL 02 Der Vergleich der analytischen mit den experimentellen Daten der H2 Erzeugung zeigt in der Phase in der beim Experiment ein relativ ausgepr gtes Temperaturplateau gehalten wird bereits eine deutliche Untersch tzung der H2 Erzeugungsrate bzw der integralen H2 Erzeugung Der Grund f r diese Untersch tzung ist im Wesentlichen dar in zu suchen dass bei dieser Nachrechnung das Temperaturplateau aufgrund von Mo dellschw chen z B derzeit kein Abschmelzen des Shrouds m glich sowie Unsicherheiten bei den Randbedingungen z B Materialdaten des Shrouds nicht zu frieden stellen
78. v ROD3_18 y TFS 5 16 1250 mm ap T T T T 2000 4000 6000 8000 Time s Cladding temperatures at 1150 1250 mm ATHLET CD 2 1a QUENCH 11 qii 37 in 2500 9 2000 1500 ROD3_15 5 5 13 950 mm SHR 2 13 TSH 950 mm 1000 Temperature K 500 2000 4000 Time s 6000 8000 Cladding shroud temperatures at 950 mm ATHLET CD 2 1a QUENCH 11 411 37 in p ROD1 calc p ROD2 calc p RODS calc Pressure MPa 2000 4000 Time s Gas pressure in gap QUENCH 11 H llrohrtemperaturen im oberen Bereich Druck im Brennstabspalt 6000 8000 ATHLET CD 2 14 QUENCH 11 411 37 in 2 calc 5 H2exp 800 600 400 H2 generation rate mg s 200 4500 5000 5500 6000 6500 Time s H2 generation rate ATHLET CD 2 14 QUENCH 11 411 37 in 160 H2 tot calc rodi calc 140 melt calc H2 exp 120 100 80 H2 mass g 60 40 20 4500 5000 5500 6000 6500 Time s H2 total aeneration Abb 4 15 6 QUENCH 11 H Erzeugung 447 ATHLET CD 2 1a QUENCH 11 ATHLET CD_2 1a QUENCH 11 1200 1200
79. 06 07 08 20 30 40 50 60 70 80 Porositat Blockade Abb 4 5 6 PHEBUS SFD 9 Porosit t und Blockadebildung ATHLET CD_20a 11k PHEBUS B9 b9p 21 in 0 8 met Schmelze met Kruste ker Schmelze ker Kruste ET 0 6 g 9 0 4 oO gt 0 2 Een 0 rS 13500 13600 13700 13800 13900 14000 Zeit s Abb 4 5 7 PHEBUS SFD B94 Massen metallischer und keramischer Schmelze Kruste der Brennstabe 309 016 Abb 4 6 1 Leistung kW ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 25 in 12 coreidata 10 eB v161 Bundle power 8 6 4 2 0 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s B ndelleistung ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 25 in v48 PRVPO1 exit line v68 P1 exit tube 0 075 m 0 7625 m 5000 0 1000 2000 3000 6000 Zeit s Druckverlaufe 4000 Massenstrom g s Temperatur K ATHLET CD_20a 20a PHEBUS AIC aic 25 in 2 1 5 e Dampf 1 m He v18 DEHEO1 He 0 5 0 T T pe Ben 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s Eingangsmassenstr me ATHLET CD 20a 20a PHEBUS AIC aic 25 in 750 e TFLUID 01 700 O v70 TC42 FLUID lt v71 TC48 FLUID 650 600 550 500 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s Fluidtemperatur bei 0 mm PHEBUS SFD AIC Anfangs und Randbedingungen des Versuchs LLE
80. 1000 1000 800 800 3 3 600 600 2 T T 400 400 DI 200 200 0 0 200 200 0 50 100 150 200 0 200 400 600 800 1000 Oxide layer um Mass g Thickness of oxide layer at 5490 s Mass distribution at 7000 s ATHLET CD_2 1a QUENCH 11 ATHLET CD 2 1a QUENCH 11 ue 9 1200 1200 1000 1000 800 800 600 600 e E 400 400 DI 200 200 0 0 200 200 0 02 04 06 08 1 0 0 005 0 01 0 015 0 02 Oxide layer mm Free flow area m 2 Thickness of oxide layer at 7000 s Flow area at 7000 s Abb 4 15 7 QUENCH 11 Oxidationsschicht und Verteilung der Schmelze 448 Abb 4 15 8 Abb 4 15 9 Power kW Mass kg Power kW ATHLET CD_2 1a QUENCH 11 q11_37 in 5000 5500 6000 6500 Time s Metallic melt and crust mass of fuel rod QUENCH 11 Masse des metallischen und erstarrten Zr Mate rials ATHLET CD_2 1a QUENCH 11 q11 37 in legend eff heat source to fluid oxidation to structures error 0 2000 4000 6000 8000 5 Heat balance of bundle ATHLET CD 2 1 QUENCH 11 411 37 in legend eff heat source to fluid generated by oxidation to structures error 5000 5500 6000 6500 Time s Heat balance of bundle QUENCH 11 Energiebilanz 449 450 9 BMWI Referat IIl B4 GRS PT B Internationale Verteilung Projektbegleiter GRS Gesch ftsf h
81. 2000 2500 Zeit s More Dap le z 3000 3500 4000 QUENCH 07 B C Oxidation Erzeugungsraten ATHLET CD_12e 11j QUENCH 07 ASSET 4500 5000 H2 CRGT B4C calc CO calc CO2 calc CHA calc 2 10 calc intl CO exp intl CO2 exp intl CH4 exp 500 1000 1500 2000 2500 Zeit s 3000 3500 4000 QUENCH 07 B C Oxidation erzeugte Gasmassen 283 4500 5000 ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 0 16 e Schmelze 0 14 Kruste 0 12 0 1 2 0 08 119 gt 0 06 0 04 0 02 0 3200 3250 3300 3350 3400 3450 3500 3550 3600 3650 3700 3750 3800 Zeit s Massen Schmelze Kruste des Absorberstabs ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 0 08 met Schmelze met Kruste 0 07 ker Schmelze ker Kruste 0 06 0 05 2 0 04 119 gt 0 03 0 02 0 01 0 3200 3250 3300 3350 3400 3450 3500 3550 3600 3650 3700 3750 3800 Zeit s Massen metallischer keramischer Schmelze Kruste der Brennst be Abb 4 1 9 QUENCH 07 Massen met und keramischer Schmelze 284 ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 0 4 ROD2 calc om RODS calc 9 411 exp 0 35 P 406 Shr exp 0 3 T a 0 25 Leg TOP PS 2 9 7
82. 23 die unteren 3 Stopfenzonen wer den nicht ber cksichtigt PLENUM 6 HOTPIP 6 STGEN 10 und COLPIP 5 werden f r alle oben aufgef hrten Spezies die in den Zonenvolumina vorhandenen Massen berechnet Dabei werden bez glich der Spaltprodukte folgende Unterschei dungen getroffen e frei schwebend gasf rmig e anschwebenden Partikeln haftend e kondensiert an Strukturen 135 e abgelagert mit Partikeln e absorbiert an Strukturen Ferner werden die Teilchendichten und die Aerosolkonzentrationen sowie die mittleren Durchmesser Massen Teilchen mit Standardabweichung berechnet F r die Aero sole wird noch die Art der Ablagerung Gravitation laminare turbulente Diffusion Wirbel oder Kr mmungsaufprall eddy bend impact Thermophorese sowie Diffusi ophorese angegeben Die ATHLET CD Rechnung mit dem Modul SOPHAEROS brach mit beginnender Blo ckade im B ndel wegen Konvergenzproblemen ab nach 17250 s Dies wird von den Entwicklern noch untersucht Aus der Vielzahl der bei dieser Rechnung vorgegebenen Elemente und der von SOPHAEROS daraus zur Verf gung gestellten Verbindungen wurden f r die nachfol gende Diskussion nur einige exemplarisch ausgew hlt In Abb 4 10 18 sind die integralen Ablagerungen im gesamten System einiger der in FIPREM vorgegebenen Elemente bezogen auf die Anfangsmasse dargestellt Die re lativen Massen von In Sn und U sind dabei zur besseren Darstellung um den Fakt
83. 3500 4000 4500 5000 Time s B ndelleistung SFD Test NRU FLHT 5 1 5 1 45 T Es z 14 a 1 35 1 3 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Druckverlaufe FLHT 5 Anfangs und Randbedingungen Temperatur K Massenstrom g s SFD Test NRU FLHT 5 BUNDLE 1 BYPASS 1 NLIQ EXFLOW 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Massenstr me SFD Test NRU FLHT 5 1500 e TFLUID 01 see TFLUID 43 NN lv mM s 1000 3 500 A 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Fluidtemperatur 3000 1 2500 2000 Temperature a o o 500 4 vee 3000 2500 2000 91 Temperature e e 500 Abb 4 8 3 SFD Test NRU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht5 plot023 txt 1 22 m lev 048 rer Clad exp TC 15 e TFLUID 16 0 500 ee Carr exp CARRA4 15 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Channel 008 TCZC 048 000 1C 150 Fuel rod SFD Test NRU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht plot015 txt 0 2 20 m lev 086 Clad exp 5 TC 26 e TFLUID 27 500 1000 1500 2000 2500 3000 3
84. 38 Nodalisierung der QUENCH Teststrecke snnnsnnnnnnsnneennnnnnnnnnnnrrrrr nnen 39 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen 39 Ergebnisse der Nachrechnu rig iier ee en 40 Zusammenfassende Diskussion eese 44 Nachrechnung des Versuchs 08 45 Versumchsableut ssa tae du dene bre acide duod e e 45 ATHLET CD Eingabe 47 4 3 3 4 8 4 44 4 4 1 4 4 2 4 4 8 4 4 4 4 5 4 5 1 4 5 2 4 5 8 4 5 4 4 6 4 6 1 4 6 2 4 6 3 4 6 4 4 7 4 7 1 4 7 2 4 7 8 4 7 4 4 8 4 8 1 4 8 2 4 8 3 4 8 4 4 8 5 4 9 4 9 1 4 9 2 Ergebnisse der 0 4 22 48 Zusammenfassende Diskussion 50 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD C3 52 Nodalisierungsschema der PHEBUS SFD Teststrecke 52 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen 54 Ergebnisse der Nachrechnung eese 55 Zusammenfassende Diskussion 59 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD 9 61 Nodalisierung der PHEBUS SFD Testsirecke a 61 Versuchsdurchf hrung Anfangs und Randbedingungen 61 Ergebnisse der Nachrech
85. 4 e CP W 4 e TEPF708 2420 f ege Wo AILO SE M 0 000 0 5000 10000 Zeit s Temperaturen im kalten Strang 2420 15000 20000 2 Temperaturverlaufe in der kalten Leitung Temperatur K Temperatur K ATHLET CD 20B 2 fpt2_09 in 435 e CP TFLUID 3 e CP W 3 430 e TEPF707 14411 425 420 415 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperaturen im kalten Strang x 1441 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 435 e CP TFLUID 5 CP W 5 430 e TEPF709 2809 f m cM M EE 425 420 415 5000 10000 Zeit s Temperaturen im kalten Strang x 2800 15000 20000 996 rel Freisetzung 96 Freis rate mg s rel Freisetzung 96 Freis rate mg s Abb 4 10 14 100 gt D 100 gt D e ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 20000 total release rate 2 44 T 0 5000 10000 15000 Zeit s Freisetzung von Xe ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 total release Irel rate 6 67 0 5000 10000 15000 Zeit Freisetzung von 2 Freisetzung von Xe Kr Cs 20000 rel Freisetzung 96 Freis rate mg s rel Freisetzung 96
86. 4 11 4 4 11 5 4 12 1 Versuchsprogramme zur Simulation der Kernzerst rung im RDB 233 QUENCH Versuchsmatrix Read 234 PHEBUS SFD Versuchsmatrix rnense ena 235 PBF SFD Ve rs chsmatii E 236 PHEBUS FP iiec nenn 237 Halden Abmessungen und Materialdaten der IFA 650 Versuchseinrichtung Hera een be ceto e tha 238 PARAMETER SF1 Daten der Testanlage YUD 06 239 ATHLET CD Validierungsmatrix A 240 Beschreibung von Versuchsprogrammen die in SARNET eingebunden sind ae an 242 QUENCH 07 Versuchsablaul za nee 244 QUENCH 09 245 QUENCH 08 Versuchsablauf 246 PHEBUS SFD C3 experimenteller Versuchsablauf 247 PHEBUS SFD B9 experimenteller Versuchsablauf 248 PHEBUS SFD B9 Absch tzungen der experimentellen een 248 PBF SFD 1 4 Freisetzungsanteile in von Spaltprodukten und Absorbermaterialien f r den Versuch 249 PBF SFD 1 4 berpr fung der Portierbarkeit der ATHLET CD Version i UE 249 NRU FLHT 5 experimenteller Versuchsablauf 250 NRU FLHT 2 experimenteller Versuchsablauf 251 FPT2 Versuchsablaut 9 252 FPT2 Freigesetzte Massenanteile f r ausgew hlte Elemente 5
87. 4 468 mm Rod 1 Rod 2 Fluid S 1 4 S out 4000 6000 8000 3000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 450 mm Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 2500 gt a 1000 500 level 15 TUS1 5 545 mm TUS2 5 545 mm Rod 1 Rod 2 Fluid S 1 4 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 550 mm 807 Abb 4 13 5 level 16 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 30 TUS 6632 se TUS2 6 632 mm TCW6 Cladi0 TCK37 Inn Sh 25 TCB36 Inn Sh pu x TCK67 Out Sh ET x C Rod honnert s5 Rod 1 wap tene 20 s Rod 2 alee s 9 Fluid Mist o 4 5 1 4 Ge 1 4 V4 o 34 2 4 Da Po gt 2 nic N 1000 lt fa M LEE ay px epe seo ron n e l E LR 1 INN lt E 1 500 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 600 mm Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 3000 level 20 o TCW8 Clad10 2500 e TCK40 Inn Sh RS C Rod Rod 1 3 Rod 2 2000 Fluid 5
88. 5 Gleichungssystem Basis eine Erhaltungsgleichung f r den Gemischimpuls gekoppelt mit Drift flux Modell je eine Erhaltungsgleichung f r die Masse und Energie der Dampf und der Wasserphase gew hlt Die Rechnung zu QUENCH 11 wurde bis 9000 s durchgef hrt 4 15 4 Ergebnisse der Nachrechnung Zus tzliches Heiz und Wasserversorgungssystem In den Diagrammen auf der rechten Seite in Abb 4 15 3 sind einige Informationen ber den Leistungseintrag des zus tzlichen Heizsystems ber die Temperatur im Bereich des unteren Plenums sowie ber den F llstand in der Teststrecke zusammengestellt Die Leistung des Heizers Abb 4 15 3 rechts oben wird nahezu vollstandig als War mestrom an das Fluid bertragen Verglichen mit dem Experiment f hrt dies zu einer erh hten Verdampfung was sich speziell auf den F llstandsverlauf unterhalb des be heizten Bereichs der Brennstabsimulatoren auswirkt Abb 4 15 3 rechts unten Die ses Ergebnis deutet daraufhin dass der zu niedrig berechnete F llstand im Bereich unterhalb von 0 0 m aus einer nicht exakten Simulation der Ausdampfung des gef llten Systems resultiert In den beiden anderen Diagrammen der Abb 4 15 3 sind Temperaturverlaufe an der Oberfl che des Heizers Abb 4 15 3 links oben sowie die Wassertemperatur im Be reich des unteren Plenums mit gemessenen Daten Abb 4 15 3 links unten vergli chen Experiment und Rechnung zeigen in diesem Bereich eine sehr gute bereinstimmun
89. 5 3000 z 3 04 m lev 119 se Clad exp 9 Rg 1 2 Rg 3 2500 2000 1500 3 Temperature K 1000 500 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe der H llrohre SFD Test NRU FLHT 5 3000 3 04 m lev 119 Rg 1 Rg 2 St 2500 Rg 2 Zr Rg 3 St Rg 3 Zr 2000 lt L 1500 1000 500 0 mmm m 4 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe Stab ROD3B Abb 4 8 16 FLHT 5 Temp verlaufe der Hullrohre und ROD3B bei 3 04 m 333 SFD Test NRU FLHT 5 3000 1 42 m lev 056 Dee Liner exp 2500 GE Rg 3 2000 lt a 1500 1000 500 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe Liner SFD Test NRU FLHT 5 3000 1 42 m lev 056 Saddle exp 1 2500 2 4 80 3 2000 lt S 4 a amp 1500 E l 1000 500 0 TF er er or too oo 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temperaturverlaufe Saddle Abb 4 8 17 FLHT 5 Temp verlaufe von Liner und Shroud bei 1 42 m 334
90. 530 s der Beginn der Temperatureskalation in einem Bereich um 2 50 m festgestellt Abb 4 9 5 Die Rechnung zeigt in dieser H he den Beginn der Temperatureskalation erst nach 730 s Der Beginn der exothermen Zir kon Dampf Reaktion erfolgt bei der Rechnung im Bereich zwischen 2 10 bis 2 35 m nach etwa 670 s Abb 4 9 4 Dieser gegen ber dem Experiment deutlich sp tere Be ginn der Temperatureskalation kann durch einen zu hohen W rmeverlust ber die Um fassung hervorgerufen worden sein Ein anderer Grund f r diese Diskrepanz ist dass mit dem abnehmenden F llstand insbesondere die Leistung im freigelegten Bereich des Testb ndels beeinflusst wird Es wurde versucht diesen Effekt mit der vorgegebe nen Leistungserh hung um 15 96 zu simulieren In Abb 4 9 6 werden zusammenfassend H llrohrtemperaturen als Funktion der Zeit vom level 60 1 52 m bis zum level 125 3 18 m verglichen Durch diese Darstellung wird die zeitliche Differenz des Beginns der Temperatureskalation besonders deutlich Die Auswertung der experimentellen Daten ergab dass die Oxidationsfront beginnend beim level 100 2 54 m nach unten hin verlauft obwohl die Daten der Thermoelemen te ein Fortschreiten in obere Bereiche vermuten lassen Der Grund hierf r liegt darin dass die Messkabel innerhalb der Brennst be nach unten herausgef hrt und durch ge schmolzene Materialien besch digt werden Diese Vermutung wird von den Linertem peraturen und den Temperaturen der
91. Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb 2 1 1 2 1 2 2 1 3 2 1 4 2 1 5 2 2 1 2 2 2 2 9 1 2 4 1 2 4 2 2 4 3 2 5 1 2 5 2 2 6 1 2 6 2 2 6 3 2 6 4 2 6 5 2 6 6 2 7 1 2 7 2 2 7 3 2 7 4 2 7 5 4 1 1 4 1 2 4 1 3 4 1 4 4 1 5 4 1 6 4 1 7 4 1 8 4 1 9 QUENCH Versuchsanlage Prinzipplan nn 263 QUENCH Versuchsanlage Testsektion nennen 263 QUENCH Brennstabsimulatoren und B4C Absorberstab 264 QUENCH Querschnitt des Testb ndels 265 QUENCH Versuchsabl auf n anne ea Ann 265 PHEBUS SFD Schema der Versuchsanlage mit L ngsschnitt der Teststrecke siccome bee ae sn a nes 266 PHEBUS SFD Quer und L ngsschnitt des Testb ndels 267 PBF SFD L ngs und Querschnitt des Testb ndels 268 PHEBUS FP Schema der en 269 PHEBUS L ngs und Querschnitt des Brennstabb ndels 270 PHEBUS FP Tomographische Langsschnitte und Massenverteilung zu Versuchende von FPTO FPT1 und 2 271 FLHT Schematische Darstellung der Teststrecke 272 FLHT Querschnitt des Brennstabb ndels mit dem Shroud 272 Halden Vereinfachte Systemdarstellung des HBWhR 273 Halden Anordnung der Brennelemente 273 Halden L ngsschnitt der Versuchsk
92. Abb Abb Abb Abb Abb 4 5 1 4 5 2 4 5 3 4 5 4 4 5 5 4 5 6 4 5 7 4 6 1 4 6 2 4 6 3 4 6 4 4 6 5 4 6 6 4 6 7 4 7 1 4 7 2 4 7 3 4 7 4 4 7 5 4 7 6 4 7 7 4 7 8 4 7 9 4 7 10 4 7 11 4 8 1 4 8 2 4 8 3 4 8 4 4 8 5 PHEBUS SFD B9 Anfangs und Randbedingungen des MerSuclis s icio id tees t ote oe IHR dd PHEBUS SFD B9 Temperaturverlaufe in der Ebene 200 mm PHEBUS SFD B9 Temperaturverl ufe in der Ebene 700 mm PHEBUS SFD B9 H2 Erzeugungsrate und erzeugte Masse PHEBUS SFD B9 Oxidschichtdicken der Brennstabe und des una u a E MUNERA PHEBUS SFD B9 Porosit t und Blockadebildung PHEBUS SFD B9 Massen metallischer und keramischer Schmelze Kruste der Brennst be PHEBUS SFD AIC Anfangs und Randbedingungen des Versuchs EE PHEBUS SFD AIC Temperaturverl ufe in der Ebene 700 mm aaa ker PHEBUS SFD AIC Temperaturverl ufe in der Ebene 700 mm 2 Rechnung PHEBUS SFD AIC Oxidschichtdicken im Testb ndel 2 auc ec PHEBUS SFD AIC H2 Erzeugungsrate und erzeugte Masse 2 EET PHEBUS SFD AIC Massen Schmelze Kruste des Steuerstabs 2 Rechiriung c Heike PHEBUS SFD AIC Energiebilanz des B ndels 2 Rechnung
93. Abb 4 6 2 Temperatur K Temperatur K ATHLET CD_20a 20a PHEBUS AIC aic_25 in 2500 700 mm e ROD2 2000 v10 TC01 ROD08 v11 TC02 ROD12 KA ROD3 1500 v12 TC03 ROD23 Si 1000 s N 500 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s Brennstofftemperatur bei 700 mm 7200 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 25 in 2500 700 mm e TTA 2000 nm TT 2 v13 TC20 Liner AH 4 v14 TC23 Liner EF e 5 1500 FH 22 v16 TCA4 INSUL v17 TC45 INSUL 1000 500 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s Temp des Liners der Isolierung bei 700 mm 7200 Temperatur K Temperatur K 2500 2000 1500 1000 500 2500 2000 1500 1000 500 0 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 25 in 700 mm Guide tube ROD2 ROD3 TFLUID 15 v15 TC30 GUIDE TUBE 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s H llrohr Fluidtemperatur bei 700 mm 7200 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 25 in VENENUM 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Zeit s Temperatur Absorbermaterial bei 700 mm PHEBUS SFD AIC Temperaturverlaufe in der Ebene 700 mm 1 Rechnung ole Abb 4 6 3 Temperatur K Temperatur K ATHLET CD_20a 20a PHEBUS AIC aic 21 in
94. Axiale Verteilung der H llrohrtemperatur Test IFA 650 3 ATHLET CD post test calculation Case 3 3f Halden test IFA 650 3 0 8 Time s 100 0 0 6 100 200 300 L 400 500 5 04 7 700 0 2 0 0 1 0 0 1 02 03 04 05 06 07 08 Heated length m Cladding strain Abb 4 11 34 Halden Axiale Verteilung der H llrohrdehnung EBUNP 100 392 CD 393 Nodalisierung f r ATHLET o o N x lt E tr E E 5 RECKEN DEENEN SRSSSSSSISSSSSSSES z 25 e ER a x x lt z E 5 2 e a lt E a A z eo Q a ei le D a SSRIS a E ce ceo l q D a WES SSE RR RUN SN EE Z lt JF II 9 9I lt OIIIII I I I II IIINIIOIScIICMHX OIO IE XYI W I I ZI I IG GI I KYK MWI ZI I I Ix III I XIGHU H NN SN SOS i RRR EE EE EE SS SS III RR SSI SESS SS ps SS S S LLL LAAS LNA NNI SN SN nW WL S SS SN LT SSXik SSS lt lt wT E E ANANN ANN AN EE ANN AN AN AN ASANA AN ANANS
95. B4C Materials auf die B ndelzerst rung und die Materialumlagerungen mit den damit verbundenen Freisetzungen sowie dem Transport und den Ablagerungen von Spaltprodukten im System untersucht werden Die Nachrechnung des Experiments PHEBUS erfolgte mit der Programmversion ATHLET CD 2 1A Ziel dieser Nachrechnung des Versuchs FPT3 war die berpr fung des B C Oxidationsmodells in der aktuellen ATHLET CD Version 2 1A das bereits bei der Nachrechnungen der QUENCH Versuche 07 und 09 mit der Vorg ngerversion zum Einsatz gekommen war Die Ergebnisse der FPT3 Rechnung konnten mit den ersten vorliegenden Messdaten verglichen werden 178 Insgesamt gesehen wird das thermische Verhalten B ndelbereich soweit ver gleichbare Messergebnisse vorliegen gut wiedergegeben Messdaten zum Vergleich der B4C Oxidation liegen derzeit noch nicht vor so dass hier nur die rechnerisch ermittelten Ergebnisse vorgestellt werden konnten Gr Bere Unterschiede zwischen der Rechnung und experimentellen Daten treten im Bereich des Plenums nach der Phase der ersten Zr Oxidation auf Ahnliche Probleme traten bereits bei der Nachrechnung des Versuchs FPT2 auf bei dem die vom Experi mentator vorgesehene Aufheizung der W nde des Plenums nicht so wie geplant durchgef hrt werden konnte Informationen zur Aufheizung des Plenums beim Versuch liegen noch nicht vor 4 14 Vorausrechnung des Benchmark Experiments PARAMETER SF1 Das Hauptziel der Ver
96. Ba unterschiedlich stark aus Temperaturverl ufe im B ndelaustrittsbereich und in der vertikalen Leitung des Plenums In Abb 4 13 14 bis Abb 4 13 16 sind die Temperaturverlaufe in der letzten Zone des B ndels sowie in den stromabwarts folgenden Zonen im Plenum dargestellt Aus den Messstellenbezeichnungen der Temperaturmessungen ist zu ersehen ob es sich um Fluidtemperaturen Vlin F fluid oder um Wandtemperaturen Vlin W wall handelt 175 Die Ortsangabe level 26 i bezeichnet Abb 4 13 14 und Abb 4 13 15 entspre chend der Nodalisation die Austrittszone des B ndelbereichs level 26 Abb 4 10 2 und die Zonennummer i des Plenums level 26 i Abb 4 10 1 Im vertikalen Leitungsbereich liegen z Zt nur wenige Messungen im konischen Be reich zur bergangszone und in der bergangszone selbst vor Die Thermoelemente TCXi sind an den Brennst ben befestigt und geben die Tempera tur des Fluids am B ndelaustritt an Out 10 Out 16 Bis etwa 11000 s stimmen Mes sung und Rechnung recht gut berein Abb 4 13 14 Danach steigen die Temperaturen im Versuch gegen ber der Rechnung steiler an und erreichen mit ca 1040 K ein erstes Maximum Bei der Rechnung steigt die Temperatur der Gasstr mung dagegen bis auf 1260 K an Die Thermoelemente sind nach CHR 03 sehr na he an der B ndelumfassung angebracht so dass der Vergleich mit der berechneten Oberflachentemperatur Surface hier eine wesentlich bessere ber
97. DACS Module Closure Cave ECM Water Electrical H2 Cables N2 Makeup Flow Loop and Makeup Coolant Systems Deck Plate Reactor Pressure Tube Plenum Full Length NRU Reactor Fuel Bundle Core AO doo Bypass Water Coolant um Water Steam Flow m mm Electrical Connections Abb 2 5 1 FLHT Schematische Darstellung der Teststrecke SPND at 4 Levels OD 3 600 of Shroud TDR 2 0 235 Nom Flow ZI ID 3 500 Zircaloy Outer Tube OD 3 380 Zircaloy Inner Tube Molten Material Penetration Detector Zircaloy Clad Steel Rod Zr Ta Type TCs Inconel Type K TCs Zr Ta Type TC Ta Type TCs Irradiated Fuel Rod 0 429 Max Dia Bundle Coolant Inconel Grid Spacer NRU Reactor Pressure Tube To Catch Tank ID 4 070 Zircaloy Saddle Downcomer Bundle Inlet Instrument Lead Carrier Zr Ta Type TCs Coolant Tubes 4 Places 0 020 Thick Abb 2 5 2 FLHT Querschnitt des Brennstabb ndels mit dem Shroud 272 Steam to geen ques Sau g bru gs f A Purified hha Water 4 I Reactor with fuel and 5 Steam Drum heavy water 6 Light water circ pumps 2 Steam Transformer 1 Steam Generator 3 D O Subcooler 8 Hot Well 4 Heavy water circ pump 9 Light water subcooler 10 Feed Water Tank Abb 2 6 1 Halden Vereinfachte Systemdarstellung des HBWR Control 5121076
98. Damit zeigen die Ergebnisse dass die LO case Oxidationsraten f r die Analyse des Versuchs QUENCH 09 nicht geeignet sind RC case Temperaturen Im Vergleich zum Experiment wird der Temperaturanstieg des Absorberstabs von der Rechnung sehr gut wiedergegeben W hrend des Experiments wurde das Aufschmel zen des Stabs nach 2280 s durch das Auftreten von He gemessen Bei der Rechnung wurde die vorgegebene Versagenstemperatur des Absorberstabs von 1523 K nach 2314 s erreicht Die Differenz zum Experiment ist mit 34 s sehr gering Bis zum Beginn der Temperatureskalation 72600 s ist bei den Temperaturverl ufen im mittleren Bereich zwischen Rechnung und Experiment Abb 4 2 2 eine sehr gute bereinstimmung festzustellen Danach erfolgt der Temperaturanstieg bei der Rech nung gegen ber dem Experiment fr her In der Ebene 950 mm Abb 4 2 4 weisen anfangs gerechnete und gemessene H ll rohr und Shroud Temperaturen eine sehr gute bereinstimmung auf Die Zeitpunkte der Temperatureskalationen sowohl zu Beginn der Leistungsminderung 72600 s als auch zu Beginn der Abk hlphase 3316 s werden von der Rechnung sehr gut wieder gegeben Die ausgepr gte Temperaturspitze der Rechnung bei 2600 s wird allerdings vom Experiment in dieser H he nicht angezeigt Hier k nnte ein Versagen der Ther moelemente vorliegen weil Messwerte oberhalb des beheizten Bereichs ausgepr gte Temperaturspitzen bis zu 2200 K zeigen SEP 03 Mit Beginn der
99. Dampf aufw rts str mt ist in dem auBeren Ring spalt zwischen Schutzheizung und Druckrohr die Str mung abw rts gerichtet Dadurch sind die W rmeverluste der Schutzheizung im oberen Teil etwas geringer als im unte ren und das Temperaturmaximum wandert langsam nach oben Mit dem Spr hen nach 320 s nehmen dagegen die Temperaturen im oberen Teil st rker ab da hier die K h lung durch das eingespeiste Wasser effektiver ist AbschlieBend soll noch kurz die Rechnung kommentiert werden die mit dem erh hten Wert f r das H llrohrversagen einer Dehnung von EBUNP 100 96 durchgef hrt wur de Alle anderen Eingabedaten und Parameter blieben unverandert Abb 4 11 33 zeigt den Brennstabinnendruck und die H llrohrspannung in der Zone mit der h chsten Temperatur Bis zu einer maximalen Dehnung von 38 l uft die Rech nung genauso ab wie die mit dem Standardwert f r das Berstkriterium Drei Sekunden sp ter erreichen die H llrohrspannung mit etwa 100 MPa und die H llrohrdehnung mit 75 96 die Maximalwerte Dann kann sich das H llrohr in dieser H he durch Kontakt mit der Schutzheizung nicht weiter ausdehnen Die H llrohrdehnung in den Nachbarzonen f hrt zu einem weiteren Druckabfall und der Brennstabinnendruck fallt weiter ab Die berechnete H llrohrspannung in den Zonen mit Kontakt zur Schutzheizung folgt dem Druckabfall sie bewirkt jedoch kein weiteres Kriechen 153 Das ist aus Abb 4 11 34 die f r verschiedene Zeiten die axiale Ve
100. Die bei den Wandtemperaturmessungen auftretenden Temperaturabf lle w hrend der Phase des Dampfmangels sind in der Rechnung PL Wi TT 1 nicht so ausgepr gt Die Fluidtemperatur PL TFLUID verlauft ahnlich wie die Temperatur am B ndelaustritt Nach einem stetigen Anstieg bis zum Beginn der Zr Dampf Reaktion f llt die Tempera tur ab und steigt nach der Phase des Dampfmangels relativ steil wieder an Dabei f llt der erneute Temperaturanstieg von unten nach oben hin F geringer aus Im Bereich F nach dem beheizten Abschnitt des Plenums ist der Temperaturabfall wah rend der Phase des Dampfmangels reduzierter Warmetransport bei Experiment und Rechnung aufgrund der lokalen Heizung nicht mehr deutlich ausgepragt 131 Die Abbildungen Abb 4 10 10 und 11 zeigen die Verh ltnisse im heiBen Strang Die Zahlenangaben bei den Messstellen geben die Entfernung vom Plenum vom Ventil VAPF 501 bzw nach der Kr mmung zum Einlass in den Dampferzeuger bend 10 an CHR 04 Bei der Rechnung wird die Wandtemperatur entsprechend den Angaben in RIT 02 im gesamten heiBen Strang konstant auf 945 K gehalten Die gemessenen Daten zei gen dass diese beabsichtigte Zielvorgabe beim Experiment nicht eingehalten werden konnte Die teilweise erheblichen Abweichungen traten bereits vor der Phase des Dampfmangels auf was darauf hinweist dass die thermische Regelung teilweise de fekt war Einige Thermoelemente wiesen stark gest rte Si
101. Elevation m Temperature CRTC of ROD1 Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 3000 ROD2_TCSU 2500 005 m 9008s D 100416 lt 4 110356 pd 2000 120405 5 150056 E 160055 1500 165086 S 173635 E e 175135 2 1000 30000 s 500 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Temperature TCSU of ROD2 Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 3000 BWII TT12 2500 0 05 so 9008s 100415 11035 5 2000 12040 s 5 15005 5 16005 5 5 1500 165085 2 17363s 175136 2 1000 LAT ILES 500 Za 0 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Temperature TT 12 of shroud T 1 4 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 BUND QPOW 0 05 9008 s E 10041 5 11035 s 2 12040 s 15005 s 2 16005 s c lt 16508s 17363 s 5 17513 5 z 80000s 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Generated power in Bundle Abb 4 13 6 FPT3 axiale Temperaturverteilung F hrungs H llrohr B ndelumfassung Leitungsverteilung Abb 4 13 7 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 0 08 5 0 06 4 4 1 1 legend 8 0 04 5
102. F llk rper saddles gest tzt Abb 4 9 7 zeigt im Vergleich mit experimentellen Daten die errechnete axiale Tempe raturverteilung im B ndel in 100 s Intervallen Unterhalb von 1 m d i der niedrigste F llstand im B ndel ist keine Temperaturzunahme festzustellen Die Aufheizung be ginnt bei der Rechnung in niedrigeren H hen als beim Experiment So ist nach 100 s bei der Rechnung eine Aufheizung oberhalb von 2 m beim Experiment erst oberhalb von 2 30 m festzustellen Ursachen k nnten die Faktoren F llstand axiale Leistungs verteilung Energieaustrag ber den Shroud o a sein Es wurden Temperaturen des Liners auf der Seite zur ZrO Isolierung gemessen Da die Messf hler durch den Isolierungsbereich gef hrt wurden konnten diese Messun 111 gen Vergleich zu den Messungen der H llrohre ber eine langere Zeit erfolgen Der Liner wird im Wesentlichen durch Strahlungsw rme der Brennst be und nur zum Teil durch W rme bertragung von dem Dampf aufgeheizt Daher zeigen die Temperatur verl ufe zun chst keine pl tzlichen nderungen sondern nur allm hliche Anstiege Erst mit Beginn der Oxidation des Zirkaloys und der nachfolgend auftretenden Temperatur eskalation sind auch bei den Linertemperaturen starke Ver nderungen festzustellen Abb 4 9 8 zeigt exemplarisch gemessene und berechnete Temperaturverl ufe in einer H he von 1 83 m Der Temperaturanstieg des Liners erfolgt gegen ber dem der H ll rohre deutlich sp
103. In SEP 04 wird die insgesamt erzeugte Wasserstoff Menge in bereinstimmung mit der MS GAM300 Messung mit 52 9 g angegeben wobei 90 47 7 vor Beginn der Quenchphase 161 und nur 10 96 5 2 0 w hrend der Quenchphase freigesetzt werden In der ATHLET CD Rechnung ergibt sich eine insgesamt erzeugte Wasserstoff Menge von 51 9 0 also 98 96 des gemessenen Wertes Bis zum Beginn des Quenchens liegt die Freisetzung bei 47 6 g ist also praktisch identisch mit dem gemessenen Wert Im Vergleich mit Nachrechnungen zu den fr heren Versuchen QUENCH 07 bis QUENCH 089 bei denen die Wasserstoff Erzeugung zum Teil erheblich zu niedrige Werte ergab ERD 03a AUS 04c ERD 03b ist in dieser Rechnung die bereinstimmung au erordentlich gut Bei fr heren Rechnungen wurde der zu niedrige Wert darauf zur ckgef hrt dass einige Zirkaloy Komponenten in der Rechnung nicht abgebildet werden z B Eckst be nicht simuliert Oxidation der Shroud AuBenwand nicht m glich bzw dass der Einfluss der Heizmaterialien W Mo und Thermoelemente beachtet werden muss STM 04 Aus der Nachrechnung f r QUENCH 10 kann man daher vermuten dass diese Effekte hier nur eine untergeordnete Rolle spielen Eine endg ltige Bewertung und Auswertung des Versuchs gerade im Hinblick auf die Verteilung der H Produktion auf die Einzelkom ponenten der Anlage wie sie f r die Versuche bis einschlieBlich QUENCH 09 durchge f hrt wurde liegt bisher f r QUENCH 10 nicht vor
104. LWR Ag In Cd Absorbermaterial Accident Source Term Evaluation Code Analyse der Thermohydraulik f r Lecks und Transienten ATHLET f r Unf lle mit Kernzerst rung Core Degradation Brennelement Bundle Interpretation Circle Bundesministerium f r Wirtschaft und Technologie Brennstab Core Damage Commissariat l Energie Atomique Chalk River Nuclear Laboratories Coeur S v rement D grad Committee on the Safety of Nuclear Installations Druckwasserreaktor European Community Berstdehnung Fuel Coolant Interaction Effluent Control Module Fission Product Full Length High Temperature Experiment Forschungszentrum Karlsruhe Gesellschaft f r Anlagen und Reaktorsicherheit High Burn Up Halden Boiling Heavy Water Reactor Heat Conduction Object Modul f r Warmeleitung und W rme bertragung Institutt for energiteknikk Norwegen Institut f r Kernenergetik und Energiesysteme Idaho National Engineering Laboratory Institute for Nuclear Research and Nuclear Energy Sofia Bulgaria Institut de Radioprotection et de S ret Nucl aire Internationales Standard Problem Lehrstuhl f r Energiesysteme und Energiewirtschaft RUB Loss of Coolant Accident K hlmittelverlustst rfall Leichtwasserreaktor XIX MOX NEA NG NRU OECD ORNL PBF PF PNL PTE RBMK RDB RUB SARNET SAWG SCC SFD SG SIC SP SPND SWR TB TC TDR TESPA TFD TFO USNRC VVER WWER W K Mixed Oxide Brennstoffzusammensetzung Nucle
105. Leistung Bundle power in Abb 4 13 1 sind die redundant ge messenen Leistungsdaten des Treiberkerns G22cor36 Core bzw MoyPg Bundle ein getragen die zur Erstellung der Eingabewerte f r die B ndelleistung TOTNPOW dienten Ferner ist noch die im B ndel berechnete thermische Leistung SQPOW ein getragen Diese stimmt mit der vorgegebenen Leistung berein solange keine Verla gerung des Brennstoffs stattgefunden hat t lt 160005 Die Umlagerung von Brennstoffmaterial in tiefere Bereiche in denen der Neutronenfluss niedriger ist hat ei ne Verringerung der B ndelleistung zur Folge Die Leistung wurde in verschiedenen Stufen mit 5 Leistungsplateaus erh ht W hrend des Leistungsanstiegs zum Plateau 711100 s beginnt die Aufl sung des Absorbermaterials durch das Stahlr hrchen Etwas sp ter erfolgen das Versagen des Stahlr hrchens und die Umlagerung des Steuerstabmaterials 167 Die Leistungssteigerung nach dem 5 Plateau 15420 s hatte zum Ziel die Schmelz temperatur des Brennstoffs zu erreichen Es erfolgte Bildung und Umlagerung von ke ramischer Schmelze Nach dem Abschalten der Leistung folgte die Abk hlphase und mit dem Abschalten der K hlmitteleinspeisung wurde diese Versuchsphase beendet F r die Simulation des Experiments FPT3 mit ATHLET CD wurden die Anfangs und Randbedingungen entsprechend den experimentellen Daten vorgegeben Der Druck im System wurde als Randbedingung im Containment Objekt CONTA
106. Pa ZZ lt oa DRG o m a Z 222 LL A N 293933 INE ss o A AAA AAA BOE I TAA UA A o LYASE OE GEG o iD o iD o iD o A A AKAK KAAK ANAKA O AAA A e Q E ka e KAAK ANAKA J9MO A 71 60 0066 l T A K KAKAA KAANAK ANAKA 1 A AA AKAK KAANAK ANAKA A A AAA OO BOE DGG AEE A AA GAG IEE 1 lt e r r N ai 3000 4000 2000 5 316 Bundle power Nukleare B ndelleistung 1000 PBF SFD 1 4 Abb 4 7 2 2500 2000 1500 Temperature K 1000 500 Abb 4 7 3 1600 1400 1200 1000 Temperature K 800 600 Abb 4 7 4 PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L Run10 12 10 2004 Legend Rod 2 calc 2 Experiment 1000 2000 3000 4000 Time s Fuel centerline temperature at 0 39 m rod 3B middle ring bild7 plt auh PBF SFD 1 4 Brennstofftemperaturen in der H he von 0 39 m PBF SFD Tes
107. Rechnungen Hg 1 und 2 bei denen bereits ab ca 1700 s der turabfall einsetzt Bei der Rechnung 3 tritt ein deutlicher Temperaturabfall erst zwi schen 2000 und 2500 s auf weil bei der Rechnung Rg die Oxidation bzw die H Erzeugung gegen ber den ersten beiden Rechnungen ber einen l ngeren Zeitraum erfolgt siehe Abb 4 8 22 Wie aus Abb 4 8 17 bis 4 8 19 untere H lfte hervorgeht weisen die Temperaturen der F llk rper Saddle in allen drei Rechnungen nahezu gleiche Verlaufe auf Der Grund hierf r liegt darin dass die Temperaturen der F llk rper am Rand der Isolierung im Wesentlichen von der Temperatur des auBeren K hlkreislaufs bestimmt werden Oxidation und Wasserstofferzeugung Die Aufheizung des Brennstabb ndels f hrt ab Temperaturen gt 1273 K zu einer merkli chen exothermen Zirkon Dampfreaktion bei der Wasserstoff erzeugt wird In Abb 4 8 20 ist die am Ende der Rechnung nach 5000 s noch vorhandene metallische Zr Schicht f r die repr sentativen Brennst be des inneren bzw des auBeren Rings ROD1 ROD2 sowie des zum inneren Ring geh renden Einzelstabs ROD3B darge stellt Abb 4 8 21 zeigt die gebildeten Oxidschichten Die Wandst rken der H llrohre und die Dicke der Zr Ummantelung des Einzelstabs RODSB wurden Eingabedatensatz mit 0 61 mm vorgegeben Am Ende der Rech nungen wird oberhalb von ca 0 75 bis 1 0 m f r die H llrohre der Brennst be ROD1 und ROD2 kein metall
108. Schmelzeverlagerung das zwischenzeitlich v llig berarbeitet und zum Teil neu erstellt worden ist Eine zu s tzliche Nachrechnung mit einer sehr feinen Kernnodalisierung 40 Zonen im aktiven Bereich musste wegen Schwierigkeiten bei der Zeitschrittsteuerung im Modul der die Verlagerung der Schmelze beschrieb zu Beginn der Temperatureskalation abgebro chen werden Die in ERD 05 beschriebene erneute Nachrechnung des Experiment NRU FLHT 2 mit ATHLET CD mod 2 0A dient der Qualit tssicherung der aktuellen Code Version sowie der berpr fung des erreichten Entwicklungsstands 106 4 9 1 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen Der Versuch FLHT 2 bestand aus zwei Hauptphasen LOM 88 1 Vorbereitungsphase In dieser Phase wurden die Brennst be bei geringer Reaktor leistung vorbestrahlt und bei einem konstanten K hlmittelstrom von 126 g s die B ndelleistung auf 23 kW eingestellt Danach wurde der K hlmassenstrom in das B ndel auf 9 3 g s verringert so dass am B ndelaustritt berhitzter Dampf aus str mte Kurz vor Beginn der Transiente wurde berhitzter Dampf in das Plenum eingespeist um hier eine Kondensation von Dampf an kalten Wanden und damit eine R ckstr mung von Wasser in die B ndelregion zu verhindern 2 Aufheiz und Abk hlphase Transiente Diese Phase wurde eingeleitet indem der Einspeisemassenstrom 35 s nach dem Zeitpunkt 0 dieser wird in LOM 88 als Beginn der Aufheizphase definiert auf 1 48 g s
109. Str mungsabnahme resultiert aus der chemischen Zr Reaktion bei der eine groBe Menge Dampf verbraucht und H erzeugt wird Nachdem das metallische Zr nahezu vollstandig oxidiert ist steigt der Austritts massenstrom wieder an Zur Berechnung der Freisetzung von Spaltprodukten stehen in ATHLET CD z Zt acht verschiedene Modelle zur Verf gung F r diese Nachrechnung wurde ein Modell aus 168 gew hlt das von den Entwicklern bei Vorhandensein von bestrahlten Brennst ben empfohlen wird Option NMODI 7 in der ATHLET CD Eingabe 4 13 3 Ergebnisse der Nachrechnung Zurzeit liegen vom Experiment FPT3 nur einige ausgew hlte Temperaturverlaufe im Bundelbereich und im Plenum mit der vertikalen Leitung zur horizontalen hei en Lei tung zum Dampferzeuger vor die im aktuellen Validierungsvorhaben mit den entspre chenden Ergebnissen der ersten Nachrechnung verglichen werden k nnen Weitere Analysen zur Validierung von ATHLET CD speziell zur Freisetzung und dem Trans port von Spaltprodukten Aerosolen und m glichen chemischen Verbindungen m s sen in einem sp teren Vorhaben erfolgen In den Legenden der Diagramme sind die experimentellen Daten mit den Messstellen bezeichnungen gekennzeichnet Die gerechneten Ergebnisse haben Bezeichnungen entsprechend der Nodalisierung siehe Kap 4 10 1 Abb 4 10 1 Abb 4 10 2 Tab 4 13 1 enth lt eine kurze bersicht zu dem mit ATHLET CD gerechneten St rfall ablauf In die Tabelle wurd
110. Temperaturmessf hler 8g der Molybd n Elektroden 1000 und der Wolfram Heizst be 23 g nicht erfasst d h durch diese vom Programm bzw bei der Modellie rung nicht ber cksichtigten Oxidationsvorg nge wird beim Experiment nach STM 04 42 eine Wasserstoffmasse von insgesamt 153 g erzeugt Die Oxidation des Steuerstabs tr gt mit ca 19g zur HzErzeugung im B ndel bei Experiment vergl H2 CRGT B4C calc und Bundle calc Bei der Rechnung entstehen dagegen nur 8 7 g gt H2 CRGT B4C calc Abb 4 2 6 unten Dies sind 8 2 der insgesamt erzeugten H2 Masse Erg nzend zur gesamten H Erzeugung H2 tot ist in Abb 4 2 6 unten auch die H Masse eingetragen die bei der Rechnung allein aus der Oxidation des Brennstabb n dels entsteht H2 Bundle Die Differenz zur Gesamtmasse ist somit die von der Oxi dation der Shroud Innenseite erzeugte H Masse Mit Beginn der Abk hlphase erfolgt auch die Bildung signifikanter Mengen von CO und CO infolge der B4C Oxidation entsteht nur in geringem Umfang In Abb 4 2 7 sind die Verlaufe der Reaktionsprodukte der B4C Oxidation dargestellt Wahrend die Entstehung von gr eren Mengen CO und CO ber einen Zeitraum von ber 180 s gemessen wurde werden bei der Rechnung diese Reaktionsprodukte in merklichem Umfang nur innerhalb von 100 s erzeugt Abb 4 2 7 oben Demzufolge ist bei der Rechnung die integral erzeugte Masse der Reaktionsgase CH4 CO und CO deutlich
111. Test 2 run ID Case T H Leak delay Experimental Data Elevation of TCs Nodes 2_6 033 0 results yes 2_6 034 2l results yes 2 6 035 22 P Hea yes 2 6 036 2 P H R yes 2_6 037 23 P H R no 2_6 038 3 P H R yes 2_6 039 4 P H R yes 2 6 032 4 1 RHH 90 4s 2 6 032a 4 1 RHH 50 4s 2 6 339 4 2 P H R sv 4 5 2 6 339a 4 2 P H R sv 4 s 2 6 338e 3 2 P H R sv 4 s 2_6 338T 3 2 TESPA As Test 3 run ID Case T H Spray Experimental Data Elevation of TCs Nodes 3 2 033 predic specif no 2 2 0235 0 results no 3 3 039 0A results yes 222 021 L results no 37 32032 LA results yes 3_3 034 2 results no 3_3 038 2A results yes 3 3 036 3 results no 5 2 0397 4 results no 323 033 4A results yes 323030 4 1 RHH 90 yes 3 3330 4A 1 RHH 90 sv yes 323 333 4A 2 res stresv yes 3 3 333a AA 3alres sv L 8 yes 3 3 336 ded res sv L 8 no 3 3 336e 3 3e res sv L 8 no 3 3 336T 3 3T TESPA no 3 3 336 3 34 res svw L 8 no Calculations yymmdd gt 050810 Calculations yymmdd gt 050818 H RODT1 marginal ef test2 with adjusted TANK and LEAK pressure prodi poros LHR z MPa 3 64 1 0 specif 3 64 1 0 specif 3 64 1 0 specif 3 64 L 0 specif 3 64 20 specif 3 64 1 20 results 3 64 1 20 bo peak 3 64 L 0 bo peak 3 64 1 0 bo peak 3 64 1 0 bo peak 3 64 0 bo peak 3 64 1 0 results 3 64 1 0 results prodi poros LHR z MPa 4 0 1 4 specif 329 1 4 specif 3 9 1 specif 2 9 0 1 specif 3 9 0 specif
112. Tests facilities with small scale 0 2 kg medium scale 2 kg Kurchatov Inst Moskau and large scale 90 kg model of the lower core region and the Phase 1 finished and lower head Phase 2 to be finished in 2006 Follow up project OECD CORTRAN Phase 2 Extension of the range of compositions to a better un derstanding of the U Zr Fe O interactions the impact of an oxi dizing atmosphere on the chemical interactions and progression of metallic melt through a porous oxide debris bed Phase 1 investigation if chemical processes between corium and structural materials separation into non miscible layers 242 WP10 2 sd Vessel failure and corium release into cavity FOREVER Pressure vessel test facility scale 1 10 investigation of the KTH Stockholm creep failure during the late stages of in vessel melt progres tests finished sion under nuclear reactor severe accident scenario METCOR Vessel steel specimen positioned horizontally under the melt NITI St Petersburg pool in depth study of physico chemical processes taking Phase 2 not finished place during the interaction of corium melt UO2 ZrO2 FEOx and reactor vessel steel Source Term Topic in vessel WP14 Fission product release and transport weu Influence of an oxidising environment RUSET 1 Small scale tests with non active fission product representa AEKI Budapest tives in ZrO2 or UO2 powder first tests with Ru later other FP contribution to PHE
113. Versagen des F hrungsrohrs erfolgt ge gen ber der ersten Rechnung etwas fr her nach 3230 s In der Ebene bei 700 mm stimmen in der zweiten Rechnung die Temperaturverlaufe sehr viel besser mit den Messwerten berein Abb 4 6 3 als in der ersten Rechnung Abb 4 6 2 d h der Temperaturanstieg zum Ende der ersten Phase Ende der Dampfeinspeisung Beginn der Einspeisung von Helium kann mit der zweiten Rech nung sehr gut nachvollzogen werden Die im Experiment extrem ausgepragte Tempe raturspitze ist bei der Nachrechnung allerdings nicht so deutlich Diese ausgepr gte Spitze kann dadurch hervorgerufen worden sein dass beim Experiment im Gegensatz zur Rechnung nach dem Abschalten der Dampfeinspeisung noch Dampf im System vorhanden war der dann zu einer kurzzeitigen weiteren Oxidation f hrte Weil die Messleitungen der Thermoelemente durch die St be hindurch gef hrt und damit von den Temperaturen beeinflusst werden k nnte auch dadurch eine leichte Verf lschung der tats chlich am Ort der Messung vorhandenen Temperatur m glich sein Dennoch zeigt der Vergleich der gemessenen und gerechneten Ergebnisse in Abb 4 6 3 dass von der zweiten Rechnung der Beginn der Temperatureskalation sehr gut wiederge geben wird 71 Bei der dritten Rechnung wurde gegen ber der zweiten nur das Oxidationsmodell ge ndert es f hrte zu keinen gro en Einfluss auf die Temperaturverl ufe e Wasserstofferzeugung und Oxida
114. Wasserphase Bor und gel ster Stickstoff simuliert werden Ferner stehen spezielle Modelle f r Pumpen Ventile Separatoren Gemischspiegel und kritische Ausstr mung zur Verf gung Das Modul ECORE umfasst Modelle f r Brennst be Steuerst be Ag In Cd oder B4C und Brennelementkasten Das Modul beschreibt das mechanische Brennstabverhalten Ballooning die Oxidation von Zirkonium und Borkarbid anhand von Arrhenius Gleichungen die Aufl sung von Brennstoff durch Zirkonium und von Borkarbid durch Stahl sowie das Schmelzen von metallischen und keramischen Komponenten Nach dem vollst ndigen Aufschmelzen einer Komponente in einer Zone wird die Schmelze verlagerung durch mit konstanter Geschwindigkeit ablaufende Str hnen simuliert Das Modell ber cksichtigt Oxidation Erstarren Wiederaufschmelzen und Wiedererstarren sowie das Entstehen und Aufl sen von Blockaden Der Dampfverbrauch und die Was serstofferzeugung durch die Oxidation sowie eine Str mungsblockade werden im Flu iddynamik Modell ber cksichtigt TRA 98 Neben der konvektiven W rme bertragung wird auch W rmestrahlung zwischen den Brennst ben und der Kernumgebung model liert Umgebende Kernstrukturen und Abstandhalter m ssen mit dem Modul HECU W rme bergang und leitung modelliert werden wobei zwar Oxidationsvorg nge bis zum Erreichen der Schmelztemperatur nicht aber Abschmelz und Umlagerungsvor gange sowie die Oxidation der Schmelze simuliert werden k nnen D
115. Wasserstoffeinspeisung wurde aber mit 0 47 g s bzw 0 0128 g s bis zum Versuchende fortgesetzt Im Experiment sollte die Freisetzung von leichtfl chtigen Spaltprodukten aus dem Partikelbett in den Tempera turbereichen bei 2200 und 2700 K untersucht werde weiterhin die Bildung des Schmelzsees Das Partikelbett wurde im Eingabedatensatz ersatzweise mit 10 radial verbundenen ringf rmigen Str mungskan len und mit 9 an die Str mungskan le 1 bis 9 gekoppelten Brennst ben modelliert Die Struktur der Behalterwand ist an den auBeren Str mungs kanal 10 gekoppelt Die Geometrie der Str mungskan le und der Brennst be wurde so gew hlt dass die oben angegebenen Porosit ten sowie die UO und ZrO2 Massen der beiden Bereiche des Partikelbetts erfasst wurden Weil die Kopplung des Moduls MESOCO an das Thermo und Fluiddynamik Modell von ATHLET CD noch nicht abgeschlossen ist konnte dieser Modul bei der Rechnung nicht aktiviert werden Der Vergleich zwischen Rechnung und Experiment zeigt dass die berechneten Tem peraturen im Partikelbett und in der Beh lterwand sehr gut mit den Messwerten ber einstimmen Allerdings werden die Temperaturen im unteren Bereich des Partikelbetts etwas ber und im oberen Bereich untersch tzt Die Freisetzung von Spalt und Strukturmaterialien wird vom Code ab 9600 s berech net Leicht fl chtige Spaltprodukte wie Cs Xe und Te werden in der Rechnung hauptsachlich in den Zeitbereichen zwischen 115
116. X Y where X is heatup rate 1200K and Y is heatup rate gt 1200K Cooldown procedure after power reduction Transient Duration is total time spent over 1100 1500 2100 2800K respectively up to when there is no further significant change in core state here taken as 2100K on final cooldown LES Tab 2 4 1 PHEBUS FP Versuchsmatrix Test Zentral Brenn Abbrand Vorbestrah Fluid Max Wasser Schmelz Komentar Datum stab stabe GWd turan lung d Tempera stoffer menge tur K zeugung kg 9 FPTO AIC 20 Frisch 9 2 3100 115 2 7 Versuch mit frischem Brennstoff 9 12 93 unter oxidierenden Bedingungen u Bildung keramischer Schmelze FPT1 AIC 20 23 6 H20 2700 96 2 0 Wie Versuch FPTO aber mit abge 26 7 96 branntem Brennstoff und etwas geringeren Temperaturen FPT2 AIC 20 32 9 H20 gt 3100 105 3 4 Versuch mit abgebranntem Brenn 12 10 00 Borsaure stoff mit geringem 1000 ppm Oxidationspotential wahrend der Spaltproduktfreisetzung FPT3 20 24 9 2 gt 2700 140 1 7 Versuch hnlich FPT2 jedoch 18 11 04 mit Borkarbid Steuerstab statt AlC Steuerstab FPT4 Debris 33 0 2 2 gt 3100 2 9 Versuch zur Freisetzung von 22 7 99 schwachfl chtigen Spaltprodukten aus Partikelbett und Schmelzesee FPT5 AIC BAC 20 21 1 9 2 gt 3100 Versuch zur sp ten Unfallphase 2010 Luft mit Lufteinbruch d h stark oxidie renden Bedingu
117. ab etwa dem Zeitpunkt des niedrigsten Wasserspiegels ber cksichtigt Der Eingangsmassenstrom des K hlmittels INLIQ in Abb 4 8 2 teilt sich entspre chend der Modellierung in die beiden Teilstr me BUNDLE und BYPASS auf Zus tzlich 88 ist in das Diagramm noch der insgesamt austretende Massenstrom EXFLOW eingetra gen Der Druck im Austrittsvolumen der Teststrecke cv43 betr gt 13 8 MPa Der Druck im Eintrittsvolumen ist in Abb 4 8 2 ebenfalls dargestellt cvO1 Die Eintrittstemperatur betr gt im Versuch 360 K 87 C Am B ndelaustritt cv43 wird eine Temperaturerh hung bis auf nahezu 1300 K errechnet An der Au enseite wird die Teststrecke auf einer Temperatur von ca 368 K 95 C gehalten Bypass Water Coolant Abb 2 5 1 F r die Berechnung der Oxidation des Zirkons stehen in ATHLET CD verschiedene Modelle parabolische Ratenans tze zur Verf gung Bei dieser Nachrechnung wurden die Beziehungen von Leistikow 1573 K und Prater Courtright 21573 K verwendet Bei der Nachrechnung mit ATHLET CD wurde festgelegt dass diese Oxidationsreakti on auf der Au enseite der H llrohre und des mit Zirkon umh llten Stabs aus Edelstahl auf der Innenseite des Liners sowie auf der Au enseite der aus Zr gefertigten Ab standhalter und der Schutzbleche Carrier erfolgen kann Da der Liner als Struktur mit dem HECU Modul nachgebildet werden muss kann modellbedingt ein Abschmelzen auch bei Erreichen entsprechend hoher Tempera
118. abgeschirmt werden Diese sind zu einer Struktur CARR4 zusam mengefasst Die axiale Aufteilung der Teststrecke wurde so gew hlt dass im aktiven Bereich der Brennst be 0 0 3 63 m konstante Zonenh hen von 10 cm erreicht werden Daraus ergibt sich in diesem Bereich eine Anzahl von 40 Zonen Diese Einteilung wurde f r al le Komponenten der Teststrecke einschlie lich der B ndelumfassung gleich gew hlt Neben dem Hauptstr mungskanal BUNDLE mit dem Brennstabb ndel wurde ein sog BYPASS mit geringem Querschnitt 10 96 des Gesamtquerschnitts eingef hrt der in jeder axialen H he ber eine Querverbindung CROSSCON mit dem Hauptkanal in Verbindung steht Bei einer Blockadebildung im B ndel wird auf diese Weise erreicht dass noch eine geringe Str mung aufrechterhalten bleibt und so ein UbermaBiger Druckaufbau im System verhindert wird 87 4 8 2 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen Der Versuchsablauf ist ausf hrlich LAN 88 beschrieben Er lasst sich in 3 Phasen unterteilen 1 Vorbereitungsphase 2 Aufheiz Ausdampf und Abschmelzphase 3 Abk hlphase Wahrend der Vorbereitungsphase wird das B ndel vorbestrahlt um in den frischen Brennstoffpellets eine typische Rissbildung herbeizuf hren und im Brennstoff radioakti ve Isotope zu erzeugen Ferner dient diese Phase auch dazu alle Komponenten zu berpr fen und einen station ren Zustand im System einzustellen Der Versuchsablauf mit den wesent
119. abgesenkt wurde Die Transiente wurde wie geplant 4 min nachdem eine H llrohrtemperatur von 2500 K erreicht war beendet Eine kurze bersicht ber wesentliche Ereignisse wahrend des Versuchs ist in Tab 4 9 1 aufgelistet Am Ende der Vorbereitungsphase lagen folgende thermohydraulische Bedingungen in der Teststrecke vor die Leistung betrug 23 kW der Eintrittsmassenstrom 9 3 g s der Systemdruck 1 38 MPa die maximale H llrohrtemperatur 800 K und oberhalb von 2 84 m waren die Brennst be freigelegt Alle H henangaben beziehen sich auf die Unterkante 2 0 0 m des aktiven Bereichs Mit der Reduzierung des Eintrittsmassenstroms fiel der F llstand sehr rasch ab Die Aufheizrate lag anfangs bei etwa 4 K s Ab einer Temperatur von 1200 K verringerte sie sich wegen erh hter Warmeverluste an die Umgebung bei h heren Temperaturen auf ca 2 K s Die H llrohre bl hten sich auf und barsten Bei etwa 1700 K stiegen die Temperaturen infolge der beginnenden exothermen Zirkon Dampf Reaktion im H hen bereich um 2 53 m in weniger als 1 min bis auf ca 2400 K an Die Oxidationsfront lief zunachst infolge des fallenden F llstands nach unten bis auf 1 45 m Wahrend des Experiments wurden ca 48 g H erzeugt Diese Masse entspricht in etwa der Oxidation von 12 des gesamten Zirkaloys der H llrohre der Eckbleche und des Liners Eine merkliche Oxidation erfolgte nur zwischen 1 35 m und 3 5 m Das erste 107 Auftreten von wurde nach 4
120. addiert und in der Summe dargestellt F r den Zeitbereich der Vor oxidationsphase in dem nur die Dampf Oxidation vorliegt zeigen Rechnung und Expe riment einen nahezu identischen Verlauf wobei die Werte aus dem Test etwas h her als die berechneten Werte sind Verglichen mit der den St ben elektrisch zugef hrten Heizleistung Abb 4 12 2 betr gt die durch H llrohroxidation erzeugte exotherme Leistung nur etwa 1 10 w hrend der Voroxidationsphase 1 kW gegen ber 13 kW ist etwa gleich zum Ende der Luft Oxidationsphase 8 kW worauf ein Anstieg auf den 5 fachen Wert zu Beginn der Quenchphase folgt chem Leistung 18 kW elektrische Eingangsleistung 3 9 kW Die in den Experimentdaten auftretende Spitze erreicht so gar einen Wert von 85 kW vergleichsweise niedrig ist der Wert von 18 kW in der Rechnung Dies deutet wie das Zerst rungsbild der Anlage nach dem Test ebenfalls darauf hin dass nach dem Quenchbeginn noch auftretende Temperaturspitzen mess technisch nicht vollst ndig erfasst wurden bzw in der Rechnung eine nach Quenchbe ginn noch einsetzende Temperaturerh hung nicht ausreichend nachgerechnet wurde 164 4 12 6 Zusammenfassung und Bewertung Das B ndelexperiment QUENCH 10 wurde mit dem Rechenprogramm ATHLET Mod 2 0 Cycle B ATHLET CD Mod 2 0 Cycle B nachgerechnet und die Rechenergebnisse mit den Messdaten verglichen Der Versuch QUENCH 10 dient als Testfall zur Unter suchung der Zirkon Oxidation bei einem Lufteinbruch
121. am out Subcovles water reflector Steam pipe dran Q Soe water plenum chamier Emergency core cooling nozze tube Thermocouples or press gauge IMP tube e Neutron shield sol Abb 2 6 2 Halden Anordnung der Brennelemente 273 Fuel Rod Pressure Transducer IR CH JE fi dE UM Fuel rod elongation detector tA d Y Coolant spray tube N DIN EE Outlet Flow Tube 1 Ka Pressure Flask Lm Extra Free Volume Outlet V 1765 Flow Separotor He 3 Coil V1442 dd CERE EMT Coolant Spray V1433 El Heater 1409 emm Neutron Det Cladding Up V 1300 3 T C s 120 apart Neutron Det l Heater T C Up V1195 Neutron Det Fuel Rod V 900 1400 Neutron Det Heater T C Lo V1055 Neutron Det Blow down Inlet Flow Tube Abb 2 6 3 Halden Langsschnitt der Versuchskapsel f r Test IFA 650 2 274 ND Vo z is v1 Heater Thermocouple V 987 073 071 Shroud v 1195 66 26 5 Lower Flow Tube 2 26 0 33 Inc 600 Heater Cable ND Co 250 66 v1222 5 Heater Thermocouple V 1055 064 062 Zr2 3 Cladding Thermocouples QQ Test Flask 940x3 AISI 316Ti 120 pot 71300 pray Tube gt 1 Cladding T C ND Co Heater 226 2 20 Zr 2 v 1000 v1077 5 Abb 2 6 4 Halden Querschnitt der ne f r Test IFA 650 2 Water amp Purification
122. anzeigten 3557 s wurde die Quenchphase mit der Einspeisung von ges ttigtem Dampf 15 g s eingeleitet Die Leistung wurde noch f r 20 s weiter erh ht und dann innerhalb von 15 s von 18 5 auf 4 kW abgesenkt Nach 150 s erfolgte die Abschal tung Bei der Analyse der Transiente wurde die Oxidation der H llrohre der Abstandhalter GRID2 5 und die der Innenseite des K hlmittelf hrungsrohrs ber cksichtigt Die O 33 xidation des Zirkons wurde mit den Beziehungen von Cathcart 1853 K bzw Urba nic Heidrick 21853 K simuliert 4 1 3 Ergebnisse der Nachrechnung Temperaturverhalten In Abb 4 1 3 sind der gemessene Temperaturverlauf eines Eckstabs TIT A 13 und die gemessenen und gerechneten Temperaturverlaufe des Absorberstabs in drei aus gew hlten H hen im Bereich der maximal aufgetretenen Temperaturen eingetragen Wahrend die Leistung des B ndels der Aufheizphase erh ht und dann auf 13 1 kW gehalten wird steigen die Temperaturen langsam an bis nach 2200 s der Eckstab 1720 K erreicht Abb 4 1 3 TIT A 13 Die Rechenergebnisse f r den Absorberstab weisen gegen ber den Messwerten einen geringeren Temperaturanstieg auf sodass bei Beginn der anschlieBenden Phase in der im Experiment die Temperatur des Eck stabs auf 1720 K gehalten wird die Absorberstabtemperaturen der Rechnung um mehr als 200 K unter denen des Experiments liegen Im Vergleich zum nahezu kon stanten Verlauf des Experiments steigen die ge
123. bis auf Unsicherheiten in den Positionen zwi schen 550 und 750 mm mit den Rechenergebnissen f r die Heizst be die Zerst rung des Shrouds wird in ATHLET CD nicht simuliert Bis zum Abschluss der Auswertung des Experiments kann somit zurzeit ber die Qualit t der Rechnung bez glich der B ndelzerst rung noch keine genauere Aussage gemacht werden 4 4 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD C3 Das Experiment PHEBUS SFD C3 wurde im Rahmen der ATHLET CD Validierung erstmals mit ATHLET CD nachgerechnet wobei die Version ATHLET CD mod 1 1 Cycle K zum Einsatz kam ERD 04 Die Nachrechnung dieses Experiments ist wie auch die Versuche B3 AIC ausf hrlich im Zwischenbericht STE 05a beschrieben und wird daher an dieser Stelle nur kurz vorgestellt Das Experiment PHEBUS SFD C3 wurde im November 1988 durchgef hrt Es war das vierte Experiment der PHEBUS SFD Testserie Mit diesem Versuch wurden die Aufl sung des Brennstoffmaterials und die Umlagerung von Material in einem kleinen B ndel untersucht W hrend der Oxidationsphase drang unbeabsichtigt freigesetzter Wasserstoff der bei der Oxidation des Liners entstand in die por se ZrO Isolierschicht ein Dadurch wurde speziell die Warmeleitfahigkeit der Isolierung wesent lich erh ht Wahrend der sich anschlieBenden Aufheiz und Abschmelzphase gelangte dann auch He in diesen Bereich F r die Analyse des Versuchs PHEBUS SFD C3 wurden die gleichen Modelle und das gleiche Nodalisierungss
124. dagegen von der Rechnung deutlich z T in der Gr enordnung von 250 K bersch tzt Im K hlkreislauf werden die Temperaturniveaus im wie auch im kalten Strang von ATHLET CD simuliert Erfasst wird auch die Temperaturdelle w hrend der Tempe ratureskalation im B ndel um 10000 s die im Dampferzeuger sehr ausgepr gt ist 196 Im Zeitbereich bis 11000 s stimmt die von ATHLET CD errechnete mit der experimen tellen Wasserstofffreisetzung sehr gut berein Danach berechnet der Code aufgrund der im Vergleich zum Experiment etwas h heren Brennstabtemperaturen mit 111 84 g eine Freisetzungsmenge die um 2 3 96 zu hoch ist Die Freisetzung von Spalt und Strukturmaterialien wird vom Code ab 8000 s berech net speziell f r Silber entsprechend dem Zeitpunkt der Verlagerung des Absorberstabs nach 9000 s Silber wird innerhalb von 180 s freigesetzt und erreicht bereits in der Oxi dationsphase einen Freisetzungsanteil von 1 5 96 des Anfangsinventars F r die ande ren Elemente endet die Freisetzung erst mit dem Beginn der Abk hlphase Bei diesen berechnet ATHLET CD eine gr Bere Freisetzungsmenge als im Experiment festge stellt Bezogen auf das Anfangsinventar sind dies f r mindestens um 15 96 mehr als im Experiment und f r Te und Ba um 12 bis 19 F r Cs und betr gt der Unterschied sogar ca 30 96 4 16 2 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS FPT 4 Die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS FPT 4 mit der Programmv
125. der Hauptk hlmittelpumpen und der Hochdruckeinspeisung sowie der Dampferzeuger Parameter wird im GCSM Eingabeteil modelliert Der Wasserstand im Druckhalter wird in Anbetracht der Ungenauigkeiten der vorhan denen Messdaten und der Komplexitat der Thermohydraulik des TMI 2 Unfalls gut nachgerechnet der Wasserstand im Kern ist plausibel Wie der Vergleich der gerech neten und der gemessenen Ausstr mung durch das Druckhalterventil PORV zeigt liegt der mit ATHLET CD errechnete Kurvenverlauf w hrend des gesamten Unfallablaufs bis 240 Minuten nur wenig ber dem mit groBen Unsicherheiten behafteten gemesse nen Kurvenverlauf am Ende der vierten Unfallphase bei 240 Minuten um ca 14 Rechnung 160 t Messung 140 t Deshalb weist auch der mit ATHLET CD berechne te Druckverlauf eine gute bereinstimmung mit den wahrend des Unfalls gemessenen Daten auf Allerdings wird der Prim rdruck in der Quenchphase also w hrend der Transiente der Pumpen in Loop B und der sich anschlieBenden Hochdruckeinspeisung deutlich bersch tzt Dies kann darauf zur ckzuf hren sein dass die W rme bertra gung an das K hlmittel im Kern infolge des Fehlens von ablauff higen Sp tphasenmo dellen bersch tzt wird Zur verbesserten Simulation der letzten Phasen des Unfallhergangs in denen es zur Tr mmerbett und Schmelzepoolbildung sowie einer sich an das Quenchen anschlieBenden Schmelzeverlagerung zum RDB Boden kam sind solche Modelle aber notwendig Auc
126. der Abb 4 13 12 sind f r die aufgef hrten Elemente die integral freigesetzten Massen bezogen auf das An fangsinventar in den Brennst ben dargestellt Die bei der Rechnung bis zum Ende des St rfalls freigesetzten Massenanteile aus den Brennelementen sind in Tab 4 13 2 aufgelistet Das Versagen eines Brennstabs wird von ATHLET CD nach 6880 s in einer H he von 650 mm festgestellt Zu diesem Zeitpunkt werden die Spaltprodukte freigesetzt wobei die im Spalt bereits vorhandenen gasf rmigen Elemente direkt entweichen Wahrend in diesem Experiment die Freisetzungsrate der leichtfl chtigen Spaltprodukte Elemente Xe Cs Te und Sb relativ schnell anw chst erfolgt der Zuwachs der mit telfl chtigen Spaltprodukte Mo Ba Sr Ru und des als Aerosol vorliegenden Urans langsamer so dass eine merkliche Freisetzung erst nach 10000 s festzustellen ist Zur Erg nzung von Abb 4 13 7 werden in Abb 4 13 12 auch die bei der B4C Oxidation freiwerdenden Massen CO und CH gezeigt In Abb 4 13 13 ist f r die ausgew hlten Elemente Cs Ba und Mo die axiale Massen verteilung Langeneinheit zu verschiedenen Zeiten dargestellt zus tzlich in einem Dia gramm die Massenverteilung der Brennst be Entsprechend der in untere Bereiche umlagerten Masse der Brennst be werden auch die noch nicht freigesetzten Spaltpro dukte hierhin verlagert Dabei wirkt sich dieser Effekt bei den leicht Cs und weniger leicht fl chtigen Elementen Mo
127. der H llrohre vorgegeben Die Daten der ZrO Isolierung des Shrouds wurden den Angaben in 88 entnom men 4 8 3 Ergebnisse der Nachrechnung Die Rechnungen wurden bis zu einer Problemzeit von 5000 s durchgef hrt In den Vergleichsdiagrammen sind die experimentellen Ergebnisse mit den Bezeichnungen aus LAN 88 und dem Zusatz gekennzeichnet Die errechneten Daten sind ent sprechend der Bezeichnungen im Ausdruck von ATHLET CD gekennzeichnet Die Zahlenangaben in den Klammern geben die Zonennummern des jeweiligen Objekts TC TFLUID CARR an beim Shroud SHR bedeuten die Zahlenangaben Zonen Nr radiale Schicht Nr In LAN 88 sind die Messwertaufnehmer Messebenen levels zugeordnet deren H henposition in inches angegeben wird Diese Angaben sind teilweise in die nachfol gend beschriebenen Diagramme mit eingetragen Die f r die Nachrechnung erforderliche CPU Zeit betr gt auf einem Linux Cluster Pro zessor 2 7 GHz ca 4 h wobei auf die Vorlaufrechnung zur Stabilisierung der Simulati on ca 45 min entfallen e Thermisches Verhalten des Testb ndels Mit Beginn der Temperatureskalation sind die Messwerte der Thermoelemente mit gr Beren Unsicherheiten behaftet LAN 88 Die Leitungen der Thermoelemente zur Messung der Temperaturen der H llrohre und der Schutzbleche an den Eckpositionen wurden nach unten aus dem Testbereich herausgef hrt Mit dem Abschmelzen der Brennst be und der Umlagerung vo
128. der Schmelze Absorber H llrohr und F hrungsrohr wird umgelagert w hrend bei diesen Rechnungen eine Verlagerung des Absorbermaterials B4C nicht simuliert wur de Der Grund hierf r lag darin da sonst mit dem derzeitigen Modell eine zu geringe 211 Oxidation des B4 C Materials erfolgen w rde was zu zu niedrigen H2 Entstehungsraten f hren w rde Bei der Nachrechnung von QUENCH 10 wurde erstmals das neu in ATHLET CD im plementierte Oxidationsmodell f r Luft eingesetzt W hrend das f r Dampf und Luft umgebung gemeinsam angewendete Modell bei der berpr fung zufrieden stellende Ergebnisse lieferte und im Hinblick auf die Temperatureskalation und die Wasserstoff bildung zu guter bereinstimmung mit den Versuchsdaten f hrte konnte der durch die Messung belegte Sauerstoffverbrauch nicht gut nachgerechnet werden Der Stickstoff verbrauch durch die Nitridbildung wird noch nicht simuliert Die Besonderheit des Experiments QUENCH 11 lag darin dass zum ersten Mal in der Versuchsanlage des FZK das Ausdampfen der drucklosen mit Wasser gef llten Teststrecke mit der anschlieBenden Flutung des berhitzten Kerns untersucht wurde Dieser im Rahmen des halb blinden SARNET Benchmarks durchgef hrte Versuch konnte mit ATHLET CD mit hinreichender bereinstimmung mit den bisher vorliegen den Messergebnissen gerechnet werden Es zeigten sich aber auch einige Probleme bei der Modellierung der Ausdampfphase mit der anschlieBenden Aufheizpha
129. der damit verbundenen Oxidationsrate Dies kann allerdings mangels experimenteller Daten nicht best tigt werden ATHLET CD berechnet bis zum Beginn der Notk hleinspeisung eine Wasserstoffmas se von 266 g Dies ist gegen ber der im Versuch erzeugten Wasserstoffmasse von 205 11 g ein sehr guter Naherungswert W hrend der Quenchphase wird der Rech nung nur noch eine Wasserstoffmasse von 24g erzeugt im Experiment eine von 819 5364 g Damit wird trotz der groBen Unsicherheit des experimentellen Werts die Wasserstofferzeugung w hrend der Quenchphase von der Rechnung erheblich unter sch tzt was vermutlich auf eine zu hohe Notk hleinspeisung mit der damit verbunde nen guten K hlung des Kerns zur ckzuf hren ist Die Massen der freigesetzten Spaltprodukte sind in der Rechnung Xe 0 72 g Kr 0 0741 g 0 085 g Cs 0 463 0 Te 0 0179 g etwa viermal so hoch wie beim ment 0 19 g Kr 0 0174 g 1 0 009 0 046 g Cs 0 108 g Te 0 0049 g Ein wich tiger Grund hierf r ist wahrscheinlich dass die im Modell verwendeten Freisetzungsraten auf hoch abgebrannten Brennstoff bezogen sind wogegen es sich im Experiment um schwach abgebrannten Brennstoff handelte AbschlieBend ist festzustellen dass bei der aktuellen Rechnung insgesamt deutlich bessere Ergebnisse erzielt wurden als bei der in STE 00 dokumentierten fr heren Nachrechnung 200 4 16 4 Nachrechnung des Unfalls an der Reaktoranlage TMI 2 Die N
130. des Absorbermaterials B C Abb 4 13 8 zeigt in zwei Diagrammen die zeitliche Zunahme der Oxidschichtdicke der Brennstabh llen f r die repr sentativen Stabe ROD1 und ROD2 Die Oxidation beginnt ungef hr in der Mitte des B ndels level 15 wo die maximale Leistung auftritt Die O xidationsfront wandert zunachst nach unten und oben level 13 17 11 19 Nach 172 10000 s w chst die Oxidschichtdicke in den unteren Bereichen dann schneller an le vel 15 13 11 9 Nachdem in diesen Bereichen die metallische Zr Schicht weitgehend oxidiert ist gelangt wieder gen gend heiBer Dampf auch in die oberen noch nicht oxi dierten Bereiche des B ndels in denen dann auch die Zirkon Dampf Reaktion erfolgt level 17 19 21 e Schmelzebildung Das Abschmelzen der Brennstabe erfolgt diskontinuierlich Abb 4 13 8 Erst nach 715975 s bildet sich infolge einer gen gend hohen Temperatur von ber 2600 K bei einer Oxidschichtdicke von ber 0 3 mm die erste keramische Schmelze aus die aber bereits infolge der Umlagerung in k ltere Bereiche nach kurzer Zeit wieder erstarrt Bis zum Ende des Versuchs kommt es wiederholt und diskontinuierlich zur Bildung von ke ramischer Schmelze mit nachfolgender Erstarrung Eine Ausbreitung von Schmelzma terial in radialer Richtung und die Auswirkung auf benachbarte Bereiche werden von dem Modell in ATHLET CD nicht ber cksichtigt F r den Steuerstab wird in dieser Rechnung kein Schmelzmaterial ausgewiesen we
131. des Experiments PHEBUS mit dem Rechenprogramm ATHLET CD Technische Notiz ERD TN 02 06 RS1 155 Juni 2006 Erdmann W et al PARAMETER SF1 Short information on the results of calculations with ATHLET CD Draft Version Technical Note ERD TN 01 06 RS1155 April 2006 Erdmann W PARAMETER SF1 Short information on the results of calculations with ATHLET CD Technical Note ERD TN 01 06 RS1155 revised version May 2006 222 ERD 06 ERD 06e ERD 06f FIR 95 GAR 00 GRA 06a GRA 06b Erdmann W Calculation of the SARNET Benchmark experiment QUENCH 1 1 with ATHLET CD Abstract amp Presentation at the 12 International Quench Workshop Forschungszentrum Karlsruhe October 24 26 2006 Erdmann W SARNET Benchmark experiment QUENCH 1 1 Short information on the results of calculations with ATHLET CD Technical Note October 2006 Erdmann W Calculation of the SARNET Benchmark experiment QUENCH 1 1 with ATHLET CD Technical Note ERD TN 03 06 RS1155 October 2006 Firnhaber et al Specification of the International Standard Problem ISP36 CORA W2 Experiment on Severe Fuel Damage GRS A 2230 June 1995 Garzarolli F et al A Decade Irradiation Experience with Duplex Cladding International Topical Meeting on Light Water Reactor Fuel Performance Park City Utah U S A April 10 13 2000 U Graf Analyse des UPTF TRAM Experiments C3 mit dem CFD Code FLUBOX 3D Wiederholungsrechn
132. die Abk hlung entstehenden Krusten dargestellt Am Ende der zweiten Rechnung ist der gr te Teil wieder erstarrt und nur noch eine geringe Restschmelze vorhanden Diese Restschmelze verbleibt bei der Rechnung in einer Zone in der die Versagenskriterien zwar erreicht wurden der Verlagerungsvorgang jedoch nicht initiiert werden konnte da die Zone durch Krusten und Schmelzeansammlung blockiert wurde In diesem Fall erstarrt die Restschmelze 73 auch bei gr erer Unterk hlung nicht Dieser Fehler im Verlagerungsmodell hat jedoch keine Auswirkung auf das integrale Verhalten In Abb 4 6 7 ist die Energiebilanz f r das Brennstabb ndel dargestellt Der weitaus gr Bte Anteil der zugef hrten Leistung input wird radial direkt an den Liner abge strahlt to structures bzw das abstr mende Dampf Gasgemisch im Str mungska nal bertragen to fluid W hrend der Oxidation und des Absturzes von Material werden hohe Spitzenwerte erreicht wobei bis zum Ende der Dampfeinspeisung nahe zu 50 der eingebrachten Leistung zus tzlich freigesetzt werden oxidation Der Feh ler in der Energiebilanz error weicht nur bei sehr schnellen Temperatur nderungen merklich von Null ab 4 6 4 Zusammenfassende Diskussion Der Versuch PHEBUS SFD AIC wurde im Juni 1989 durchgef hrt und 1990 von der GRS mit ATHLET SA Vorlauferversion von ATHLET CD erstmals nachgerechnet BAA 90 Das Experiment AIC war das letzte von sechs Experimenten aus der
133. die nukleare Leistung des B ndels wieder reduziert wird von 2600 s bis ca 4000 s Die Versuchsbeschreibung und die auswertung sind in PET 89a ausf hrlich doku mentiert Der zeitliche Verlauf der B ndelleistung ist in Abb 4 7 2 dargestellt Bei SCDAP RELAP5 Versuchsanalysen wurden drei Leistungsprofile verwendet PET 89 Wahrend des Versuches anderte sich das Leistungsprofil da zunachst das B n del mit Wasser bedeckt war das aber nach einer gewissen Zeit verdampfte Auch hat ten das Versagen der Steuerst be und die Materialverlagerungen einen betrachtlichen Einfluss auf das axiale Leistungsprofil Die drei Profile gelten somit f r die Zust nde 1 teilweise mit Wasser gef lltes Brennstabb ndel 2 vollst ndig mit Dampf gef lltes Brennstabb ndel 78 3 Zustand nach Versagen der Steuerstabf hrungsrohre Bei der hier beschriebenen Nachrechnung wurden diese drei Leistungsprofile analog verwendet Die Umschaltung von der 1 zur 2 Leistungskurve erfolgte nach 1000 s und von der 2 zur 3 Leistungskurve nach 1800 s Die Festlegung dieser Umschaltzeit punkte erfolgte auf Grund des F llstandsverlaufs sowie des ermittelten Versagenszeit punktes der Steuerstabf hrungsrohre Der verwendete ATHLET CD Eingabedatensatz baut auf dem Datensatz auf der be reits f r die im Jahr 1998 durchgef hrte Nachrechnung verwendet worden war STE 03b AuBer der Umstellung auf die aktuelle Version 1 1L lassen sich die wesentlichen
134. entnommene Gr e f r verschiedene H hen dargestellt Zu Anfang betr gt dieses Verh ltnis 60 Die Verringerung in den H hen um 0 27 m bzw 0 79 m wird durch den Einfluss der Abstandhalter hervorgerufen Bereits vor Schmelzbeginn zeigt sich eine Verringerung des Fluidvolumens im mittleren Bereich des B ndels Diese ist darauf zur ckzuf hren dass auf Grund der steigenden Tempe raturen der Innendruck zunimmt und das H llrohr aufblaht Zusatzlich bildet sich eine Oxidschicht auf den H llrohren Innerhalb von 9000 s sinkt die Porositat auf unter 30 96 Mit Beginn der starken Oxidation erfolgen erste Umlagerungen von Material aus h heren in tiefere Zonen wodurch das freie Fluidvolumen in diesen Bereichen vergr Bert wird W hrend der Schmelzphase der Brennst be sinkt die Porosit t im Bereich um 0 1 0 2 m bis auf 20 Bei einer Porosit t gt 0 3 wird in ATHLET CD die Str mung nicht beeinflusst Bei einer Porosit t 0 1 wird das Einflie en von Schmelze in diese Zone verhindert es tritt eine Blockade auf In dieser Rechnung trat keine Blocka debildung auf Bei relativ niedrigen Temperaturen bildet sich ein eutektisches Gemisch aus dem Ab sorbermaterial und dem Stahlr hrchen Dadurch nimmt die Dicke des reinen Ab sorbermaterials ab Dies ist ebenfalls in Abb 4 13 10 dargestellt Bereits nach 12000 s ist der weitaus gr te Teil des B C Materials eutektischen Gemisch aufge l st e Energiebilanz In A
135. f 850 T 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperaturen im heiBen Strang x 4079 5068 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 1050 1000 eoecscsescposcsoset 950 E a a ener HP TFLUID 5 5 1 900 TEPF700 104 f TEPF701 484 f TEPF702 1184 f TEPF703 2480 f 850 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperaturen im heiBen Strang x 104 484 1184 2480 VAPF 2 Temperaturverlaufe der heiBen Leitung 2 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 1050 950 e HP TFLUID 4 900 HP WA TT 1 eo TEPF816 5143 f 2 TEPF817 5143 w e TEPF818 5223 f 850 T 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperaturen im heiBen Strang 5143 5223 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 1050 e HP TFLUID 6 m amp 6 1 1000 e TEPF704 638 f 950 979 E rn 900 850 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperaturen im hei en Strang x 638 bend 10 96 ATHLET CD 20B FPT2 2 09 in ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 900 naar ine ru a E 900 JS B RS SAPIENS OM 800 800 OU CRM amp gt 700 J e sG TFLUID 1 s 700 t S s sa SG W 1 s Te e TEPF713 5f e SG TFLUID 2 2 i 600 lt 72
136. g im Vergleich zum gemessenen Wert um mehr als 80 96 bersch tzt weil die Temperaturen des Liners bei der Rechnung zu hoch waren d h auch bei diesen Ana lysen wurde die Wasserstofferzeugung von den oben angesprochenen Unsicherheiten hinsichtlich der Materialeigenschaften des Shrouds erheblich beeinflusst Die Bildung von Blockaden Ebenen 135 mm 50 mm kann von ATHLET CD nicht exakt bestimmt werden weil f r die Abstandhalter kein Abschmelzmodell existiert Das Schmelzen und Umlagern von Shroud Material kann aufgrund fehlender Modelle eben falls nicht erfasst werden Bei Ende der Rechnung befindet sich der weitaus gr te Teil des umgelagerten Materials der Brennst be als metallische Kruste in der Zone unter halb des aktiven Bereichs Insgesamt zeigt die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD C3 dass mit dem Programm ATHLET CD das thermische Verhalten des Testb ndels mit guter Genauig keit berechnet werden kann Die Simulation der Materialverlagerungen im Kernbereich k nnte durch ein Abschmelzmodell f r die Abstandhalter weiter verbessert werden 60 4 5 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD B9 Das Experiment PHEBUS SFD B9 wurde im Januar 1989 durchgef hrt und war die Basis f r das Internationale Standardproblem Nr 28 ISP 28 Mit diesem vorletzten Test aus einer Serie von sechs in pile Experimenten sollten Ph nomene w hrend der fr hen Unfallphase unter auslegungs berschreitenden Be dingungen in einem DWR unte
137. gemessenen Druckabfall P 406 nach 3765 s wird das Versagen des Shrouds gefolgert die Freisetzung von Krypton nach 3770 s weist auf das Versagen von mindestens einem der Heizstabe hin Daher wird nach 3776 s durch Einspeisung von ges ttigtem Dampf mit einer Rate von 15 g s die Abk hlung des B ndels eingelei tet Da der Leistungsanstieg noch weitere 38 s andauert steigen auch die gemessenen Temperaturen weiter an bis zu Maximalwerten von ca 2300 K Erst mit der Leistungs reduzierung auf 3 9 kW zwischen 3814 s und 3830 s wird die Abk hlung des B ndels herbeigef hrt Diese Leistung wird f r 190 s konstant gehalten um die Nachzerfalls leistung mit anschlieBendem shut off bei 4020 s zu simulieren Die Dampfeinspeisung erfolgte noch bis das B ndel auf 473 K abgek hlt ist Nach 4648 s wird die Daten aufzeichnung beendet In ERD 04d und im Zwischenbericht STE 05a wird gezeigt dass trotz des Bem hens bei der Versuchsf hrung f r QUENCH 08 identische Randbedingungen einzu stellen und somit einen Referenzfall f r die Quantifizierung des B C Einflusses herzustellen eine mit der Zeit zunehmende Verz gerung der einzelnen Phasen ber gange auftritt 46 4 3 2 ATHLET CD Eingabe Aus dem f r die Nachrechnung von QUENCH 07 verwendeten Datensatz s Kap 4 1 1 wurde durch Anderung der Anfangs und Randbedingungen der Datensatz f r die Nachrechnung von QUENCH 08 erstellt Die wesentliche nderung im Eingabedatensatz zwische
138. m 336 Metallische 2 4 4 4 211 337 Dicke der 20111 338 Hz2 Erzeugungsraten und massenm nennen 339 rel Massenverteilung und Porosit t 340 Anfangs und Handbedmoungen 341 kollabierter Gemischspiegel 342 H llrohr und Fluidtemperaturen bei 1 52 m 342 H llrohr und Fluidtemperaturen bei 2 34 m 343 H llrohr und Fluidtemperaturen bei 2 54 m 343 H llrohrtemp in den Ebenen 1 52 3 18 344 ROD2 axiales Temperaturprofil 344 H llrohr und Linertemperaturen bei 1 83 m 345 Temperatur der F llk rper saddles bei 1 83 m 345 Temperatur der F llk rper saddles bei 2 44 m 346 H Erzeugungsrate und erzeugte 347 rel Massenverteilung und Porosit t 348 Massen met Schmelze und 349 E ergiebilAnZ m 349 ROD1 H llrohrtemp in Ebenen 1 52 3 18 m Var 1 350 ROD2 axiales Temperaturprofil Var 1 350 Hz Erzeugungsrate und erzeugte Masse Var 1 351 H llrohrtemp den Eb
139. mungskanal wird von einer Umfassung aus drei Materialien umgeben innen wird der Str mungskanal von einer d nnen Materialschicht aus Zr1 Nb gebildet die von einer dicken Isolierschicht aus ZrO zur Verminderung der W rmeverluste umgeben ist Mit dieser Isolierschicht wird zugleich die hexagonale Form der Innenseite in eine zylindrische Form gebracht Den Abschluss nach auBen bildet ein Stahlrohr das mit kaltem Wasser in gegenlaufiger Str mungsrichtung gek hlt wird Die Anordnung der Brennst be ist ebenfalls in Abb 2 7 4 zu erkennen Ein zentraler unbeheizter Stab wird von 6 beheizten St ben umgeben die bei der Simulation als Ring 2 bezeichnet werden Um diese Stabe herum sind 12 weitere beheizte Stabe angeordnet die den Ring 3 bilden Abb 2 7 5 zeigt den generellen Aufbau der be heizten und unbeheizten Stabe Die Konstruktion ist ahnlich der bei den QUENCH Ver suchen verwendeten St be Ein wesentlicher Unterschied zu den dort verwendeten St ben ist die Verwendung von Tantalum als Heizdraht PARAMETER anstelle von Wolfram QUENCH Die geometrischen Daten der Brennst be sind ebenfalls in Tab 2 7 1 aufgelistet 19 2 8 Fortschreibung der ATHLET CD Validierungsmatrix Im Rahmen der CSNI Task Group on In Vessel Degraded Core Behaviour wurden un ter Mitarbeit der GRS die Validierungsmatrizen f r Rechenprogramme zur Simulation von Ereignissen mit schweren Kernsch den fortgeschrieben TRA 00 Seither gibt es keine neue
140. ndel Ag In Cd Steuerstab mit Zirkaloy F hrungsrohr W rmed mmung aus por sem ThO W rmed mmung aus por sem ZrO Aufgeschmolzene dichte ZrO2 Schicht Inneres Druckrohr Inconel Innerer K hlmittelringspalt Schutzrohr Zirkaloy 99 SE UT pes d Als Kreislaufkomponenten sind ein Plenum eine hei e Leitung ein Dampferzeuger heizrohr halbe Lange und eine kalte Leitung eingebaut Der 10 m Tank ist ber eine Filterstrecke mit dem von der Umgebung hermetisch abgeschlossenen Atmosph ren tank verbunden um eine Druckentlastung w hrend oder nach dem Versuch durchf h ren zu k nnen Dieser an der Au enseite beheizte Tank enth lt u a drei temperaturgeregelte Zylinder Kondensatoren zur Simulation der W rmekapazit t der Einbauten und einen wassergef llten Sumpf Die Versuchsdatenerfassung wurde gegen ber dem SFD Programm entsprechend dem Simulationsumfang erweitert Mit ultrasonischen Thermometern k nnen Tempera turen bis 3000 K im B ndelbereich gemessen werden Wie die Kreislaufkomponenten ist auch der Tank mit zahlreichen Messeinrichtungen zur Bestimmung der thermohydraulischen Daten sowie des Spaltprodukttransports ausger stet Die Spaltprodukt Instrumentierung umfasst zwei Gruppen Messger te und Probensammler Zur ersten Gruppe geh ren Gamma Spektrometer und optische 13 Ger te zur Bestimmung der Aerosoldichte zur zweiten Impaktoren Filter Probennah mekapseln Ablagerungsbleche f
141. nnen In Abb 4 11 8 und Abb 4 11 9 sind die Temperaturen wahrend des Blowdown abge bildet Bis 30 s stimmen die gerechneten und gemessenen Temperaturen sehr gut berein Danach sind gr ere Unterschiede erkennbar die durch die nicht exakte Wiedergabe der Str mungsverh ltnisse w hrend der sp ten Blowdown Phase 30 40 s bedingt sind Der Beginn der Aufheizung von Brennstab und Schutzheizung wird von der Abnahme des W rme bergangskoeffizienten wahrend des Dryout bestimmt In den Rechnungen vor Bekanntgabe der Versuchsdaten zum Test IFA 650 3 wurde feh lerhaft mit einem zu fr hen Dryout gerechnet was beim Versuch IFA 650 2 eine we sentlich bessere Wiedergabe des Temperaturanstiegs bewirkte Beim Versuch IFA 650 3 konnte jedoch der Beginn der Aufheizung mit den richtigen Dryout Bedingungen besser reproduziert werden Deshalb wurden alle sp teren Rechnungen mit den korri gierten Werten Polgrenzen durchgef hrt Unter der Annahme einer zeitlichen Verz gerung von 4 s beim Offnen der Ventile zeigt die Rechnung nun den Beginn des Temperaturanstiegs time to complete blowdown bei etwa 30 s das entspricht dem mittleren experimentellen Wert er ist jedoch gegen ber dem gemessenen Temperaturanstieg des Brennstabs um etwa 5s versp tet Abb 4 11 8 Vergleicht man den gerechneten und gemessenen Temperaturverlauf der Schutzhei zung zeigt die Rechnung einen etwas verfr hten Anstieg allerdings mit einer geringe ren Aufheizrate
142. r Transienten und St rf lle ohne wesentliche Kernsch den und ATHLET CD Core Degradation f r St rf lle mit schweren Kernsch den entwickelt und validiert TRA 04 Als Ergebnis der bisherigen Entwicklung der Thermo Fluiddynamik Modelle ist ATHLET f r einen vielf ltigen Einsatz f r Aufgaben der Reaktorsicherheit geeignet Das Programm wird in Genehmigungsverfahren und Gutachten verwendet und erf llt einen hohen Qualit ts und Dokumentationsstandard der durch umfangreiche Validie rung abgesichert ist Der Anwenderkreis umfasst zahlreiche Technische berwa chungsvereine Hochschulen Forschungszentren und Betreiber von Reaktoranlagen in Deutschland sowie Organisationen in den Staaten Mittel und Osteuropas Die Entwicklung und Einbindung von Modellen in ATHLET CD erfolgt in enger Zusam menarbeit mit dem Institut f r Kernenergetik und Energiesysteme der Universit t Stutt gart IKE Durch die Modelle zur Bildung und Verlagerung metallischer und keramischer Schmelzen Kernbereich und zum thermischen Verhalten von Partikel betten sowie zur Freisetzung von Spaltprodukten und Aerosolen im Kernbereich und zu deren Transport und Ablagerung im K hlkreislauf wurde das Anwendungsspektrum des Rechenprogramms wesentlich erweitert Dies wird durch erfolgreiche Nachrech nungen von B ndel und Integralversuchen wie z B QUENCH LOFT LP FP2 und Ph bus FP oder des TMI 2 Unfalls TRA 03 und des St rfalles in Paks 2 nachgewie sen Wie anh
143. r die eigentlichen Untersuchungsziele zu schaffen Diesen folgen die Lufteinwirkungsphase Phase 5 und die Quenchphase Phase 6 Phase 1 Stabilisieren und berpr fen der Anlage Nach dem Vorheizen des B ndels auf 873 K wird die Datenaufzeichnung gestartet 0 s In einer Atmosph re von Argon und vorgeheiztem Dampf von je 3 g s wird die Anlage bei konstant gehaltener Temperatur berpr ft Phase 2 Aufheizen Beginnend mit einer elektrischen Ausgangsleistung von 3 85 kW wird mit linear anstei gender und ab 2025 s bei 12 5 kW konstant gehaltener Leistung das B ndel aufge heizt bis etwa 1620 K erreicht sind Wie bereits in Phase 1 wird in das B ndel von unten berhitzter Dampf 3 g s zusammen mit Argon als Tragergas 3 g s einge speist Die Aufheizrate betr gt hierbei 0 3 bis 0 6 K s Phase 3 Voroxidation Nach Erreichen der gew nschten Temperatur wird durch Variation der Eingangsleis tung Absenkung auf 10 kW im weiteren Verlauf Anstieg bis 13 15 kW die Temperatur ber einen Zeitbereich von 113 min bei 1620 bis 1690 K nahezu konstant gehalten Die Beendigung der Voroxidationsphase bei 9319 s beruht auf der Annahme einer maximal ereichten H llrohroxidation von ca 600 um Diese erreichte ZrO Schichtdicke wurde auf der Basis von Vorausrechnungen und der gemessenen Wasserstoff Freisetzung gesch tzt Phase 4 Zwischenk hlung Durch pl tzliche Reduktion der elektrischen Leistung auf 6 9 kW und Halten dieses Werte
144. ra x 2 prese 0 2 rane RS mer peal ien peach 0 15 0 1 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 1 10 QUENCH 07 Brennstab Innendruck Druck im Spalt vom Shroud ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 50 e Input sem oxidation calc to fluid calc X to structures calc stored calc oA Ptot exp 40 30 20 10 Power kW 10 20 30 40 50 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 1 11 QUENCH 07 Energiebilanz 285 ATHLET CD 20a 11k QUENCH 09 que09 16 in Input elec Bundle calc Ptot elec exp Steam Argon rate H2Oi exp 401 exp gt gt Leistung kW Massenstrom g s n2 20 15 10 5 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 2 1 QUENCH 09 B ndelleistung 286 ATHLET CD 20a 11k QUENCH 09 que09 15 in 2500 750mm ow 850mm 950mm er TCRI 11 750 mm 2000 TCRI 12 850 mm TCRI 13 950 mm TIT A 13 1500 5 Q 5 Z 1000 500 0 GE r 1S TS Fa Es Ee 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temp des Absorbersta
145. recht gut nachvollziehen kann Unter Ber cksichtigung der unklaren Materialeigenschaften des Shrouds konnte auch die Freisetzung von Wasserstoff sehr gut bestimmt werden C3 B9 F r eine bessere Analyse der Mas senbewegungen im Kernbereich sollte f r die Abstandhalter ein Abschmelzmodell zur Verf gung gestellt werden Weitere Verbesserungen der Simulationsergebnisse w ren von einem speziellen Modell erwarten das das Abschmelzen des Dampfleitblechs um den Str mungskanal nicht reaktortypisch simulieren kann 4 7 Nachrechnung des Versuchs PBF SFD 1 4 Die Nachrechnung des Versuchs PBF SFD 1 4 wurde im Zwischenbericht STE 05a ausf hrlich beschrieben Daher wird an dieser Stelle nur ein kurzer berblick ber eini 76 ge Ergebnisse gegeben Die Arbeiten wurden mit der Programmversion ATHLET CD mod 1 1 Cycle L durchgef hrt AUS 04b Beim Experiment PBF SFD 1 4 wurde ein Kernschmelzunfall untersucht der in Folge eines K hlmittelverlustes bei hohem Systemdruck eintritt Das nuklear beheizte B ndel besteht aus 28 Brennst ben davon 26 mit hohem Abbrand und 4 Steuerst ben Infol ge einer Leistungserh hung kommt es zum Ausdampfen des B ndels und schlieBlich zum Versagen der H llrohre Dieser Versuch war bereits im Vorhaben RS 1100 mit der Programmversion mod 1 0 Cycle A nachgerechnet worden STE 03b Die erneute Nachrechnung des Versuchs dient der Qualit tssicherung der aktuellen Code Version sowie der berpr fung des er
146. ter Im Experiment versagt der Liner nach ca 550 s Die Tempera turexkursion der H llrohre erfolgt etwas fr her und auch intensiver als die des Liners Zum Vergleich mit dem Experiment wurden der Temperaturverlauf in der letzten Schicht im Liner 1 86 m 1 und der in der ersten Schicht der Isolierung 1 86 in das Diagramm eingetragen Bei der Rechnung steigt die Temperatur des Liners konti nuierlich bis zum Erreichen der Zr Dampf Reaktion an Bis etwa 450 s sind die berech neten Temperaturen deutlich h her als die gemessenen Die Temperaturen der F llk rper saddles wurden auf der Au enseite gemessen Wegen der guten Isolierung zum Testb ndel hin wird die Temperatur im Wesentlichen von der K hlung von au en bestimmt weshalb insgesamt die Temperaturen recht niedrig sind In den Abbildungen 4 9 9 und 4 9 10 sind exemplarisch Temperaturver l ufe in den H hen 1 83 m bzw 2 44 m dargestellt Bei den am Umfang gemessenen Temperaturen sind in der H he von 1 83 m keine Unterschiede festzustellen jedoch zum Teil gro e Unterschiede in der H he von 2 44 m wie auch in anderen H hen Die se Unterschiede lassen sich durch unsymmetrisches Abschmelzen der Brennst be und durch das lokale Durchschmelzen des Liners erkl ren Die berechneten Temperaturverl ufe sind deutlich niedriger als die gemessenen Der Einfluss der an der Au enseite der Umfassung vorgegebenen relativ niedrigen Tem peratur wurde bei dieser Nachrechnung bersch t
147. the B4C Oxidation Model 8 International QUENCH Workshop Germany Karlsruhe October 29 31 2002 Bals C et al Post Test Calculation of QUENCH 09 with ATHLET CD 9 International QUENCH Workshop Germany Karlsruhe October 13 15 2003 Bals C et al Zr Air Oxidation Model in ATHLET CD and First Verification against QUENCH 10 11 International Quench Workshop Forschungszentrum Karlsruhe October 25 27 2005 Bals C et al Nachrechnung des Bundel Quench Versuchs QUENCH 10 mit dem Rechenprogramm ATHLET CD Technische Notiz TN MIS 06 01 Februar 2006 Bestele J K Trambauer Nachrechnung des Versuchs NRU FLHT 2 mit dem Programm ATHLET CD GRS A 2038 Mai 1993 Blanc J Y et al Examens post irradiatoires de la grappe combustible PHEBUS AIC Rapport DMT n 91 336 SETIC MT NJ 91 697 CEA Bruder M et al Stand der Modellentwicklung in KESS III Teilbericht Fr he Phase des Kernschmelzens Universitat Stuttgart IKE 2 107 1994 219 BUR 03 CLE 03a CLE 03b CHR 03 CHR 04 DRA 04a DRA 04b Burwell M J W Pointner Boron Dilution in a German PWR During a Small Leak 35 cm2 in the Hot Leg with ECC Injection First workshop on analytical activities related to SETH OECD project Barcelona Spain 2 3 September 2003 Cl ment B et al LWR severe accident simulation synthesis of the results and interpreta tions of the first PHEBUS FP experiment FPTO NED 226 2003 5 82
148. thickness ee region F GB SL E tube low tube assembly 154 94 mm ID za 2 inlet flow Bypass flowmeter Inlet assembly Flow straightener Abb 2 3 1 PBF SFD Langs und Querschnitt des Testb ndels 69c Phebus Reactor Mo del of reactor core Vertical Test assembly Phebus reactor core Phebus containment 10 m3 B Horizontal E line cold leg Steam generator U tube Horizontal line hot leg point G 150C Soe Aarons PC p nnum ERAT UI TO AT T hot leg cold leg Experimental cell Abb 2 4 1 Model of primary circuit including steam generator PHEBUS FP Schema der Versuchsanlage Scale 1 5000 vs 900 MWe PWR condensing surfaces Painted condensers surfaces painted liners Model of reactor containm ent c Ls Area 9 Pressure Tube Spacer Grid ES Y 45293 KT 5 PAQ Area f Outer Zirconia Shroud d AY N Z T XD ANY SS aa LZ N DEE EE d RER Area Irradiated fuel rod oN RY 9 A N KS d gt o i lt 270 SIC Control Rod Spray Coating 7500 0 PLANE OF ORMER CORE Ultrasonic Thermometer
149. und Forschern zwischen den ver schiedenen europ ischen Organisationen Die Basis des Netzwerks wird durch die gemeinschaftlich durchgef hrten Forschungs arbeiten gebildet Trotz der bisher erreichten Leistungen im Forschungsbereich der schweren Unf lle besteht noch notwendiger Forschungsbedarf auf manchen Gebieten um wesentliche Unsicherheiten hoher sicherheitstechnischer Relevanz auf ein akzep tables MaB zu reduzieren und um die Auswirkungen schadensbegrenzender oder schadensmindernder NotfallmaBnahmen besser quantifizieren zu k nnen Diese Pro zesse und Ph nomene f r die noch Forschungsbedarf notwendig erscheint wurden im EURSAFE Projekt des f nften Rahmenprogramms der Europ ischen Kommission i dentifiziert MAG 05 und werden im Rahmen von SARNET fortlaufend aktualisiert TRB 05e Dabei wurde das gesamte Spektrum schwerer Unf lle analysiert begin 23 nend mit der Kernfreilegung RDB bis zur langfristigen Stabilisierung der Kern schmelze im Sicherheitsbeh lter der Integrit t des Sicherheitsbeh lters und der R ck haltung oder Freisetzung der Spaltprodukte in die Umgebung Im Rahmen von SARNET werden die Ergebnisse von mehr als 50 experimentellen Programmen von 18 Forschungsinstituten genutzt um diese Wissensl cken zu schlieBen Die experimentellen Ergebnisse die sich auf die Prozesse im RDB und im K hlkreis lauf beziehen werden zur Modellentwicklung und Programmvalidierung von ATHLET CD verwendet Einige de
150. und mittels des wiederholten SchlieBens und Offnens des Blockabsperrventils vor dem PORV mehrmals unterbro chen wurde Durch die Fehleinsch tzung des Wasserinventars im Druckbeh lter auf grund eines hohen Druckhalterwasserstandes wurde die bereits angelaufene Hochdruckwassereinspeisung manuell gedrosselt Dieses stellte die exakt gegenteilige Aktion dessen dar was eigentlich seitens der Bedienungsmannschaft hatte eingeleitet werden m ssen In der Folge des K hlmittelverlustst rfalls wurde der Kern zunachst freigelegt aufgeheizt und im weiteren Unfallszenario in groBen Teilen zerst rt Diese Zerst rung m ndete in einer Tr mmerbett und Schmelzeseebildung in der zentralen Kernregion Die den Schmelzesee tragende Kruste versagte zwischen der 224 und 226 Minute wodurch es zu einer massiven Schmelzeverlagerung von rund 30 t Kern material aus dem Schmelzesee zum RDB Boden kam der trotz der hohe Belastung nicht versagte Nach der 240 Minute konnte der Reaktor langsam wieder in einen si cheren Zustand gebracht und abgek hlt werden 201 F r die Nachrechnung wurde ein Nodalisierungsmodell verwendet dem das Primar system das im Wesentlichen aus dem Reaktorkern den beiden Loops A und B und dem Druckhalterstrang besteht komplett nachgebildet ist das Sekund rsystem verein facht als offenes System Die Ereignissequenz in Form der Offnungs und SchlieBvor des PORV bzw des Blockabsperrventils der An und Abfahrprozeduren
151. und werden damit bei der H Erzeugung ber cksichtigt Die K hlung der AuBenseite erfolgt von o ben JACKETIN nach unten JACKETOUT durch das Objekt JACKETTUBE Diese Objekte sind ebenfalls von isolierenden Strukturen umgeben H JACIN H JACTUBE H JACOUT Die Zr Dampf Reaktion kann auf der Au enseite der H llrohre auf der Innenseite der Strukturen um CORES und an den Abstandhaltern erfolgen 4 14 3 Anfangs und Randbedingungen bei der Rechnung Die Basis f r die Vorgaben zur Rechnung mit ATHLET CD sind die Angaben zur Spe zifikation YUD 06 die in Tab 4 14 1 aufgelistet und in den Diagrammen der Abb 4 14 1 dargestellt sind Die Angaben zu den Stoffwerten der Isolierung speziell der thermischen Leitf higkeit wurden der Tab 6 der Spezifikation entnommen andere Werte entsprechend den Hinweisen in YUD 06 den Angaben zum Versuch CORA W2 ISP 36 FIR 95 Die unbekannte Temperatur der auBeren Wasserk hlung und der Umgebung wurde mit 25 C festgelegt Die Zr Oxidation wurde mit den Gleichungen von Cathcart 1853 K bzw Urbanic Heidrick 21853 K berechnet die Oxidation der Kruste mit dem Modell von Hobson Die Aufl sung von UO durch geschmolzenes Material beginnt mit der Schmelztempe ratur des metallischen Zirkaloys ab 2030 K a Zr Der Effekt wird mit einem Diffusi onsmodell mit parabolischem Ratenansatz beschrieben Diese Phase endet sobald das Kriterium f r H llrohrversagen erreicht ist Die Versagenstemp
152. verkleinert wurde wie die Einengungen in der Darstellung des Kanals BUNDLE zeigen Dadurch werden der konvektive W rme bergang und der Str mungsdruckverlust erh ht 4 10 2 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen Eine detaillierte Darstellung des experimentellen Ablaufs von FPT2 sowie vorl ufiger Ergebnisse sind in RIT 02 dokumentiert Um zus tzlich zu den bereits vorhandenen Spaltprodukten mit einer langen Zerfallszeit noch die Spaltprodukte mit einer kurzen Zerfallszeit zu erzeugen wurden die Brenn st be vor dem Versuch etwa eine Woche lang bestrahlt In die Teststrecke wurde Wasserdampf mit einer Einspeiserate von 0 5 g s und mit einer Bors urekonzentration von 1000 ppm eingeleitet Dem System wurde vom Con tainment ein Druck von 0 2 MPa aufgepragt Abb 4 10 3 123 Die Leistung wurde stufenweise erh ht G2 1 33 195 bzw G2 2 36 195 Abb 4 10 3 oben links Dementsprechend l sst sich der Versuch in verschiedene Phasen unterteilen RIT 02 die nachfolgend kurz dargestellt werden Wahrend der Kalibrierungsphase von t 0 bis 7380 s wurden in den zwei Leistungspla teaus P1 und P2 die vorausgeplanten thermischen Versuchsbedingungen eingestellt und die Instrumentierung berpr ft Bereits in dieser Phase wurde das erste Auftreten von Wasserstoff gemessen und die Schmelztemperatur des Absorbermaterials 1073 K erreicht wobei aber noch keine Steuerstabsch den auftraten In der anschlieBenden Voroxidati
153. vollstandiger simuliert werden k nnen 217 6 Literatur ADR 92 ATH 04 AUS 02 AUS 04a AUS 04b AUS 04 AUS 05 BAA 90 Adroguer B et al OECD NEA CSNI International Standard Problem No 28 PHEBUS SFD B9 Experiment on the Degradation of a PWR Type Core Comparison Report Volume 1 amp 2 December 1992 Trambauer K et al ATHLET CD mod 2 0 Cycle A User s Manual GRS P 4 Vol 1 July 2004 Austregesilo H Post test Calculations of PHEBUS Tests FPT1 and FPT2 with ATHLET CD Technische Notiz TN AUH 02 02 November 2002 Austregesilo H Modellierung der Freisetzung von Absorbermaterialien in ATHLET CD Technische Notiz TN AUH 03 04 Februar 2004 Austregesilo H Nachrechnung des PBF Versuchs SFD 1 4 mit ATHLET CD mod 1 1 Cycle L Technische Notiz TN AUH 05 04 Oktober 2004 Austregesilo H Nachrechnung des B ndel Quench Versuchs QUENCH 08 mit dem Re chenprogramm ATHLET CD Mod 1 1L Technische Notiz TN MIS 02 04 Dezember 2004 Austregesilo H et al Post Test Calculation and Uncertainty Analysis of the Experiment QUENCH 07 with the System Code ATHLET CD NURETH 11 Avignon October 2 6 2005 Ball A K Trambauer Nachrechnung zum AIC Test der PHEBUS SFD Versuche mit ATHLET SA GRS A 1675 Mai 1990 218 BAL 02 BAL 03 BAL 05 BAL 06 BES 93 BLA 91 BRU 94 Bals C et al Post Test Calculation of QUENCH 07 with ATHLET CD Verification of
154. von 4 4 K s gegen ber 5 0 K s im Versuch Abb 4 11 9 Die Berechnung der Warmekapazitat der Schutzheizung ist nur n herungsweise m glich 147 da ber deren Konstruktion detaillierte Angaben nicht vorlagen Damit ist vor allem bei h heren Aufheizraten die Rechnung mit gr eren Unsicherheiten behaftet Die Tendenz zu niedrige Temperaturen f r die Schutzheizung zu berechnen ist auch deutlich in der folgenden Abb 4 11 10 zu sehen Auch die um 5 s verz gerte Aufhei zung des Brennstabs ist im h heren Temperaturbereich sichtbar Abb 4 11 11 Be merkenswert ist dass im Versuch die Temperatur in 1000 mm H he etwa 40 K h her ist als an der h her gelegen Messstelle 1300 mm In der Rechnung ist dieser Unter schied mit 15 K nicht so stark ausgepr gt Eine st rkere Verlagerung der maximalen Temperatur in den unteren Brennstababschnitt kann nur mit einer entsprechenden Leistungsverteilung bottom peak oder einer abw rts gerichteten Dampfstr mung im inneren Ringraum simuliert werden In den Abb 4 11 12 und Abb 4 11 13 sind der Brennstabinnendruck und die H llrohr dehnung dargestellt Ab 80 s nimmt die H llrohrdehnung deutlich zu Abb 4 11 13 was sich auf den Druckverlauf und die H llrohrtemperaturen auswirkt der Druckan stieg und die Temperaturdifferenz zwischen unterem und oberem Brennstababschnitt nehmen ab In der Rechnung treten die h chsten Dehnungen in Brennstabmitte auf im Versuch vermutlich im unteren Brennstabab
155. war bereits f r die Validierung der in Kap 3 beschrie benen Module ECORE und FIPREM herangezogen worden TRA 04 KLE 04a Bei der in ERD 05d dokumentierten aktuellen Nachrechnung dieses Versuchs mit ATHLET CD mod 2 0B kam auch eine neue Version des Moduls SOPHAEROS f r den Transport und die R ckhaltung der Spaltprodukte und Aerosole zum Einsatz Die Strukturtemperatur hat auf den Transport und insbesondere die Ablagerung von Spaltprodukten einen groBen Einfluss Daher wurde bei dieser Nachrechnung auf die Erfassung der Temperaturen der Rohrleitungen im System besonderer Wert gelegt Insgesamt wurde dieses Ziel gut erreicht Im Allgemeinen liegen die Abweichungen der berechneten zu den gemessenen Temperaturen zwischen 5 Gr ere Unter schiede treten zum Teil im Bereich des Plenums des hei en Strangs und des Dampf erzeugers nach der Phase des Dampfmangels infolge der heftigen Zr Dampfreaktion 121 auf Das Temperaturverhalten muss in diesen Bereichen allerdings vom Experimenta tor noch genauer untersucht werden Die Freisetzung von Spaltprodukten und Strukturmaterialien wird von ATHLET CD durchweg bersch tzt wobei die experimentellen Vergleichswerte bisher nur als vor l ufige Daten anzusehen sind Die Abweichungen betragen bei Cs Te Ba und Zr zwischen 20 30 96 bei ca 40 96 Mit dem Modul SOPHAEROS wird nicht nur das Ablagerungsverhalten von Elementen aus der Kernspaltung sondern auch das der chemi
156. wurde Bei den Versuchen B9 und AIC war aufgrund von Verformungen und Abschmelzen des Dampf F hrungsrohr praktisch kein Spalt vorhanden und eine Modellierung deshalb nicht notwendig Bei einigen Experimenten war auch die B ndelumfassung Dampfleitblech Shroud w hrend der Versuchsdurchf hrung aufgeschmolzen Dieser Effekt kann von ATHLET CD nicht simuliert werden Die in den Versuchsst nden vorhandenen Shroud Konstruktionen sind nicht reaktortypisch so dass die Entwicklung eines entsprechen den Modells keine vordringliche Aufgabe ist Unter Ber cksichtigung der oben angesprochenen Unsicherheiten kann die Kern oder B ndelaufheizung bis zum Entstehen keramischer Schmelzen lt 2500 C gut simuliert werden Dies gilt sowohl f r Versuche mit DWR als auch mit WWER Komponenten Steuerstab H llrohr und Absorberstab mit F hrungsrohr Die Oxidation von H llrohren und Steuerstabf hrungsrohren w hrend der transienten Aufheiz bzw Oxidationsphasen kann im Allgemeinen bez glich der erzeugten Was serstoffmenge gut nachgerechnet werden Dies gilt nur eingeschrankt f r die verst rkte Wasserstoffentstehung beim Quenchen hoch aufgeheizter Brennst be und Strukturen Die derzeit vorliegenden Kenntnisse ber relevante Prozesse wie z B m gliche Riss bildungen in einer Oxidschicht das Entstehen freier metallischer Oberfl chen bei vor oxidierten B ndeln durch Thermospannungen oder die Freisetzung von Wasserstoff der w hrend der Ox
157. wurde In ATHLET CD wird mit einem speziellen Modell der Einfluss der Porosit t auf die Str mung simuliert Bei einer Porositat gt 0 3 wird die Str mung nicht beeinflusst bei einer Porosit t 0 1 wird das Einflie en von Schmelze verhindert es tritt eine Blockade auf Das Diagramm zeigt an dass unterhalb von 1 m eine solche Blockade aufgetreten ist 93 Nach dem Experiment wurde das Testb ndel Brennst be mit der B ndelumfassung visuell untersucht LAN 88 Das wesentliche Ergebnis dieser Inspektion war dass das B ndel im Bereich von 1 14 m bis 2 74 m durch Schmelzen bzw Verfl ssigung und oberhalb von 2 74 m im Wesentlichen infolge von Oxidation stark zerst rt wurde Un terhalb von 1 00 m war eine leichte Zerst rung zu erkennen Bei dieser berpr fung stellte sich heraus dass w hrend des Experiments im Bereich von 1 78 m bis 1 65 m eine vollstandige Str mungsblockade vorhanden war was aber die Messungen w h rend des Tests nicht angezeigt hatten In diesem Bereich befindet sich ein Abstandhal ter 1 68 m der im Experiment als Barriere f r abschmelzendes Material gedient haben k nnte In ATHLET CD stellen Abstandhalter keine Hindernisse f r geschmol zene Materialien dar Ab einer Temperatur von 2030 K Schmelztemperatur von metallischem Zr bilden sich metallische und bei h heren Temperaturen 2600 K Schmelzen der UO Pellets ke ramische Schmelzen die infolge von Umlagerung in k ltere Bereiche wiedererstarren
158. wurde mit ATHLET CD mod 1 1 Cycle K mit ATHLET mod 2 0 Cycle A nachgerechnet ERD 03b und wurde ebenfalls im Zwischenbericht zum Projekt STE 05a diskutiert Bei der Nachrechnung wurden zunachst die gleichen Oxidationsmodelle verwendet wie f r die Nachrechung des Versuchs QUENCH 07 Kap 4 1 d h f r die Zr Oxidation die Beziehungen nach Cathcard 1853 K bzw Urbanic Heidrick 21853 K und f r die B4C Oxidation die Beziehung nach Steinbr ck Auch in diesem Fall ergaben sich viel zu niedrige Freisetzungsraten f r die Reaktionsprodukte was einer zu niedrigen Oxida tion entspricht Mit dieser Rechnung nachfolgend als LO low oxidation case be zeichnet konnten wie bei QUENCH 07 die im Experiment aufgetretenen Temperaturen nicht erreicht werden Daher wurden von den Entwicklern aus den Experimenten Verdi und BOX neue Gleichungen f r die B4C Oxidation abgeleitet die speziell bei Tempera turen ber 1800 K h here Oxidationsraten ergeben und in ATHLET CD eingebaut In der anschlieBenden zweiten Nachrechnung von QUENCH 09 nachfolgend als RC re ference case bezeichnet wurde dann f r die Zr Oxidation das Modell mit den Oxida tionsraten nach Leistikow 1573 K bzw Prater Courtright 1573 K und f r die B4C Oxidation das neue von den Entwicklern bereitgestellte Oxidationsmodell verwendet 38 Damit wurden gute bereinstimmungen zwischen den gerechneten und den experi mentellen Ergebnissen erzielt 4 2 1 Nodalisie
159. zugef hrt stored rod die die in den Brennst ben gespeicherte Energie deutlich erh ht Eine geringe Zunahme dieser Energiezufuhr ist nur noch mit Beginn der Bildung von Schmelze oder Kruste festzustellen Die Energiezufuhr zur Schmelze bzw Kruste stored melt crust ist vergleichsweise sehr gering Der Fehler in der Leistungsbilanz balance of error der ATHLET CD Rechnung ist vernachl ssig bar e Temperaturverlaufe in den Leitungen zum Containment Fur die Ablagerung von Spaltprodukten und Aerosolen sind die Temperaturen der Str mung und der Strukturen im K hlkreislauf von Bedeutung Daher wurde bei dieser Nachrechnung auf die Simulation der Temperaturen der Rohrleitungen im System be sonderer Wert gelegt Insgesamt wurde dieses Ziel gut erreicht Im Allgemeinen liegen die Abweichungen der berechneten zu den gemessenen Temperaturen zwischen 3 5 96 Gr Bere Unterschiede treten zum Teil im Bereich des Plenums und des Dampfer zeugers nach der Phase des Dampfmangels auf Speziell das Temperaturverhalten im Dampferzeuger muss vom Experimentator noch genauer untersucht werden 130 In den nachfolgend diskutierten Darstellungen sind au er der Messstellenbezeichnung eine Ortsangabe und die gemessene Gr e f fluid w wall angegeben Die Langen angaben bei den Messdaten TCWi TCKi TETHi beziehen sich auf die Unterkante des Brennstoffmaterials der Brennst be Beginn der aktiven Kernlange Abb 4 10 9 zeigt errechnete und
160. zwischen dem Brennstoff UO und dem H llrohr des zentra len Brennstabs ROD1 erfolgte und etwas sp ter nach 4655 s bzw 4760 s in den beiden Ringen ROD2 ROD3 Der Leistungsanstieg ab 9360 s auf ca 26 5 kW bei 10260 s f hrt zu einer schnel len Temperaturerh hung wobei Rechnung und Experiment sehr gut bereinstimmen Beim Experiment versagten in der Ebene bei 100 mm ab einer Temperatur von ca 2000 K teilweise die Thermoelemente zur Messung der Brennstofftemperatur Abb 4 4 3 die Rechnung weist noch einen weiteren Anstieg der Brennstofftemperatur bis auf 2250 K aus Auch die H llrohrtemperaturen steigen bei der Rechnung entspre chend den Brennstofftemperaturen weiter an mit Beginn des Leistungsanstiegs aller dings nur um ca 60 K und bleiben in etwa auf diesem Niveau bis zum Beginn der Abk hlphase Dieses Verhalten deutet darauf hin dass die Anzeige der Thermoele mente zur Messung der H llrohrtemperaturen mit Beginn des Leistungsanstiegs und auch w hrend der Abk hlphase fehlerhaft war Die Temperaturverlaufe des Liners und der Isolierung folgen dem Leistungsanstieg Rechnung und Messung stimmen in diesem Bereich und auch w hrend der Abk hl phase ab 11160 s sehr gut berein In der Abbildung Abb 4 4 4 sind Temperaturverlaufe in der Ebene 600 mm dargestellt F r die Linertemperaturen liegen keine Messwerte vor Ab ca 8000 s wurden einige Messaufnehmer des Brennstoffs und der H llrohre beschadigt oder verlage
161. 0 500 0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1 11 12 13 14 15 L nge Abb 4 3 6 QUENCH 08 Axiales Temperaturprofil Shroud nach 3245 s Beginn der Transiente 294 ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 H2 out calc 0 8 rate H2 exp c 2 0 6 2 0 4 Oo 0 2 0 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 3 7 QUENCH 08 Vergleich der H2 Erzeugungsraten ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 250 H2 out calc 200 intl H2 exp 150 2 0 Oo 100 50 0 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 3 8 QUENCH 08 Vergleich der integralen H Erzeugung 295 ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 1 4 rod 550 mm 650 mm 1 2 750 mm 850 mm 950 mm 1 1050 mm 4 PA 1150 mm A x E 9 9 0 6 0 4 a S 0 2 e 0 lt i 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 3 9 QUENCH 08 Zeitliche Entwicklung der Oxidschichtdicken am Heizstab Rod 2 ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 37756 rod2 before cool down t 5000 s rod2 end of exp t 5000 s rod3 end of exp Intakte Zr Dicke mm 0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1 141 12 13
162. 0 14000 16000 18000 20000 5 Heat balance of Bundle Abb 4 13 11 FPT3 Energiebilanz des B ndels Relative release Abb 4 13 12 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 initial inventory g X 33 57 0 8 lode 1 317 Caesium 19 13 Tellurium 3 026 Antimon 0 048 0 6 Molybdenum 21 06 0 4 0 2 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Total release from bundle Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 B4C Reaction g HBO2 10 co co2 10 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Total release from bundle Freisetzungen aus dem B ndel Relative release Relative release Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 0 3 initial inventory g 0 25 Barium 10 59 v Strontium 5 847 Ruthenium 11 71 0 2 0 15 0 1 0 05 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Total release from bundle Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 0 01 initial inventory kg 0 008 Uran 9 848 0 006 0 004 0 002 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Total release from bundle 9 Abb 4 13 13 Mass d
163. 0 20000 Bal2 kondensiert an Wanden COLPIP Creep rate 1 5 1 0E 06 1 00 06 100000 10000 1000 100 10 1 0 1 0 01 0 00100 0 00010 Creep rate 1 s 0 1 0 08 0 06 0 04 0 02 Abb 4 11 1 Creep rate calculation with ATHLET CD d N N Legend ATHL stand ATHL alter TESPA Cd 1 Rosinger TESPA Cd 10 0 5 06 07 08 09 1 11 12 13 14 15 Reciprocal temperature 1000 T 1 K Stress v 40 00 MPa Stress 46 19 MPa Creep rate calculation with ATHLET CD Legend ATHL stand ATHL alter TESPA Cd 1 Rosinger TESPA Cd 10 600 650 700 750 800 850 900 Temperature Stress v 40 00 MPa Stress 46 19 MPa Halden Kriechgeschwindigkeit als Funktion der H llrohrtempe ratur 375 1 00 06 100000 10000 1000 100 10 1 0 1 0 01 0 00100 0 00010 Creep rate 1 s 1 0E 06 0 1 0 08 0 06 0 04 Creep rate 1 s 0 02 Abb 4 11 2 Creep rate calculation with ATHLET CD Legend stand alter 4 TESPA Cd 1 Rosinger v TESPA Cd 10 5 10 50 100 Cladding stress STRESV MPa stress 1 1547 stress v Temperature 800 C Creep rate calculation with ATHLET CD Legend stand
164. 0 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s H2 Massenstrom SFD Test NRU FLHT 5 160 e Rg 1 H2 tot calc a Rg 1 Bundle calc e Rg 2 H2 tot calc Mem ss as dns ume SoS ae ote 140 Rg 2 Bundle calc m ar e Rg 3 2 tot calc EUN Rg 3 Bundle calc a 2 omes eee yore ts S 120 gr mE yayay Peery Dorner te Ju oO ri gt 100 5 4 amp 80 te Hu a s 60 A 3 40 m 20 d 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Wasserstofferzeuguna Abb 4 8 22 FLHT 5 H Erzeugungsraten und massen 339 SFD Test NRU FLHT 5 4 fwslu1 0 05 Zo 1 Rg 2 3 Rg 3 2 5 E g 2 I 1 5 1 0 5 0 ROD1 rel Massenverteilung SFD Test NRU FLHT 5 crfws1 0 05 Pg 3 H he m RODSB rel Massenverteilung SFD Test NRU FLHT 5 fwslu2 0 0s Rg 1 Rg 2 Rg 3 H he m ROD2 rel Massenverteilung SFD Test NRU FLHT 5 1 00s Pg 1 Rg 2 H he m 0 0 2 0 4 0 6 Porositat Porositat Fluid Gesamtvolumen Abb 4 8 23 FLHT 5 rel Massenverteilung und Porositat 3
165. 0 5 9 04 g 0 4 Bel 0 3 0 3 croxid oxlay2 0 2 0 08 0 2 e 00s 3000 0 s m 3000 05 0 1 3300 0 s 0 1 3300 05 3550 0 s 3550 05 0 6000 0 s 0 v 6000 05 0 1 0 1 0 20 40 60 80 100 120 50 100 150 200 Dicke um Dicke um Oxidschicht F hrungsrohr ATHLET CD 20a 20a PHEBUS AIC aic 21 in Oxidschicht ROD2 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 21 in 0 9 0 9 0 8 0 8 0 7 0 7 0 6 0 6 _ 0 5 _ 0 5 9 04 g 0 4 0 O I T 0 3 0 3 0 2 oxlay3 0 2 roxidl 005 005 041 m 3000 06 0 1 m 3000 05 3300 0 s i 3300 0 s 4 3550 0 s 3550 0 s 0 w 6000 0 s 0 6000 0 s 0 1 0 1 50 100 150 20 40 60 80 100 Dicke um Dicke um Oxidschicht ROD3 Oxidschicht Liner Abb 4 6 4 PHEBUS SFD AIC Oxidschichtdicken im Testb ndel 2 Rechnung 313 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 21 in 100 e H2 BUNFL 80 60 40 Erzeugungsrate mg s 20 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 Zeit s H2 Erzeugungsrate ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 21 in H2 MASS tot H2 BS 9 9 c 2 D 2 N LLI a SS 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 Zeit s H2 Erzeu
166. 0 8000 10000 12000 14000 Zeit s 1600 1400 1200 s 1000 8 800 Rod1 Rech Rod2 Rech EES Rod3 Rech Shroud Rech Fluid Rech 400 TFS 2 6 F Exp T geet ele geng TFS 5 6 Exp 200 13200 13250 13300 13350 13400 13450 13500 13550 13600 13650 13 Zeit s Abb 4 12 3 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 250 mm H he 395 10 Nachrechnung mit ATHLET CD 1600 1400 1200 lt 1000 8 8 800 Rod1 Rech Rod2 Rech pug Rod3 Rech Shroud Rech Fluid Rech 400 TFS 3 8 Exp mm TFS 5 8 Exp 200 PERRO 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s 1600 1400 1200 2 s 1000 8 8 800 Rod1 Rech Rod2 Rech out Rod3 Rech Shroud Rech Fluid Rech 400 TFS 3 8 Exp TFS 5 8 Exp M 200 13200 13250 13300 13350 13400 13450 13500 13550 13600 13650 13 Zeit s Abb 4 12 4 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 450 mm H he 396 QUENCH 10 Nachrechnung mit ATHLET CD 2500 2000 a N Ka 1 5 1500 8 erba ulli iA SN N S ai E 1000 Get Ier Rod2 650mm Rech ae Rod2 750mm Rech TSH 10 90 650mm Exp 4u TS
167. 0 9 mm Der metallurgischen Nachun tersuchung der Stabe VOI101 Ring 1 und VOI103 Ring 2 entsprechend wurde beim Experiment dieser Wert oberhalb von 0 6 m nahezu erreicht ADR 92 In den unteren Bereichen wurde bei den Nachuntersuchungen keine wesentliche Oxidation festge stellt zwischen 0 25 und 0 6 m nur eine teilweise Oxidation der H llrohre Bei der Rechnung dagegen zeigt sich eine stetige Zunahme der Oxidschichtdicke beginnend ab 0 05 m Die errechnete Schichtdicke ist dabei bis zu einer H he von ca 0 55 m deutlich gr Ber als im Experiment Dadurch wurde in der Rechnung die Energieabfuhr vom Brennstoff an das Fluid in diesem Bereich mit der Folge behindert dass sich dort 64 Vergleich zum Experiment eine h here Temperatur des Brennstoffs einstellte In ei ner H he von ca 0 6 m betr gt der maximale Wert bei ROD2 ca 0 77 mm und ca 0 55 mm bei ROD3 Danach nimmt die errechnete Schichtdicke im Gegensatz zur ge messenen deutlich ab Bei der lteren Rechnung im Vorhaben RS1100 STE 03b wurde in der Ebene um 0 6 m eine maximale Schichtdicke von 0 9 mm ermittelt Dar ber nahm die Schichtdi auf 0 45 mm ab Die Oxidschicht des Liners mit einem Maximalwert von ca 0 27 mm bei 0 6 m ist ge gen ber den Schichtdicken der H llrohre wesentlich geringer die axiale Zu und Ab nahme der Dicke ist aber ahnlich Abb 4 5 5 e Abschmelzverhalten und Energiebilanz Die mit 2030 K vorgegebene Schmelztemperatur des me
168. 0 K erreicht wurde Die angegebenen Temperaturwerte wurden in einer H he von 600 mm gemessen Abb 4 4 4 Die Abk hlung erfolgte durch langsames Absenken der Leistung um die Geometrie des zerst rten B ndels zu erhalten Die f r die Rechnung erforderlichen Randbedingungen Eingabedaten f r die B ndel leistung die eingespeisten Massenstr me und den Druckverlauf im B ndel wurden aus den vorgegebenen Messwerten ermittelt Abb 4 4 2 Die zur Nachrechnung verwendete axiale Leistungsverteilung wurde der Darstellung in ROM 91 entnommen Bei dieser Nachrechnung wurde die Oxidation des Zirkons mit den Beziehungen von Leistikow 1573 K und Prater Courtright 21573 K verwendet Die H llrohroxidation wurde auf die AuBenseiten die Oxidation des Liners auf die Innenseite beschr nkt 54 Bei der Festlegung der Materialdaten ergab sich das Problem dass beim Experiment bereits w hrend der Oxidationsphase H und im weiteren Verlauf des Experiments He in die por se Isolierschicht eingedrungen war wodurch sich die thermische Leitfahig keit der Isolierung wesentlich erh ht hatte In MAR 91 bzw ROM 91 sind zwar An gaben zur thermischen Leitf higkeit bzw zur spezifischen Dichte des Isoliermaterials enthalten diese Angaben beziehen sich aber auf mit Luft gef lltes por ses Material das in dieser Form w hrend des Versuchs nicht vorgelegen hatte Bei Nachrechnun gen konnten mit diesen Angaben keine zufrieden stellenden Ergebnis
169. 00 Td 3 1100 Tcl 3 1200 Tcl 3 1250 Td 3 1300 Td 3 1400 4 Td 3 1500 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Cladding 3rd Ring Temperature Temperature K Temperature K 2500 2000 1500 1000 500 2500 2000 1500 1000 500 Saas ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER SF1 Tcl 2 0200 To 2 0400 2 0500 A Tol 2 0600 w Tel 2 0700 X Td 2 0800 94 Tcl 2 0900 e Tel 2 1000 2 1100 e 2 1250 Td 2 1500 2000 4000 6000 5 Cladding 2nd Ring Temperature ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER SF1 8000 10000 Tsh 0200 Tsh 0500 Tsh 0900 w Tsh 1100 59 2000 4000 6000 5 Shroud Internal Temperature SF1 Temperaturverlaufe der Hullrohre und in der Umfassung 8000 10000 LEV Abb 4 14 5 ATHLET CD_2 1a 2 00 PARAMETER SF1 2500 j 1200 2000 4 1500 s 8 1000 500 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Cladding Maximal Temperature ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER SF1 600 7 2102 2 0200 2 2 0400 500 4 zro2 2 0800 D 2102 2 0900 1 400 2102 2 1000 zro2 2 1100 m zro2 2
170. 00 50 60 70 80 90 100 110 120 Blowdown time s Heater temperature Abb 4 11 10 Halden Heizertemperaturen wahrend Aufheizphase Test IFA 650 2 380 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 900 A ef eg ce Put 2E _ 800 Pd lt 9 7 700 Sa d Legend E S a 2 1000 E TCC2 1300 600 ai T TCC3 1300 E 1000 mm Fou 1150 mm 3 1284 mm z 500 50 60 70 80 90 100 110 120 Blowdown time s Cladding temperature Abb 4 11 11 Halden H llrohrtemperaturen Aufheizphase Test IFA 650 2 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 Legend PFI Pfuel Stress 6 Stress_7 Pressure bar Stress MPa 50 60 70 80 90 100 110 120 Blowdown time s Fuel rod pressure and effecitve cladding stress Abb 4 11 12 Halden Brennstabinnendruck und Hullrohrspannung Test IFA 650 2 381 Strain ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 0 4 Legend 1000 mm 1050 mm 0 3 1150 mm 1284 mm 0 2 0 1 5 er 0 mt 50 60 70 80 90 100 110 120 Blowdown time s Cladding strain Abb 4 11 13 Halden Relative H llrohrdehnung Test IFA 650 2 Strain ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA
171. 00 Zeit s B ndelleistung ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 b9p 21 in 2 1 5 T level mm 2 e 0 075 0 7625 x 1 VOIE92 press exp a 0 5 0 T T T T T T T 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Dr cke in verschiedenen H hen Abb 4 5 1 ATHLET CD 20 11 PHEBUS B9 b9p 21 in 2 5 2 T 9 g 1 5 e Dampf g m He 2 er VOIE92 H20 exp 9 1 UE VOIE69 He exp 8 0 5 pf tr 2 EH 4 0 5 e e 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Eingangsmassenstr me ATHLET CD 20 11 PHEBUS B9 b9p 21 in 1000 0 mm e TFLUID 01 900 e TC38 P eB TC39 x 9 40 5 800 4A TC41 T v 42 700 600 500 T T T T T T 0 2000 4000 PHEBUS SFD B9 Anfangs und Randbedingungen des Versuchs 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Fluidtemperatur bei 0 mm SOE Abb 4 5 2 Temperatur K Temperatur K ATHLET CD_20a 11k PHEBUS B9 b9p_21 in 2500 2000 1500 1000 500 O 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Brennstofftemperatur bei 200 mm ATHLET CD_20a 11k PHEBUS B9 b9p_21 in 2500 J e TTA m TT 2 2000
172. 00 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 1 3 QUENCH 07 Temperatur des Absorberstabs bei 750 850 950 mm Eckstab A ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 3000 950 mm Contr calc s ROD2 calc ROD3 calc 4 Shr calc Fluid calc eB TFS3 13 exp 2000 TFS4 13 exp rr TFS5 13 exp A TSH13 90 exp NT PIT Temperatur K 1000 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 1 4 QUENCH 07 Temperatur bei 950 mm 281 ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 e 2 tot calc Steam 9 calc 9 rate H2 exp H2 Erzeugungsrate g s 0 500 1000 1500 2000 2500 2000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 1 5 QUENCH 07 Erzeugungsrate ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 250 e 12 tot calc Bundle calc H2 CRGT B4C calc 200 jntl H2 exp 9 o 150 c 3 o 3 N cu 100 T 50 0 P 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 1 6 QUENCH 07 H Erzeugung 282 0 03 0 02 Erzeugungsrate 9 5 A Abb 4 1 7 10 Masse g Abb 4 1 8 ATHLET CD 12e 11j QUENCH 07 CO calc CO2 calc CHA calc 2 10 calc rate CO exp rate CO2 exp rate CH4 exp 500 1000 1500
173. 00 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 H2 2 CH4 generation FPT3 Rg2 H Erzeugung Oxidation von Zr und B C Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Mass of zirconium metallic oxide Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 legend mass fraction 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s B4C total oxidized mass fraction oxid total mass Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 Thickness mm legend level 3 pn level 5 zer level7 level 9 v level 11 mS JEE evel 13 level 15 suec Jeyel17 s level 19 level 21 evel 23 w ee e et nios otk 4000 6000 8000 Time s Cladding oxide thickness ROD1 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 0 6 e gt Thickness mm 0 2 legend e level 3 m evel 5 9 level7 level 9 v level 11 x level 13 level 15 level 17 level 19 een evel 21 evel 23 amp amp E 1 ee Fe k a
174. 00 s bei einer H llrohrtemperatur von ca 1400 K de tektiert die erste Spitze nach 576 s bei einer Temperatur von ca 1700 K Nach Beendigung des Experiments wurde das B ndel visuell und metallurgisch unter sucht Die meisten Materialansammlungen sind im Bereich der Abstandhalter zu fin den Es wurde rtlich die Bildung von Eutektika zwischen den Inconel Abstandhaltern und den H llrohren festgestellt Die axiale Ausdehnung der schweren Zerst rung er streckte sich innerhalb des Bereichs in dem mehr als 2 6 m 70 96 der Brennst be unbedeckt war ber eine L nge von mehr als 1 m Weitere experimentelle Ergebnisse werden beim Vergleich mit den analytischen Er gebnissen angesprochen Die f r eine Analyse erforderlichen wesentlichen physikalischen Gr Ben sind die in das B ndel eingebrachte Leistung der in die Teststrecke eingebrachte K hlmittelstrom der Druck in der Teststrecke die Eintrittstemperatur des K hlmittels In Abb 4 9 1 sind die in den Eingabedaten vorgegebenen Randbedingungen f r die B ndelleistung den K hlmassenstrom den Druck und die Temperatur des K hlmittels dargestellt F r die Nachrechnung von NRU FLHT 2 wurde die bereits in Kap 4 8 1 beschriebene und f r die Nachrechnung des Experiments NRU FLHT 5 eingesetzte Nodalisierung verwendet Der Einzelstab ROD3B musste allerdings dem repr sentativen Stab ROD1 zugeordnet werden weil im Experiment NRU FLHT 2 kein Einzelstab vorhande
175. 00 und 14000 s sowie im Bereich um 15500 s freigesetzt Bezogen auf das Anfangsinventar liegt bei St rfallende die freige setzte akkumulierte Masse der Rechnung f r Cs bei 93 95 f r bei 90 96 f r Xe bei 93 96 und f r Te bei 90 96 Die entsprechenden experimentellen Werte liegen f r Cs bei 84 96 f r bei 97 96 f r Xe bei 100 und f r Te bei nur 44 96 Die Freisetzung der mit tel fl chtigen Spaltprodukte wie Ba und Mo nimmt ab 12000 s allm hlich zu und im Zeitbereich nach 14555 s sehr stark wenn die Reaktorleistung erh ht wird Bezogen auf das Anfangsinventar liegt bei St rfallende die freigesetzte Masse der Rechnung f r Ba bei 10 6 und f r Mo bei 65 5 Die entsprechenden experimentellen Werte lie gen f r Ba bei 35 96 und f r Mo bei 77 Damit ist die bereinstimmung zwischen den gerechneten und gemessenen Freisetzungsmengen insgesamt zufriedenstellend Le diglich bei Te betr gt die Abweichung zwischen Rechnung und Experiment ber 100 198 4 16 3 Nachrechnung des Versuchs LOFT FP 2 Die Nachrechnung des Versuchs LOFT FP 2 mit der Programmversion ATHLET CD 1 2D 1 1G im Rahmen des BMWA Vorhabens 150 1241 wird in DRA 04a ausf hrlich beschrieben Der von der OECD unterst tzte nuklear beheizte In Pile Versuch LOFT LP FP 2 wur de 1985 im Idaho National Engineering Laboratory INEL USA der LOFT Versuchsanlage Loss of Fluid Test durchgef hrt Die LOFT Anlage simulierte einen amerikanischen Westingho
176. 0000 Time s ZrO2 2nd Ring ROD2 Thickness SF1 Oxidschichtdicke und H Erzeugung run2 ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 0 3 Gh2_out 0 25 Massflow rate 0 5 e a 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Hydrogen Outlet flow rate ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 9 2 Bundle calc Melt crust calc Mass g 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Total Hydrogen generation ger ATHLET CD_2 1a 2 00 PARAMETER GEI 1 8 rn e e 1 6 Da 1 4 He 1 Top3 ps Bottom 1 Bottom 2 0 8 Bottom 3 S 8 06 0 4 0 2 0 0 2 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Top and bottom quench front ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI pu Liquid in Liquid out m Vapor in o Vapor out o bai gt 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Mass balance of in outflow of vapor and liquid Abb 4 14 12 ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER SF1 Elevation m 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Collapsed level in test section ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER GEI 40 Gv in vapor out TQWFL in 30 liquid out 2 10 D z 20 o s 10
177. 0000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 150 mm 907 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 3000 T 3000 T t 1 level 8 d level 9 o TCW1 Fuell6 o TUS1 1246 mm 1 2500 9 TCK25 Inn Sh T 2500 TUS2 1246 mm _ s TCB24 Inn Sh TCW1 Fuelt6 lt x TCK61 Sh lt e TCB27 Inn Sh Q Rod TCK26 Inn Sh 9 2000 J 8 2000 sh t e Rod_2 gt 11 t C Rod 5 Fluid GE 5 1 51 4 e 2 1500 S out 1 T 1900 F f 5 1 4 1 1000 TETTE TIAS ur 1000 e x ax i gt ch Je genon 242 500 T gt 500 lt s 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 5 Temperature at elevation 200 mm Temperature at elevation 250 mm Phebus FPT3 calculation ATHLET CD 2006 06 06 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 level 11 TCK31 Inn Sh TCB30 Inn Sh TCK64 Out Sh C Rod Rod 1 Rod 2 Fluid level 10 TUS1 2312 mm TUS2 2 312 mm TOW2 Fuel10 TCK28 Inn Sh TCB29 Inn Sh TCK63 Out Sh C Rod Rod 1 Rod 2 Fluid
178. 06 500 0 0 5 0 0 5 1 1 5 2 2 5 3 3 5 H he m Abb 4 9 16 FLHT 2 ROD2 axiales Temperaturprofil Var 1 350 ATHLET CD 20 20 FLHT 2 flht2 04 in zum OW Steam 9 1000 900 800 700 600 500 400 300 200 H2 Erzeugungsrate Dampfmassenstrom mg s 100 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s H2 Massenstrom ATHLET CD 20 20 NRU FLHT 2 flht2 04 in 9 2 tot calc Bundle calc H2 Erzeugung g 0 100 200 2300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s Wasserstoff Erzeugung Abb 4 9 17 FLHT 2 H2 Erzeugungsrate und erzeugte Masse Var 1 351 ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 05 in 3000 level inch 2500 2000 x D 1500 5 1000 500 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 Zeit s Abb 4 9 18 FLHT 2 H llrohrtemp in den Ebenen 1 52 3 18 m Var 2 ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2_05 in 3000 2500 2000 G 1500 o 1000 500 0 0 5 0 0 5 1 1 5 2 2 5 3 3 5 H he m Abb 4 9 19 FLHT 2 ROD2 axiales Temperaturprofil Var 2 352 ATHLET CD 20 20 FLHT 2 flht2 05 in 3000 BYTE Was 2000 Temperatur K 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s Abb 4 9 20 FLHT 2 H llrohr und Linertemperatur bei 1 83 m Var 2 ATHLET C
179. 09 in e Ag total release Ag rel rate 0 21 30 20 10 0 t m a 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Ag ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 50 e total release F In rel rate 1 11 40 30 20 10 0 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von In rel Freisetzung 96 Freis rate mg s rel Freisetzung 96 Freis rate mg s oa gt D 100 80 60 40 20 ATHLET CD 20 FPT2 2 09 in Cd total release rate 0 33 e qme emere SR 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Cd ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in Sn total release r rate 1 02 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Sn FPT2 Freisetzung von Absorber und Strukturmaterial AIC Sn 026 ATHLET CD 208 FPT2 fpt2_09 in 0 06 0 05 0 04 0 03 0 02 Relative Masse 96 0 01 0 5000 10000 15000 20000 _ Zeit s Abb 4 10 18 FPT2 Integrale Ablagerungen einiger Elemente ATHLET CD 20B FPT2 fpt2_09 in 1000 500 Aglaero 100 e wall 50 m Cslaero Csl wall 10 05212 aero 5 3 Cs2l2 wall Bal2 aero Ablagerung mg
180. 1 Central part of the PARAMETER facility YUD 06 Zr 1 Nb Guide tube 0 Zr 1 Nb cylinder Steam Ar H Zr 1 Nb Shroud Thermoinsulation SS Tube 120x118 Abb 2 7 3 SF1 Details of the top of the bundle YUD 06a 278 Unheated rod Zr 1 Nb cladding Nb UO pellet 2 Insulation ZYFB 3 270 8 24 mm 58 mm Body SS tube 133x121 Tantalum heater Cooling jacket SS tube 8x1 step 10 mm Heated rod Zr 1 Nb cladding pellet 9 13x7 73 Abb 2 7 4 SF1 Cross section area of the test bundle YUD 06 Thermocouple _ penetration 55 Cuelectrode ALO insulation uge ALDy insulation UO pellet Ze 1 Nb cladding Zr 1 Nb cladding 8 9 13 1 73 3413x733 3310 Heated length 1275 Heated length 1275 mm Mo electrode Steam inlet 175 Steam inlet 75 AMO insulation Flooding level 59 looding level 54 0 Spnng Cu electrode Abb 2 7 5 SF1 Fuel rod simulators heated and unheated rod YUD 06 279 o ES D E E t e E ES SE EE Lo 5 5 E s e SS eS o 5 9 2 S e EE EE Im FEMA TS RX OUTERLP 4000 inspeisung SANK SSSSSS SSS SSSSSSS SS SS SS SSSSSSS SS SSSSSSS SS Sv SS a GE Tr
181. 1 02 03 04 05 06 Heated length m Cladding temperature Abb 4 11 18 Halden Axiale Verteilung der Hullrohrtemperatur Test IFA 650 2 384 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 Legend ALHR P Rod length LHRFSUI P Heater length G Spray 10 Power kW m or mass flow 10 g s 0 100 200 300 400 500 600 700 Blowdown time s Linear heat rate of fuel and heater spray mass flow rate Abb 4 11 19 Halden Randbedingungen f r Test IFA 650 3 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 Power length KW m 0 1 0 0 1 02 03 04 05 06 07 08 Heated length m Linear heat rate of fuel Abb 4 11 20 Halden Axiale Verteilung der Brennstableistung Test IFA 650 3 385 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 Legend P631 000 x 632 000 1 Pipe out 1 P634 000 Tank Pressure bar 20 0 20 40 60 80 100 120 Blowdown time s System pressure Abb 4 11 21 Halden Druckverlauf wahrend Blowdown Test IFA 650 3 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 500 Legend 1000 TCC2 1300 BR TCCA 1300 Oo 400 996 mm Ei 1140 mm 1284 mm a 5 300 200 20 0 20 40 60 80 100 120 Blowdown time s
182. 1 4 1 5 5 d 2 1500 1000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Temperature at elevation 800 mm Temperaturverlaufe im Testb ndel 600 800 mm Temperature K Temperature K level 18 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 TUS1_7 731 mm TUS2_7 731 mm TCW7 Cladi6 TCX11 Guid T TCK39 Inn Sh TCK38 Inn Sh TCK68 Out Sh C Rod Rod 1 Rod 2 Fluid S 1 4 S out 500 4000 6000 8000 rome oF 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 700 mm Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 level 22 TUS1_1 246 mm so TUS2 1246 mm TCW1 Fuelt6 TCB27 Inn Sh TCK26 Inn Sh ET css es x TCK62DFOut_Sh C Rod Rod 1 Rod 2 Fluid S 1 4 S out 500 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 900 mm 60v Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 3000 ROD1 CRTC 2500 e 008 so 9008s 100416 lt 4 110355 009 120406 5 150058 8 16005 S 1500 16508 5 17363 5 17513 E 2 1000 300008 500 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2
183. 1 4 1 5 Lange m Abb 4 3 10 QUENCH 08 rtliche Verteilung des nicht oxidierten Zirkons 296 ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 rod met Schmelze met Kruste ker Schmelze ker Kruste Masse kg 3000 3100 3200 3300 3400 3500 3600 3700 3800 3900 4000 Zeit s Abb 4 3 11 08 Massen von metallischer keramischer Schmelze und Kruste ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 1 2 1237755 rod2 before cool down 1 15 t 5000 s rod2 end of exp t 5000 s rod3 end of exp D 1 1 2 3 1 05 8 2 1 2 0 95 o 0 9 0 85 0 8 0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1 11 12 13 1 4 1 5 Lange m Abb 4 3 12 08 rtliche Verteilung der relativen Massen 297 OFFPIPE SHROUDO BEEN INPIPE SUPPEAT Abb 4 4 1 PHEBUS SFD C3 ATHLET CD Nodalisierungsschema der Teststrecke 298 662 ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 c3p 30 in ATHLET CD 20 11 PHEBUS C3 c3p 30 in coreidata 25 e power exp I 5 5 P 15 d 2 2 2 e D o 10
184. 100 K ber den gerechneten Werten Die Spitzenwerte der Temperatu ren in diesem B ndelbereich werden von der Rechnung zu etwas sp teren Zeiten er reicht und bersteigen dann die gemessenen Daten Der steile Temperaturanstieg bei 250 mm nach 10200 s im Experiment bzw nach 11000 s in der Rechnung wird von Schmelzmaterial hervorgerufen das aus h heren Bereichen nach unten verlagert wird und dort aufgrund des Temperaturanstiegs zu einer verst rkten Oxidation f hrt Der deutliche Temperaturabfall nach 11200 s wird durch das Nachlassen der exothermen Oxidationsreaktion infolge der zunehmenden Oxidationsschichtdicke hervorgerufen Die gemessenen Temperaturen der Brennst be verlaufen in dieser Ebene 250 mm anders als in den Ebenen darunter 200 mm bzw dar ber 300 mm deutlich unter halb den gerechneten Temperaturen Die Temperaturen der B ndelumfassung werden von der Rechnung w hrend der gesamten Testphase gut wiedergegeben Die Abwei chungen zu den Messwerten liegen unter 100 K In diesem unteren Drittel des beheizten Bereichs wird von der Rechnung zum Ende des Versuchs ab ca 16000 s kurz nach Beginn der letzten Leistungssteigerung ein erneuter deutlicher Temperaturanstieg ausgewiesen der in den dar ber liegenden E benen Abb 4 13 4 nicht so ausgepr gt auftritt Der Grund hierf r liegt darin dass sich zu dieser Zeit erneut Material von oberen Ebenen nach unten verlagert Der Austritts massenstrom nimmt gleichzeitig weg
185. 1200 p zro2 2 1300 H 200 202 2 1400 W 200 100 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s ZrO2 2nd Ring ROD2 Thickness eo a Massflow rate g s o a Mass g ATHLET CD_2 1a 2 00 PARAMETER GEI 0 2 d 2 out o 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Hydrogen Outlet flow rate ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 40 Mn2 Bundle calc Melt crust calc 30 20 10 0 memo r r 4991 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Total Hydrogen generation SF1 Maximale Temperatur Oxidschichtdicke und H2 Erzeugung ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER SF1 ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER GEI 1 8 1 d EE SE Wee 2 CORE3 KE n g 2 T CORE lt Top gt UE Top2 E lt Top3 1 Bottom 1 c Bottom 2 08 Bottom 3 8 06 0 4 0 4 0 2 0 2 0 0 0 2 T 9 91 T T 0 2 T e 8000 8200 8400 8600 8800 9000 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Time s Top and bottom quench front Collapsed level in test section ATHLET CD 2 1a 2 0b PARAMETER SF1 ATHLET CD 2 1a 2 0b PARAMETER SF1 30 40 m Gwin 25 IL vapor out mere pe TQWFL in
186. 1500 1000 500 T 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Temperatur des Liners bei 200 mm Temperatur K Temperatur K 2500 ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 b9p 21 in 2000 1500 200 mm ROD3 TC15 RODO7 TC16 ROD18 1000 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s H llrohrtemperatur bei 200 mm ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 b9p 21 in 2500 2000 200 mm e 5 r TC64 SHR 1500 1000 500 0 90 19 E O De D I D I 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Temperatur der Isolierung bei 200 mm PHEBUS SFD B9 Temperaturverlaufe in der Ebene 200 mm 906 Abb 4 5 3 Temperatur K Temperatur K ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 b9p 21 in 2500 700 mm e ROD3 2000 mr TC01 ROD23 1500 1000 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Brennstofftemperatur bei 700 mm ATHLET CD 20 11 PHEBUS B9 b9p 21 in 2500 700 mm TTA 2 SES TC25 Liner ext HA 26 Liner ext EF 1500 1000 500 T T T T 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Temperatur des Liners bei 700 mm
187. 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 Elevation m Mass distribution ROD1 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 1 2 ROD2 SLFW 0 05 om 9008s 10041s U 11035 s 120405 oz 15005 s 9 5 160055 mer 16508 e 173635 see 175135 300005 Relative mass distribution 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 Elevation m Mass distribution ROD2 Abb 4 13 10 FPT3 Massenverteilung Porositat 1 2 Relative mass distribution Porosity Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 1 E r1 ROD1 CRFW p 00s u 9008s lt 10041 s 11035 s 12040 s 15005 s 16005 s 16508 s o a 17363 s 17513 s 300005 gt o 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Mass distribution of solid absorber material Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 ROD1 PORO 00s m 9008s 100415 11035 s 12040s 15005s 16005s 16508 s 17363 s 175135 300005 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Porosity in Bundle viv Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 30 legend Bundle e Oxid 20 gt Fluid Losses Stored Rod 7 Stored Melt ic 10 Stored Crust 0 10 4000 6000 8000 10000 1200
188. 200 2400 2600 2800 3000 3200 3400 3600 3800 4000 Zeit s B4C Oxidationsrate ATHLET CD_20a 11k QUENCH 09 que09_16 in H2 CRGT B4C calc CO calc CO2 calc CH4 calc 2 10 calc intl CO exp intl CO2 exp intl CH4 exp 2000 2200 2400 2600 2800 3000 3200 3400 3600 3800 4000 Zeit s 4 Oxidation Abb 4 2 7 QUENCH 09 Reaktionsprodukte der B4C Oxidation Raten und integral erzeugte Massen RC case 291 ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 20 P Input calc Bundle Power calc Ptot exp E505 inner ring 15 e E506 outer ring en pes AR at 4 Leistung kW o 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 3 1 QUENCH 08 B ndelleistung ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08 1800 350 mm e Rodi unh calc 1600 Rod2 calc Rod3 calc TFS 2 7 exp 1400 TFS 5 7 exp Shroud calc lt 7 0 exp 1200 TSH 7 180 exp TFLUID calc 1000 222 Gii ee 2 2 800 N 600 400 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 50 Zeit s Abb 4 3 2 QUENCH 08 Vergleich der Temperaturen in der Ebene 350 mm 292 ATHLET CD Nachrechnung von QUENCH 08
189. 22 ETFBK3 1 Umlager keram Schmelze 15977 15953 15953 EVCNDL Beginn Leistungsabfall 17363 17363 17363 Tab 4 13 2 FPT3 Freigesetzte Massenanteile f r ausgew hlte Elemente Element Xe Cs Te Sb Mo ATHLET CD 88 9 87 4 88 9 87 4 83 2 75 1 Element Ba Sr Ru U ATHLET CD 92 17 6 9 4 17 6 0 0041 259 4 14 1 PARAMETER SF1 Geplanter Versuchsablauf YUD 06 Main parameters Stage Stage substance FA temper q Medium Heating Time s ture C cooling rate Argon with flow rate of 1 Hearne oF fne 20 100 2 g s and temperature 0 500 within argon b up to 160 C Steam Argon Dy o Menning nude 100 500 with flow rates of 0 1 0 3 K s 500 1600 within the steam and argon flow 3 2 g s ds TTE Steam Argon 500 with flow rates of 1600 2500 power variation 3 2 g s Steam Argon amp Meehan of meme Dangle 500 1200 with flow rates of 0 25K s 2500 5000 transient phase I 3 2 g s Steam Argon 5 Pre oxidation of the bundle 1200 with flow rates of 5000 9000 3 2 g s Define experi Steam Argon mentally as de g o tme a m 1200 1850 with flow rates of sign transient phase 3 2 g s temperature will be reached 7 ne en from Up to satura Water with flow rate of 300 P tion 40 g s per bundle duration TrAmax 18509C reached 260 Tab 4 15 1
190. 3 rechts unten In das Diagramm sind zum Vergleich noch gemessene Temperaturverlaufe TCWA6 TCWA47 und der mit ATHLET CD berechnete Temperaturverlauf TFLUID 26 am B ndelaustritt eingetragen Die Rechnung stimmt mit dem gemessenen oberen Tem peraturverlauf bis etwa zum Zeitpunkt der Umlagerung von Brennstoffmaterial t 16000 s sehr gut berein W hrend der Phase des Dampfmangels infolge der hef tigen Zr Dampf Reaktion im Kern mit dem daraus resultierenden sehr geringen Dampfmassenstrom am Kernaustritt ist ein Abfall im Temperaturverlauf festzustellen Dies korrespondiert mit der relativ zum Dampf h heren Warmeleitfahigkeit des H2 Die exotherme chemische Reaktion kommt zum Stillstand und es steht w hrend dieser Zeit nur noch die vom Treiberkern zur Verf gung gestellte Energie zur Aufheizung des B ndels zur Verf gung Zu sp teren Zeiten hin wird die Temperatur am B ndelaustritt etwas bersch tzt Oberhalb der B ndelregion waren Heizbleche in den Str mungskanal eingebaut mit denen das ausstr mende Gas und die Spaltprodukte auf eine Temperatur von 973 K aufgeheizt werden konnte Dieses wurde im ATHLET CD Eingabedatensatz mit einer Warmequelle in der entsprechenden Region ber cksichtigt Das Plenum nach dem Kernaustritt wurde in der Datensammlung CHR 04 in ver schiedene Gebiete Area C bis G unterteilt Diese Einteilung wurde im Eingabedaten satz beibehalten Das Gebiet Area umfasst den unteren Teil des Plenum
191. 300 Abb 2 6 5 gek hlt Ventile 6304 und VA 6305 sind offen Kurz vor der Druckab senkung Blowdown Phase wird die Reaktorleistung gedrosselt die Schutzheizung HEATER Abb 2 6 3 eingeschaltet und der Zwangsumlauf unterbrochen Ventil VA 6304 Ventil VA 6303 ffnen In der Versuchskapsel stellt sich Naturumlauf ein aufsteigende Str mung im inneren Ring zwischen Brennstab und Schutzheizung nach unten gerichtete Str mung im uBeren Ring zwischen Schutzheizung und Druck rohr Die Versuchskapsel wird durch das Reaktorwasser das durch den Ringspalt zwi schen Druckrohr und Shroud str mt gek hlt Die Unterk hlung ist ausreichend sodass keine Dampfbildung eintritt Hat sich ein station rer Zustand eingestellt wird durch SchlieBen des Ventils VA 6305 und Offnen der Ventile in der Abblaseleitung VA 6333 und VA 6334 die Blowdown Phase eingeleitet Die Auswertung des Druckverlaufs und der Zeitverlaufe der Ventil 140 stellungen zeigt dass der Blowdown beiden Versuchen zeitlich verz gert ist Die Abblaseleitung ist an die Leitung f r den K hlmittelzulauf angeschlossen die mit dem unteren Ende der Versuchskapsel verbunden ist Deshalb str mt das K hlmittel aus der Versuchskapsel ber den K hlmittelzulauf und die Abblaseleitung zum Abblase tank TA 6301 Auch das Wasser aus dem K hlmittelablauf etwa 40 des gesamten K hlmittelinventars folgt nach Passieren der Versuchskapsel diesem Pfad Die Blo
192. 4 14 6 Zusammenfassende Bemerkungen Das als Benchmark Problem spezifizierte PARAMETER SF1 Experiment wurde mit dem Programm ATHELT CD mod 2 1A doppelt blind vorausgerechnet Es wurden drei Rechnungen mit zwei unterschiedlichen Nodalisierungen durchgef hrt wobei in der dritten Rechnung zur Simulation der thermofluiddynamischen Vorg nge anstelle des 5 Gleichungssystems eine Erhaltungsgleichung f r den Gemischimpuls gekoppelt mit Drift flux Modell je eine Erhaltungsgleichung f r die Masse und Energie der Dampf und der Wasserphase das 6 Gleichungssystem getrennte Erhaltungsgleichungen f r Masse Energie und Impuls der Dampf und Wasserphase eingesetzt wurde Bez g lich des thermischen Verhaltens ergaben sich keine gro en Unterschiede wohl aber bei der Beschreibung der Wiederbenetzung des B ndels In der f r den ersten Rechenlauf verwendeten Nodalisierung wurden im B ndel 3 axial gekoppelte Str mungskan le modelliert in denen die Brennstabsimulatoren konzen trisch angeordnet sind Aufteilung 1 6 12 Das Quenchwasser wurde in den mittleren Kanal eingespeist nur der auBere Kanal war mit dem Ausfluss verbunden Mit diesem Nodalisierungsmodell wurde mit 39 4 g die h chste Freisetzung von Wasserstoff er rechnet Nur im mittleren der drei Kan le f hrte die Einspeisung des kalten Wassers zu einer kurzzeitigen vollst ndigen Benetzung der St be Bei der neuen Modellierung der Teststrecke wurde nur ein zentraler Str mungskanal mod
193. 4 725 727 w 600 SG W 2 o TEPF714 45 f e TEPF717 320 OF TEPF715 75f E TEPF728 320 w 5004 TEPF716 190 f 500 400 400 0 5000 10000 15000 20000 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Zeit s SG Temperaturen hei seitig z 5 45 75 190 SG Temperaturen hei seitig z 320 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 600 440 SG TFLUID 4 e SG TFLUID 9 i gt A 3 SG W 4 1 SG W 9 550 3 TEPF190 1500 f 435 e TEPF722 2000 f p pu 3 TEPF730 731 732 w Br e SG TFLUID 10 x SG TFLUID 5 x o TEPF723 1500 f TEPF720 2000 f i adi som TEPF734 1500 w 8 08 SG TFLUID 6 5 See ee 500 KE 2 nu i TEPF721 3000 f 5 430 lt CH E KR E OO S E eluted 450 i 425 400 420 0 5000 10000 15000 20000 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Zeit s SG Temperaturen hei seitig z 1500 2000 3000 SG Temperaturen kaltseitig 2 2000 1500 Abb 4 10 12 FPT2 Temperaturverlaufe im Dampferzeuger 596 Temperatur Temperatur K Abb 4 10 13 435 430 425 420 415 435 430 425 420 415 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 e CP TFLUID 2 e CP W 2 TEPF705 7 6 f TEPF706 11031 BEE SEH 0 5000 10000 Zeit s Temperaturen im kalten Strang 8 1103 15000 20000 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 e CP TFLUID
194. 4 8 12 4 8 13 4 8 14 4 8 15 4 8 16 4 8 17 4 8 18 4 8 19 4 8 20 4 8 21 4 8 22 4 8 23 4 9 1 4 9 2 4 9 3 4 9 4 4 9 5 4 9 6 4 9 7 4 9 8 4 9 9 4 9 10 4 9 11 4 9 12 4 9 13 4 9 14 4 9 15 4 9 16 4 9 17 4 9 18 4 9 19 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 5 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 FLHT 2 rel Massenverteilung der 326 Porositat Fluidvolumen Gesamtvolumen einer Zone 327 Massen met keramischer Schmelzen Krusten 327 H2 Erzeugungsrate und erzeugte H Masse 328 Ein und Ausstr mraten 329 Partaldruck a a 329 Verlauf des kollabierten Wasserspiegels 329 Energiebilanz u 330 Temp verlaufe der H llrohre und ROD3B bei 1 41 m 331 Temp verlaufe der H llrohre und ROD3B bei 2 44 m 332 Temp verlaufe der H llrohre und ROD3B bei 3 04 m 333 Temp verl ufe von Liner und Shroud bei 1 42 m 334 Temp verl ufe von Liner und Shroud bei 2 44 m 335 Temp verl ufe von Liner und Shroud bei 3 05
195. 4 9 20 109 als durchgezogene oder gestrichelte schwarze Kurven ohne Symbole dargestellt die errechneten Daten als durchgezogene bunte Kurven mit Symbolen Die H henanga ben sind teilweise mit level bezeichnet wobei der Zahlenwert die entsprechende he in inches 1 inch 2 2 54 cm angibt Die f r die Nachrechnung erforderliche CPU Zeit betrug ca 2 h auf dem Linux Cluster der GRS in M nchen wobei auf die Vorlaufzeit von 8000 s zur Stabilisierung des Sys tems ca 1 h entfiel e F llstandsverlauf Die F llstandsverl ufe in der Teststrecke sind in Abb 4 9 2 dargestellt Zu Beginn liegt der berechnete kollabierte Wasserspiegel ZCLML ca 0 35 m unterhalb des Messsig nals das dem kollabierten Wasserspiegel entspricht Der schnelle Abfall des F ll stands nach ca 35s ist auf die Reduzierung des K hlmittelstroms von 9 3 g s auf 1 43 g s zur ckzuf hren Innerhalb der ersten 300 s sinken die beiden kollabierten F llst nde bereinstimmend bis auf 1 m Der mit Hilfe von Dryout Daten aus Tempe raturmessungen abgeleitete experimentelle Gemischspiegel verlauft deutlich oberhalb der kollabierten F llst nde Mit Beginn des Aufbl hens und der Schmelzeverlagerung nach 400 s die zu einer Erh hung des Str mungswiderstands f hren zeigt das Messsignal f r den kollabierten F llstand falschlicherweise einen Anstieg des Full stands bis oberhalb des experimentellen Gemischspiegelverlaufs an Insgesamt ergibt der Vergl
196. 40 Lt Abb 4 9 1 Leistung KW a ATHLET CD 20 20 FLHT 2 flht2 03 in e TOTNPOW e SUPERHEAT 400 200 0 200 Zeit s B ndelleistung 400 600 800 1000 ATHLET CD 20a 200 FLHT 2 flht2 03 in 1 55 1 5 1 45 1 4 400 200 0 200 400 600 800 1000 Zeit s Druckverlaufe FLHT 2 Anfangs und Randbedingungen Temperatur K Massenstrom g s ATHLET CD 20a 20a NRU FLHT 2 flht2 03 in 400 200 0 200 400 600 800 1000 Zeit s Massenstr me ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in 900 800 700 600 500 400 300 400 200 0 200 400 600 800 1000 Zeit s Fluidtemperatur ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in H he m 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Abb 4 9 2 FLHT 2 kollabierter Gemischspiegel ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in 3000 2500 2000 lt e ROD1 18 ol ROD2 18 TFLUID 19 T EN St I LATTE 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s Abb 4 9 3 FLHT 2 H llrohr und Fluidtemperaturen bei 1 52 m 342 ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in 3000 2500
197. 500 4000 4500 5000 Time s Channel 100 TCZC 086 730 3C 300 Fuel rod FLHT 5 Temperaturverlaufe im B ndel lt Temperature Temperature K SFD Test NRU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht5 plot019 txt 3000 2500 2000 Ae 1500 ER E sues m 1 63 m lev 064 1000 Clad exp 19 e TFLUID 20 500 e Carr exp CARRA4 19 0 RRE m O 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Channel 027 TCZC 064 000 2A 240 Fuel rod SFD Test NRU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht5 plot008 txt 3000 2500 2000 1500 1000 3 04 m lev 119 er Clad exp 500 35 TFLUID 36 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Channel 132 TCZC 119 550 3C 180 Fuel rod 3000 2500 2000 1500 1000 Temperature K 500 G t 3000 2500 2000 1500 Temperature K 1000 500 Abb 4 8 4 SFD Test NRU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht5 plot092 txt 1 42 m lev 056 Liner exp SHR17 05 Saddle exp SHR17 16 TFLUID 18 Inn 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Channel 026 TCZC 056 000 1L 000 Inner liner SFD Test N
198. 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperaturen im heiBen Strang x 129 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 1050 e HP TFLUID 1 m HP W1 TT 1 o TEPF810 579 f 1000 a 811 579 w 3 Oe p 950 a bd 900 850 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperaturen im heiBen Strang x 579 Temperatur K Temperatur K Abb 4 10 10 FPT2 Temperaturverl ufe der heiBen Leitung 1 1050 1000 950 900 850 1050 1000 950 900 850 ATHLET CD 20 FPT2 fpt2 09 in H HP TFLUID 1 HP W1 TT 1 TETH802B 239 TEPF808 279 f TEPF809 279 w 5000 10000 15000 20000 Zeit s Temperaturen im heiBen Strang x 239 279 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in A FAT oA yore ag y oes e nae dee A Aeg de p am 10 0 9 0 0 HP TFLUID 2 2 1 TEPF813 2079 f TETH800B 2579 TETH801B 2599 5000 10000 15000 20000 Zeit Temperaturen im heiBen Strang x 2079 2579 2599 696 Temperatur K Temperatur K Abb 4 10 11 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in Temperatur K Temperatur K 1050 1000 950 e HP TFLUID 3 900 HP W3 TT 1 6 TEPF814 4079 f TEPF815 5068
199. 5000 20000 Zeit s Freisetzung von Ru ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in e total release E Terel rate 27 7 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Te 896 ATHLET CD 20 FPT2 fpt2 09 15 o E Sr total release a Srrel rate 13 7 E d 10 2 5 5 N 2 9 p s ers e see me 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Sr ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 e U total release Urel rate 0 012 0 8 0 6 0 4 0 2 rel Freisetzung 96 Freis rate mg s 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von U Abb 4 10 16 FPT2 Freisetzung von Sr Ba U Zr rel Freisetzung 96 Freis rate mg s rel Freisetzung 96 Freis rate mg s D e 22 0 05 ATHLET CD 208 FPT2 fpt2 09 Batotal release rate 7 14 a m9m T T 1 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Ba ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 Zrtotal release Zrrel rate 0 29 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Freisetzung von Zr 696 rel Freisetzung 96 Freis rate mg s rel Freisetzung 96 Freis rate mg s Abb 4 10 17 ATHLET CD 20B 2
200. 6 2000 TC 050mm m RODi 08 lt 4 o8 T f 250mm 1500 u s 2 2 1000 200 III 0 2000 4000 6000 8000 Time s Cladding temperatures at 50 250 mm ATHLET CD_2 1a QUENCH 11 q11_37 in 2500 I 4 v ROD1_11 ROD2 11 2000 w TC 550mm e 2 12 lt J TFS 3 10 650 mm 1500 2 w 2 g 1000 500 0 0 2000 4000 6000 8000 Time s Cladding temperatures at 550 650 mm Temperature K 2500 2000 1500 1000 500 ATHLET CD 2 1a QUENCH 11 411 37 in ROD1 09 ROD2 09 350 mm ROD1 10 ROD2 10 TC 450 mm HHH 0 2000 4000 6000 8000 Time s Cladding temperatures at 350 450 mm Abb 4 15 4 QUENCH 11 H llrohrtemperaturen im unteren und mittleren Bereich 9vv Abb 4 15 5 Temperature K Temperature K 2500 2000 1500 1000 500 2500 2000 1500 1000 500 ATHLET CD 2 1a QUENCH 11 qii 37 in ROD1 13 ROD2 13 TC 750 mm ROD1 14 ROD2 14 TC 850 mm ROD3 14 TFS 5 12 850 mm 2000 4000 6000 8000 Time s Cladding temperatures at 750 850 mm ATHLET CD 2 1a QUENCH 11 411 37 in ROD2 17 X TFS 2 15 1150 mm
201. 650 2 0 1 0 0 1 02 03 04 05 06 07 08 Heated length m Cladding strain Abb 4 11 14 Halden Axiale Verteilung der H llrohrdehnung Test IFA 650 2 382 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 Legend 1000 TCC2 1300 TCC3 1300 1000 mm 1150 mm 1284 mm Temperature C 0 100 200 300 400 500 600 Blowdown time s Cladding Temperature Abb 4 11 15 Halden Hullrohrtemperaturen wahrend Test IFA 650 2 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 1200 1000 800 600 Legend TCH1 1055 x TCH2 1195 400 1000 mm Temperature C 1150 mm 1284 mm 0 100 200 300 400 500 600 Blowdown time s Heater temperature Abb 4 11 16 Halden Heizertemperaturen wahrend Test IFA 650 2 383 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 350 300 Temperature C N CH Legend 200 TIA TOA Pipe in 11 v Annulus 17 0 100 200 300 400 500 600 Blowdown time s Coolant temperature Abb 4 11 17 Halden K hlmitteltemperaturen wahrend Test IFA 650 2 ATHLET CD post test calculation Case 3 2e Halden test IFA 650 2 1200 1000 800 600 Temperature C 400 200 0 1 0 0
202. 7 Spring S pellet 2610 mm 1410 2 spacer ZrO pellet 1050 Zry spacer M 550 Zy spacer Zircaloy cladding 210 75 wall thickness 0 725 mm thermocouple penetration QUENCH Brennstabsimulatoren und B C Absorberstab extension piece 2610 mm 1500 1410 Zry spacer spring 1050 Zry spacer 1008 550 Zry spacer pellet Zry 4 guide tube 50 0 eoe SS cladding SS pellet 200 Inconel spacer KA thermocouple penetration 4 21 Fuel Rod Simulator Bundle ALO insulation instrumentation tube POS mm unheated rod shroud Zircal Zry cladding qave476 ZrO pellet central TC Zircaloy tube praaxidation coding jacket tungsten heater Ar coding 210 annular pellet gap 510mm Zincaloy cladding insulation 1075 ZrO fiber wall thickness 0 725 mm 356 40 mm Abb 2 1 4 QUENCH Querschnitt des Testb ndels Abb 2 1 5 QUENCH Versuchsablauf 265 992 2 2 1 429 METERING PUMPS 201 e vil CYLINDERS EE IN OFS 20 0 Ot 850 PHEBUS DRIVER CORE TEST FUEL FLUID SUPPLY SUPERHEATER PRESSURIZED WATER CIRCUIT 80 bars 280 C T PRESSURE CONTROL VALVE FOR THE SFD LOOP CONDENSER GASEOUS EFFLUENTS STORAGE TANK MASS SPECTROMETER FOR CONTINUOUS H2 ANALYSIS 350 C t5 PHEBUS SFD Schema der Versuchsanlage
203. 9 29340 5687 for AIX Vers 8 1 cs gar01 INTEL Compiler for 2827 29700 5733 Linux Version 8 0 Laptop Digital VISUAL 5917 29799 5746 FORTRAN 6 0 0 249 Tab 4 8 1 NRU FLHT 5 experimenteller Versuchsablauf Ereignis Zeit s Leistung 30 kW Eingangmassenstrom 126 g s p Austritt 1 48 MPa Beginn der Str mungsreduzie 2150 rung K hlmittelstrom 12 6 g s 1994 F llstand liquid level 2 9 m 1410 K hlmittelreduktion auf 1300 711 3 0 6 Start der Transiente 0 K hlmittelreduktion auf 1 26 g s 507 K hlmittel gt 1 44 0 5 520 K hlmittel gt 1 26 0 5 670 Auftreten von H gt 793 H llrohrtemperatur gt 1700 K 984 Temperatureskalation steam starvation Brennstabversagen 999 Hullrohrtemperatur 2475 K 1004 Durchschmelzen des Liners 1007 Fullstand gt 0 76 m 1200 Oxidationsfront 1 22 m 1386 Oxidationsfront 3 45 m 2857 Ende Hz Erzeugung 3687 Ende des Tests 4607 250 4 9 1 NRU FLHT 2 experimenteller Versuchsablauf Ereignis Zeit s Leistung 23 kW K hlmittelstrom 9 3 g s Start der Transiente 0 K hlmittelreduktion auf 1 48 g s 35 Brennstabversagen 390 2 70 MPa 1255 T2 1300 K 2 53 m 395 Beginn Temperaturexkursion 530 T 71700 K 2 53 m T 22200 K oberer Bereich 536 Liner Versagen 542 K hlmittel gt shroud 1 Peak H2 Erzeug
204. B ndelanordnung mit einem unbeheizten Zentralstab an stelle des B4C Absorberstabs verwendet Das Experiment QUENCH 08 wurde am 24 Juli 2003 durchgef hrt Die Auswertung des Experiments insbesondere die Materialanalyse zur Erfassung der B ndelzerst rung ist derzeit noch nicht abgeschlossen Der Vergleich der analytischen mit den experimentellen Daten zeigt insgesamt eine gu te bereinstimmung hinsichtlich der Temperaturen und der H Erzeugung Das im Ex periment in der Voroxidationsphase eingestellte Temperaturplateau konnte im Bereich um 950 mm H he erst nach berarbeitung des f r die Nachrechnung von QUENCH Versuchen zur Verf gung stehenden Eingabedatensatzes und Programmkorrekturen seitens der Entwickler erfolgreich nachgerechnet werden Die integrale H2 Erzeugung stimmt in der gezeigten Rechnung Berechnung der Zirkon Oxidation mit Prater Courtright Korrelation bis auf einen etwas verfr hten Anstieg beim bergang zur tran sienten Phase sehr gut mit den experimentellen Daten berein Gegen ber einer mit aktualisierter Programmversion und berarbeiteten Eingabedaten wiederholten QUENCH 07 Rechnung ERD 04d ergibt sich bei der QUENCH 08 Rechnung eine um ca 20 niedrigere H2 Erzeugung QUENCH 07 92 g QUENCH 08 76 g In den Versuchen wurde dagegen bei QUENCH 07 177 g nach neuerer Auswertung STM 04 etwa doppelt soviel gemessen als bei QUENCH 08 85 g Auch die jetzt verbesserte Nachrechnung des Temperaturplateaus
205. BUS FP elements were added as well First iesis oraga 2 Short fuel rod tests with fission product simulants in the gap between fuel pellets and cladding 3 Short fuel rod tests with fabricated fuel pellets selected components were mixed with UO2 powder and the pellets made using cold pressing VTT Ru VTT Helsinki Speciation and transport of Ru oxides have been measured Tests with Ru finished the main concern are accidents with air ingress Effect of high temperature chemistry taking into account SIC release Aim improvement of predictability of iodine spe cies exiting the RCS VERCORS HT CEA Small scale tests facility for generation of data on fission prod tests completed uct release and transport under severe accident conditions three tests with a variety of atmospheres from pure steam to Pure hydrogen with and without PWR control rod materials Ag In Cd B CHIP IRSN Small scale analytical and phenomenological tests providing a first tests available in 2006 kinetic and thermodynamic database to develop and validate models for the calculation of the iodine source term under reac tor accident conditions first tests with Cs 1 steam hydrogen system and In l steam hydrogen system Source Term Topic in vessel WP15 Aerosol behaviour The objective is to quantify the effect of uncertain key aerosol phenomena on the source term ARTIST PSI Villingen Large scale scale test facility for invest
206. Brennstoffs wird im gesamten Zeitbereich bis 18000 s von der Rechnung hinreichend gut wiedergegeben der Temperaturverlauf der H llrohre dagegen nur im Zeitbereich bis ca 2300 s Wahrend der langsamen Leistungssteigerung auf 14 5 kW und dem Ende der Dampfeinspeisung bei 8000 s besteht dann zwischen dem H llrohr verlauf der Rechnung ROD3 und dem Experiment TC15 RODO7 TC15 ROD18 eine Temperaturdifferenz von ca 155 K Nach Beendigung der Dampfeinspeisung nahern sich die Ergebnisse der Rechnung ROD3 und des Experiments etwas an Die Anzei ge des Messaufnehmers TC15 ROD18 scheint im Zeitbereich von ca 11000 bis 14000 s fehlerhaft zu sein Die stufenweise Leistungserh hung im Testb ndel wird vom gerechneten Temperaturverlauf gut wiedergegeben Beim Temperaturverlauf der Isolierung weisen Rechnung und Messung gro e Unter schiede auf W hrend der Kurvenverlauf der Rechnung der Kernleistung entsprechend bis 14000 s ansteigt und dann wieder abf llt weist die Messung den Ebenen bei 200 mm im gesamten Zeitbereich keine nderung auf was auf einen Ausfall des Thermoelements hindeutet F r den Liner liegt keine Temperaturmessung vor In der Ebene bei 700 mm Abb 4 5 3 weist die Rechnung f r den Brennstoff bis ca 12200 s und f r den Liner bis ca 10300 s niedrigere Werte aus Die beim Experiment am Ende der Oxidationsphase von der Temperatureskalation hervorgerufene kleine Temperaturspitze wird auch von der Rechnung wiedergegebe
207. D 20 11 PHEBUS B9 b9p 21 0 9 0 9 0 8 0 8 0 7 0 7 0 6 0 6 _ 05 _ 05 9 04 9 04 O O 0 3 0 3 0 2 0 2 0 1 0 1 oxlay2 e 0 05 0 0 8380 0 5 VOI101 Ring 1 0 1 0 1 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 Dicke mm Dicke mm Oxidschicht ROD1 Oxidschicht ROD2 ATHLET CD_20a 11k 9 b9p 21 in ATHLET CD_20a 11k PHEBUS B9 9 21 in 0 9 0 9 0 8 0 8 0 7 0 7 0 6 0 6 _ 05 _ 05 9 04 9 04 O Bel I T 0 3 0 3 0 2 0 2 0 1 oxlay3 0 1 roxidl e 005 e 0 05 0 m 8380 0 s 0 8380 0 s VOI103 Ring 2 0 1 0 1 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 Dicke mm Dicke mm Oxidschicht ROD3 Oxidschicht Liner Abb 4 5 5 PHEBUS SFD B9 Oxidschichtdicken der Brennstabe und des Liners 308 ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 b9p 21 in ATHLET CD 20a 11k X PHEBUS B9 b9p 21 in 0 9 0 9 porosi e 00s 0 8 9 006 0 8 v 18000 0s j v 18000 0s VOI107 0 7 0 7 0 6 0 6 _ 05 _ 05 1 9 04 9 04 zi I I 0 3 0 3 0 2 0 2 0 1 0 1 0 0 0 1 T T T 0 1 02 03 04 05
208. D 20a 20a FLHT 2 flht2 05 1400 1200 1000 5 900 5 600 400 200 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 Zeit s Abb 4 9 21 FLHT 2 Temperatur der F llk rper saddles bei 1 83 m Var 2 353 ATHLET CD 20 20 NRU FLHT 2 flht2 05 in 1400 H2 tot calc 1200 1000 800 600 400 200 H2 Erzeugungsrate Dampfmassenstrom mg s 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s H2 Massenstrom ATHLET CD 20 20 FLHT 2 flht2 05 in 2 tot calc Bundle calc melt oxi calc H2 Erzeugung g Abb 4 9 22 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s FLHT 2 H Erzeugungsrate und erzeugte Masse Var 2 354 Abb Se r Abb 4 10 2 IN I INN A I ANN nu e ZA ss 22 SS FPT2 Nodalisation der Teststrecke 4 NI Ss d IN 1 ESI EE dp AY SAIS s SST SS EC FPT2 Nodalisation des B ndelbereichs 355 RN Z 5555 NEN 1 E pm 8 N h Ss gt a e Leistung kW e 996 220600 220400 220200 Druck Pa 220000 219800 ATHLET CD 20B FPT2 To 09 in s5 SQPOW o G2 1 33 195 ve G2 2 36 195
209. Diese neuen Systeme mussten auch im ATHLET CD Eingabedatensatz f r die QUENCH 1 1 Rechnung nachgebildet werden 4 15 2 Nodalisierungsmodell der QUENCH Teststrecke Die Nodalisierung wurde im Wesentlichen aus dem QUENCH 10 Eingabedatensatz Abb 4 12 1 bernommen In Abb 4 15 2 ist das f r die QUENCH 11 Rechnung ver wendete Nodalisierungsmodell dargestellt Bei QUENCH 11 wird sowohl das Wasser aus dem zus tzlichen System aux water in Abb 4 15 1 als auch das Quenchwas ser direkt ber die Leitung INPIPE in den Str mungskanal BUNDLE eingespeist Das zus tzliche Heizsystem im unteren Plenum Laux heater in Abb 4 15 1 wird als Heizquelle in der u eren Materialschicht der Struktur OUTERLP simuliert die direkt an den Str mungskanal anschlie t 4 15 3 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen Vor dem Beginn des Experiments ist die Teststrecke bis zu einer H he von 982 mm mit Wasser gef llt Die Temperatur betr gt 382 K Der Versuch l sst sich in drei Pha sen aufteilen Phase 310 s Ausdampfphase bis zum Abfallen des F llstands auf ca 190 mm und einer Aufheizung bis ca 1480 K Phase 2578 s Fortdauerndes Ausdampfen bei weiterer Temperaturerh hung wo bei der F llstand durch Einspeisen von Wasser mit 1 g s im H henbereich zwischen ca 190 bis 175 mm gehalten wird Phase Ill Quenchphase mit Einspeisen von Wasser ab 5500 s mit einer Rate von 17 g s innerhalb von 40 s Der Verlauf des E
210. ETER GEI 0 3 e out 0 25 Massflow rate 0 5 e a 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Hydrogen Outlet flow rate ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 9 Mn2 Bundle calc Melt crust calc Mass g 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Total Hydrogen generation ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 1 8 164 77 kaita ae T 1 4 Lol m 1 Top3 ps Bottom 1 Bottom 2 0 8 Bottom 3 S 8 06 0 4 0 2 0 0 2 8000 8200 8400 8600 8800 9000 5 Top and bottom quench front ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI pu Liquid in o Liquid out m Vapor in o de Vapor out o bai gt 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Mass balance of in outflow of vapor and liquid Abb 4 14 15 ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER SF1 Elevation m 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Collapsed level in test section ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 40 m vapor out TQWFL in 30 liquid out 2 10 D z 20 o s 10 il h Di EL J H 0 8000 8200 8400 8600 8800 9000 Time s Inlet Outlet flows SF1 Verlauf der Que
211. Ein wichtiges Ergebnis des QUENCH 10 Tests dessen Hauptuntersuchungsziel das Oxidationsverhalten unter Einwirkung eines Dampf und Luftgemisches war ist auch dass im Zeitraum der Lufteinwirkungsphase 11626 s bis 13393 s keine Wasserstoff Erzeugung festzustellen ist Bereits nach dem Beginn der Zwischenk hlphase stagniert bereinstimmend in Rechnung und Messung bei ca 9600 s aufgrund der zu niedrigen Temperaturen die Voroxidation jedoch auch in der Phase der Temperatureskalation bei ca 13000 s vgl Abb 4 12 6 wird bis zum Abschalten des Luftstroms mit dem Be ginn des Quenchvorgangs kein Wasserstoff erzeugt Dieser Befund von QUENCH 10 deckt sich mit fr heren experimentellen Ergebnissen wonach keine Dampfoxidation stattfindet also kein produziert wird solange ausreichend Luft bzw Sauerstoff vor handen ist Da in der Literatur bisher keine genauen Angaben verf gbar sind bis zu welcher Sauerstoff Konzentration die Oxidation von Zirkon in Luft eindeutig Vorrang vor der Oxidation von Zr in Dampfumgebung besitzt musste f r die Modellierung in ATHLET CD eine zahlenm ig willk rliche Annahme f r das Ausschalten der Dampf Oxidation bei beginnender Luft Oxidation getroffen werden Der derzeitig bei einem re lativen Sauerstoff Partialdruck p os p ges zwischen 10 und 10 programmierte ber gang f r den Wechsel zwischen Dampf und Luft Oxidation scheint die im Experiment QUENCH 10 vorhandenen Gegebenheiten gut zu simulieren wi
212. H 11 0 1 750mm Exp 500 11 180 750mm Exp 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s 2500 2000 lt 5 1500 8 1000 Rod2 650mm Rech Rod2 750mm Rech TSH 10 90 650mm Exp TSH 11 01 750mm Exp TSH 11 180 750mm Exp 500 13200 13250 13300 13350 13400 13450 13500 13550 13600 13650 13 Zeit s Abb 4 12 5 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 650 750 mm H he 397 2500 2000 1500 1000 500 2500 2000 1500 1000 500 10 Nachrechnung mit ATHLET CD 2000 4000 s chen Rod1 Rech Rod2 Rech Rod3 Rech Shroud Rech Fluid Rech 12 Exp TIT C 12 Exp TSH 12 01 Exp TSH 12 180 Exp 6000 8000 Zeit s 10000 12000 14000 Rod1 Rech Rod2 Rech Rod3 Rech Shroud Rech Fluid Rech TCRC 12 Exp TIT C 12 Exp TSH 12 0 Exp TSH 12 180 Exp B HB 13200 13250 13300 13350 13400 13450 13500 13550 13600 13650 13 Abb 4 12 6 Zeit s 398 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 850 mm H he 10 Nachrechnung mit ATHLET CD 2500 2000 1500 Rod1 Rech Rod2 Rech 7 Rod3 Rech 1000 lt Shroud Rech Temperatur K Fluid
213. HLET CD Validation Matrix PRIORITY HEATING METHOD BUNDLE SIZE CONFIGURATION BURN UP rTzrT dmoomz uumomrvuz d4ommocomcz Strongly recommended for code validation Recommended for code validation Qualified for code validation Decay heat or fission heated Fission heated by driver core Electrically heated rod simulator Small Rod number lt 16 Length lt 0 5 m Tall Rod number lt 16 Length gt 1 0 Medium Rod number 100 Length 1 0 m Preoxidized medium size bundle or assembly Large Rod number 100 Length 1 0 m Reactor core Cladding and grids without fuel Fuel rods and grids only PWR with AIC control rod BWR with B4C control assembly Cladding material and B4C control rod PWR with B4C control rod VVER with B4C control rod RBMK Debris of fuel rod fragments Depleted Uranium Fresh fuel Trace irradiated 1 MWd kg Low burn up 10 MWd kg Medium burn up 40 MWd kg High burn up gt 40 MWd kg No fuel ceramic pellet i e ZrO HEAT UP RATE FLOW CONDITION PRESSURE DEGRADATION FP AEROSOL Model verification Code Validation D Do SD Om OD ISS CS DDT Ir x Low heat up rate lt 0 3 K s Medium heat up rate lt 1 0 K s High heat up rate 1 0 K s Steam flow possibly with inert gas Limited steam flow with global starvation Boil down at begin of experiment Refill at test termination Boil down and refill Hydroge
214. K hlkreislauf diente bei einer konstanten Tempera tur von 533 260 C zugleich als W rmesenke Es wurden verschiedene Arten von Thermoelementen verwendet mit denen Tempera turmessungen des Brennstoffs der H llrohre des Fluids und der Ummantelung erfolg ten Die Temperatur des Liners wurde mit Thermoelementen bestimmt die sowohl auf 10 der Innen zum Str mungskanal als auch auf der AuBenseite des Liners zur por sen Isolierung befestigt waren Die theoretische Dicke der ZrO Isolierung betrug an der AuBenseite des Liners 11 5 mm Die tats chliche Schichtdicke betrug 7 5 mm infolge des Kabelkanals in dem die Thermoelemente angebracht waren Die Thermoelemente zur Temperaturmessung der por sen Isolationsschicht waren in einem Abstand von ca 1 3 der theoretischen Dicke des Isoliermaterials 11 5 mm gemessen vom auBeren Rand angebracht Die Kabel wurden auch hier durch einen Kabelkanal gef hrt so dass die por se Isolierschicht an diesen Messstellen ebenfalls geringer als die theore tische Dicke war Die Temperaturmessungen ergaben in gleichen H hen z T unter schiedliche Ergebnisse Diese wurden auf konstruktive Unterschiede der Positionen der Thermoelemente in gleichen Ebenen zur ckgef hrt Tabelle 2 2 1 zeigt die Testmatrix der durchgef hrten Experimente 2 3 PBF SFD Eine ausf hrliche Beschreibung der Versuchsanlage ist in PET 89a gegeben In der Integralversuchsanlage Power Burst Facility PBF am Idah
215. LET CD 2006 06 01 1000 level 07 800 H T mo x e 2 E 600 c 400 x 200 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Oxidation QOX at elevation 150 mm Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 4000 level 19 C Rod Rod_i 3000 e Rod 2 2000 Oxidation W m 1000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Oxidation QOX at elevation 750 mm Abb 4 13 9 FPT3 Warmequellen je Stab und Langeneinheit Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 4000 level 11 C Rod _ 3000 4 Rode z 5 2000 w 9 1000 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Oxidation QOX at elevation 350 mm Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1000 level 23 H Sar Rod 2 600 9 400 200 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Oxidation QOX at elevation 950 mm Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 ROD1 SLFW 0 05 m 9008s 100415 11035 s 12040 5 X 150055 160055 U 16508 5 173635 17513 5 300005 Relative mass distribution 0
216. METER SF1 2500 e Gin Gv in Gar in 2000 TQWFL AO T 2 lt 1500 E bai a joo tte EE tee 1000 Lr 500 0 a A 4 A 4 rh 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 0 2000 4000 6000 8000 10000 5 5 Inlet Flow Rates Coolant Temperature ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER GEI 0 6 Pgap 1 Pgap 2 0 5 p System T 0 4 BUNDLE calc 5 o s 4 9 03 5 i 20 02 4 0 1 Damm mmm SS RR RER RRE ELE 0 2000 4000 6000 8000 10000 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Time s Internal Rod Gap amp System Pressure Power balance of bundle including unheated region SF1 Anfangs und Randbedingungen f r ATHLET CD oer Abb 4 14 4 K Temperature K Temperature ATHLET CD_2 1a 2 0b PARAMETER SF1 2500 4 Tcl 1 0200 Tcl 1 0400 2000 4 Td 1 0500 A Td 1 0600 4 Tcl 1 0700 Tcl 1 0800 Td 1 0900 1500 Td 1 1000 Tcl 1 1100 Tcl 1 1250 Td 1 1500 1000 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Cladding Central Rod Temperature ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER SF1 Tcl 3 0000 Tcl 3 0200 Ted 3 0400 Ted 3 0500 Tcl 3 0700 Tcl 3 0900 Ted 3 10
217. N mit 0 22 MPa vorgegeben Die Darstellung Abb 4 13 1 enth lt den Druckverlauf der Rechnung im Eintrittsvolumen des B ndels BUNDLE 1 sowie zum Vergleich den in der heiBen Leitung im Bereich point Abb 2 4 1 gemessenen Druckverlauf PRPF707 Die Einspeisetemperatur des K hlmittels in die Teststrecke INTEMP wurde mit 440 K 165 C vorgegeben Zum Vergleich ist in Abb 4 13 1 der gemessene Tempe raturverlauf im B ndeleintritt TCK44 eingetragen Ferner enth lt das Diagramm auch noch die gerechneten und gemessenen Temperaturverlaufe am B ndelaustritt BUNDLE 26 46 TCX47 Die Austrittstemperatur der Rechnung stimmt mit dem gemessenen Temperaturverlauf bis etwa t 10500 s gut berein Dann erfolgt beim Experiment ein Temperaturanstieg der von der Rechnung mit einer Verz gerung von ca 600 s ausgewiesen wird Zu spateren Zeiten hin wird die Temperatur am B ndel austritt von der Rechnung um 200 K bersch tzt Der den experimentellen Daten angepasste Eingangsmassenstrom DEBITH2O des K hlmittels Dampf in das Testb ndel wird entsprechend der Modellierung zwischen den beiden Kernkan len BUNDLE und BYPASS aufgeteilt INFLOW In das Dia gramm Abb 4 13 1 sind zusatzlich noch der aus dem B ndel austretende Dampf massenstrom Exflow vap und der insgesamt austretende Massenstrom Dampf Gase Exflow tot der ATHLET CD Rechnung eingetragen Ab 9000 s beginnt die Phase der heftigen Zr Oxidation Die starke
218. OSO Alle geometrischen Daten entspre chen den Anlagen und Brennstabdaten Die Materialdaten wurden soweit m glich aus den Anlagendaten abgeleitet Eine Auswahl wichtiger Eingabegr Ben f r das Brenn stabmodell ist in Tab 4 11 4 zusammengefasst 4 11 4 Versuchsnachrechnungen IFA 650 2 und IFA 650 3 Im Folgenden werden nur die zwei Versuchsnachrechnungen zu IFA 650 2 und IFA 650 3 beschrieben die bez glich der gew hlten Optionen und Randbedingungen zur besten bereinstimmung mit den Messdaten f hrten Dabei werden auch kurz die Auswirkungen bestimmter Optionen und Anpassungen kommentiert Die Rechnung zum Experiment IFA650 3 ist einer der GRS Beitr ge f r das OECD LOCA Bench mark Eine bersicht ber die durchgef hrten Rechnungen und wesentlichen Ergeb nisse ist aus der Tabelle 4 11 5 ersichtlich Von dem gesamten Versuchsablauf wird nur die Zeit nach dem Blowdown Beginn bis kurz nach dem Beginn der Abk hlungs phase diskutiert e Versuch IFA 650 2 Die Kriechgeschwindigkeit wurde mit den Koeffizienten nach Rosinger berechnet F r die Materialeigenschaften des H llrohrs wurde die Sauerstoffkonzentration mit 0 125 Y und die Wasserstoffkonzentration mit 20 ppm angenommen Damit ergeben sich die Temperaturdifferenzen DeltOXwt 25 K und DeltHppm 4 K Die Kriechge schwindigkeit wurde auf 0 30 1 s begrenzt Die Versuchsrandbedingungen sind in Abb 4 11 5 zu sehen Die Brennstableistung ergibt sich aus der Leistung des Treibe
219. PBF SFD 1 4 ATHLET CD Nodalisierung PBF SFD 1 4 Nukleare B ndelleistung nen PBF SFD 1 4 Brennstofftemperaturen der H he von 0 39 m PBF SFD 1 4 Axiale Profile der H llrohrtemperaturen PBF SFD 1 4 Steuerstab F hrungsrohrtemperaturen PBF SFD 1 4 Temperaturverlaufe des Dampfs des H llrohrs und der B ndelumfassung in der H he von 0 5 m PBF SFD 1 4 Erzeugte Wasserstoffmasse PBF SFD 1 4 Oxidschicht Brennstab in der mittleren Zone ee E E EE PBF SFD 1 4 Axiale Massenverteilung am Ende des Versuchs PBF SFD 1 4 Freisetzungsanteile von Absorbermaterialien PBF SFD 1 4 Normierte Freisetzungsraten von Edelgasen FLHT 5 Nodalisierung der Teststrecke FLHT 5 Anfangs und Randbedingungen FLHT 5 Temperaturverlaufe im B ndel FLHT 5 Temperaturverl ufe im FLHT 5 Oxid Schichitdicken iiec n prre XIII Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb 4 8 6 4 8 7 4 8 8 4 8 9 4 8 10 4 8 11
220. Partikel intakt intakt intakt intakt intakt intakt Brikett zustand Kruste FPT4 Stabe Partikel Simulations Bundel Bundel Bundel Bundel Bundel Bundel Bundel unteres umfang oberes Ple oberes Ple Plenum num num Prozessumfang Spaltprodukt vec Tab 2 1 1 QUENCH Versuchsmatrix Maximale Wasser Maximal H llrohr a stoff Zentral Quench Flutrate senstro Aufheizrate temperatur Nro erzeugung stab medium cm s bei Flutbe vor nach ginn Quenchen K pm g 07 25 07 01 03 07 02 12 Unbeh Wasser 14 42 05 230 600 WWERHillrohr Zr1 Nb 27 09 06 86 Wasser na s os 200 sm WWERH bo BC Severi qwe T ni 1 Test Sec Tab 2 2 1 PHEBUS SFD Versuchsmatrix Test Number of Fuel Pressure Initial Max Transient Test Special Rods Irradiation Syst Rod Heatup Temp Duration Termina Condi GWD tU MPa K s K s tion tion 21F Incl 2 None Stm He 1 9 0 5 0 2upto 2150 7000 2600 S He 0 7 1820 K 100 0 B9R 1 21F Incl 2 None Stm He 2 0 to 0 5 0 1800 7400 2800 S He 0 7 0 0 B9R 2 21F Incl 2 None He Stm 0 5 0 7 0 1 up to 2150 3200 800 R Stm 1000 K a 50 0 b 5 d d d C3 21 Incl 2 H 3 5 0 1 2 2050 6200 61 00 S He Heatup in He 0 0 pure H C3 21 Incl 2 3 5 0 1 2570 11400 S He 6900 2800 0 He 2 0 1 7 2 B9 21 Incl 2
221. Problem mit ATHLET CD analysiert Ziel dieses Experiments war das Ausdampfen eines mit Wasser gef llten B ndels mit anschlieBendem Wie derauff llen zu untersuchen Das Experiment PARAMETER SF1 russische PARAMETER Versuchsanlage des FSUE NPO LUTCH wurde im Rahmen eines doppelt blinden SARNET Benchmark Problems vorausgerechnet Die Besonderheit dieses Versuchs lag darin dass erstma lig die Flutung eines berhitzten Kerns von oben experimentell und analytisch unter sucht werden konnte Die Nachrechnung der Einzeleffektexperimente IFA 650 2 und IFA 650 3 aus dem Halden LOCA project der OECD erfolgte im Rahmen der Vorbereitung und Teilnahme am OECD LOCA Benchmark dessen Basis der Versuchslauf Halden IFA650 3 ist 30 Die Versuche PHEBUS SFD AIC und NRU FLHT 2 dienten bereits zur Validierung von fr heren Programmversionen BAA 90 BES 93 Die Nachrechnung der Versuche PHEBUS SFD B9 und PBF SFD 1 4 war Bestandteil der ATHLET CD Validierung im Vorgangervorhaben RS 1100 siehe STE 03b Mit den erneuten Nachrechnungen sollten die jetzt aktuellen ATHLET CD Versionen mit neuen bzw verbesserten oder erweiterten Modellen z B Ber cksichtigung nichtkondensierender Gase verbessertes Brennstabverhalten Abschmelzmodell Modelle f r das keramische Schmelzen Quenchfront Modell H llrohroxidation und H2 Erzeugung berpr ft werden Insbeson dere sollten mit diesen Modellen physikalische Ph nomene besser nachvollzogen wer den
222. RAMETER GEI 10000 2500 2000 a Temperature e e 500 Tcl 3 0000 8 Tol 3 0200 4 Tcl 3 0400 amp Tcl 3 0500 3 0700 22 05 3 0900 Tcl 3 1000 F Tcl 3 1100 3 1200 e Td 3 1250 3 1300 Tcl 3 1400 3 1500 2000 4000 6000 8000 Time s Cladding 3rd Ring Temperature 10000 Temperature K Temperature K ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI 2500 Tcl 2 0200 Tcl 2 0400 2000 Tel 2 0500 amp Tcl 2 0600 Tcl 2 0700 Tcl 2 0800 2 0900 1500 TcL2 1000 Tcl 2 1100 Tcl 2 1250 Tel 2 1500 1000 500 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Cladding 2nd Ring Temperature ATHLET CD 2 1 2 00 PARAMETER GEI 2500 Tsh 0200 Tsh 0500 2000 Tsh 0700 4 amp Tsh 0900 1100 Tsh 1300 1500 Tsh 1500 1000 500 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 Time s Shroud Internal Temperature Abb 4 14 10 SF1 Temperaturverlaufe der H llrohre und der Umfassung run2 ler Abb 4 14 11 m Thickness ATHLET CD 2 1a 2 00 PARAMETER GEI zro2 2 0200 600 zro2 2 0400 2102 2 0600 zro2 2 0800 zro2 2 0900 zro2 2 1000 zro2 2 1100 400 zro2 2 1200 2102 2 1300 2102 2 1400 e 0 2000 4000 6000 8000 1
223. RU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht5 plot084 txt SHR26 16 2 24 m lev 088 er Liner exp SHR26 05 rer Saddle exp TFLUID 27 LEEREN RSR ai 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Channel 067 TCZC 088 000 IL 000 Inner liner FLHT 5 Temperaturverl ufe im Shroud Temperature K 3000 2500 2000 1 1 Temperature K 500 SFD Test NRU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht5 plot091 txt 1 63 m lev 064 er Liner exp s SHR19 05 rer Saddle exp SHRI9 16 TFLUID 20 000 500 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 3000 2500 2000 1500 1000 500 Time s Channel 056 TCZC 064 000 1L 200 Inner liner SFD Test NRU FLHT 5 dat1 erd trb nruflht5 plot074 tx S 05 m lev 120 Liner exp SHR35 05 er Saddle exp SHR35 16 TFLUID 36 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Time s Channel 006 TCZC 120 000 1L 000 Inner liner SFD Test NRU FLHT 5 SFD Test NRU FLHT 5 oxlay2 0 06 1000 0 s 1210 0 s 1500 0 s 2000 0 s 5000 0 s H he m
224. Rech TSH 13 90 Exp TSH 13 270 Exp 500 exp TCRC 13 TIT A 13 Exp 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s 2500 uu 2000 ee plc x a w Ls 5 M 4 a EN EN D AN E A SE Se E Rod1 Rech CADO E Rod2 Rech he Rod3 Rech A in U 1000 e Shroud Rech A Fluid Rech ME TSH 13 90 Exp fe TSH 13 270 Exp EN 500 exp TCRC 13 A TIT A 13 Exp ER 13200 13250 13300 13350 13400 13450 13500 13550 13600 13650 13 Zeit s Abb 4 12 7 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 950 mm H he 399 LIVU 2000 5 1500 7 NS T D N 5 3 a N IL Ta 1000 E DA A Rod1 t 13392s e Rod2 t 13392s TFS Mittelw vor Quenchbeg 0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1 11 12 13 1 4 1 H he m Abb 4 12 8 QUENCH 10 Axiales Temperaturprofil vor dem Quenchen 400 QUENCH 10 Nachrechnung mit ATHLET CD 0 1 H2 Rech rate H2 MS GAM300 Exp rate Caldos Exp 0 08 c e 2 0 06 5 0 04 lt e I 0 02 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Vergleich der Wasserstoff Erzeugungsrate 80 9 70 D
225. Rechnung erzeugt wird Entsprechend niedriger sind auch die Massen der H Erzeugung aus den H llrohren 28 g und der Beitrag der Oxidation der Schmelze 7 g Im Bereich zwischen 400 bis 550 s stimmt im Vergleich zur ersten Rechnung die integral erzeugte Masse besser mit dem Experi ment berein Auch mit diesem Oxidationsmodell wird die zwischen 550 und 600 s gemessene erste Spitze bei der Erzeugungsrate nicht simuliert Die in der zweiten Rechnung Var 1 ermittelten metallischen Zr Schichten die Oxid schichtdicken und die relativen Massenverteilungen sind denen der ersten Rechnung qualitativ hnlich Die Dicken der Oxidschichten erreichen ebenfalls 0 2 mm Die Po rositat f llt in dieser Rechnung in einer H he um 2 5 m ebenfalls auf ca 0 2 ab und hat dort den geringsten Wert Der bei der ersten Rechnung auftretende minimale Wert der Porosit t von 0 1 bei einer H he von 1 m wird bei der zweiten Rechnung nicht ausge wiesen Das umgelagerte Material f hrt hier nur zu einer Verringerung der Porositat auf 0 4 Ge nderte W rme bergangskoeffizienten des Shrouds 117 Bei der ersten Nachrechnung wurden die W rme bergangskoeffizienten W K der beiden Spalte zwischen den drei verschiedenen Materialien in Abhangigkeit der Tem peratur und der Spaltbreite berechnet Da bei dieser Rechnung der W rmeverlust ber den Shroud vermutlich zu hoch war wurden bei der dritten Nachrechnung Var 2 die W rme bergangskoeffizienten entsprec
226. S 1 4 S 1 4 Temperature K Temperature K 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Time s Temperature at elevation 300 mm Temperature at elevation 350 mm Abb 4 13 3 FPT3 Temperaturverlaufe im Testb ndel 200 350 mm 407 Abb 4 13 4 Temperature level 12 TUS1 3387 mm TUS2 3 387 mm TOWS Fuel10 TCW5 Clad16 TCX9 Gud T TCK32 Inn Sh TCB33 Inn Sh TCK65 Out Sh C Rod Rod 1 Rod 2 Fluid Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 4000 6000 8000 Temperature 500 level 14 TCW4 Fueli6 TCW12 UST_1 TCX10 TCK34 Inn Sh TCB35 Inn Sh TCK66DFOut Sh C Rod Rod 1 Rod 2 Fluid S 1 4 S out 18000 20000 10000 12000 14000 16000 Time s Temperature at elevation 400 mm osttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 ze p Mei h 4000 6000 8000 i N A 5 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Temperature at elevation 500 mm Temperature K Temperature K Temperaturverlaufe im Testb ndel 400 550 mm Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 06 3000 2500 a 1000 500 level 13 TUS1_4 468 mm TUS2
227. T2 Bei FPTO und FPT2 sind groBe Teile des B ndels zerst rt im oberen Teil sind Fragmente des B ndels zu sehen Im untersten Teil ist das B ndel in der ur spr nglichen Konfiguration zu erkennen In dieser Zone erstarrte ein wesentlicher Teil des Absorbermaterials Dar ber befindet sich ein Bereich erstarrter keramischer Schmelze Im mittleren Bereich ein Hohlraum mit keramischer Kruste und weiter oben mit Brennstabfragmenten Es sind mehr als 20 des Brennstoffs geschmolzen Dieser Schmelzeanteil wurde als Versuchziel angestrebt die Sicherheitsmargen wurden je doch eingehalten Der Versuch FPT1 zeigt eine wesentlich geringere Zerst rung da der Versuch etwas fr her abgebrochen wurde als die beiden anderen In Abb 2 4 3 sind auch gerechne ten Massenprofile zu Versuchende dargestellt Sie stimmen gut mit dem experimentel len Befund berein In der Tabelle 2 4 1 sind auch die experimentellen Daten f r die Masse des erzeugten Wasserstoffs und die Schmelzmenge enthalten F r den bisher letzten durchgef hrten Versuch liegen bisher noch keine gesi cherten experimentellen Daten vor die Werte in Klammern wurden durch eine blinde Versuchsnachrechnung mit ATHLET CD unter Verwendung der w hrend des Versu ches gemessenen Reaktorleistung bestimmt 4 ist ein Experiment zur sp ten Pha se der Kernzerst rung bei dem das Kernmaterial in Form eines Sch ttbetts angeordnet war um so die Freisetzung von Spaltprodukten w hrend der s
228. TCL TC1 TC3 THL TH1 TH2 9c K 705 18 2 606 4 1000 1300 1105 1280 TC 4 TC 10 TSL 5 TSL 9 735 16 4 650 2 706 E We 619 0 5 707 620 Sail 686 18 2 598 0 2 689 12 0 600 4 9 686 18 1 598 0 2 690 SE lt 600 4 8 686 23 5 598 1 4 699 4 5 600 5 0 702 10 9 601 9 8 711 9 5 620 94 5 710 9 8 619 9 6 704 14 3 601 11 9 701 13 1 601 11 7 685 19 4 598 1 0 epmax 0 3 restart 717 1 s 684 19 0 597 D ebunp 100 restart 717 1 s stresv not stresu Set BLOCKAGE data 0 20 0 18 0 16 0 no burst but close in contact with heater 14 0 10 Tab 4 12 1 QUENCH 10 Versuchsablauf 1 Start der Datenaufzeichnung Testb ndel auf 873 K TIT A13 aufgeheizt 2523 Phase 3 Beginn der Voroxidationsphase Erreichen des Temperaturplateaus bei 1593 K TIT A13 Ende des Leistungsplateaus bei 12 5 kW 3 10 Erstes Brennstab Versagen Kr 9319 Phase 4 Beginn der Zwischenk hlphase Reduktion der elektrischen Leistung von 13 15 kW auf 6 9 kW Temperatur TIT A13 1695 K 11353 Entfernen von Eckstab B 11626 Phase 5 Start der Lufteinwirkungsphase Abschaltung des Dampfstroms 11658 Luft Einspeiserate von 1 g s erreicht 12470 Elektrische Leistung von 6 9 kW auf 7 3 kW erh ht 13000 Elektrische Leistung von 7 3 kW auf 7 7 kW erh ht 13125 Elektrische Leistung von 7 7 kW auf 8 1 kW erh ht 13275 Entfernen von Eckstab D Temperatur TIT A13 2085 13393 Pha
229. Temperatur K Temperatur K 2500 2000 1500 1000 500 2500 2000 1500 1000 500 ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 21 in 700 mm e ROD2 mr 08 ROD08 d 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s H llrohrtemperatur bei 700 mm ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 21 in 700 mm 6 THE e TC44 SHR TC45 SHR T 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s Temperatur der Isolierung bei 700 mm PHEBUS SFD B9 Temperaturverlaufe in der Ebene 700 mm ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 b9p 21 in 35 30 H2 BUNFL 9 Heflow exp _ 25 o o E 20 bal E o c amp 15 2 o N 10 5 0 q 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s H2 Erzeugungsrate ATHLET CD 20a 11k PHEBUS B9 b9p 21 in 60 e HS MASS tot pes H2 BS 50 9 H2 exp s 9 6 9 94 0 inc Led Hec n e CE GEE 1 m D F A amp d 2 20 o N T E 2 N d T 20 on 10 lt 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 Zeit s H2 Erzeugung Abb 4 5 4 PHEBUS SFD B9 H2 Erzeugungsrate und erzeugte Masse 307 ATHLET CD 20a 11k 9 b9p 21 ATHLET C
230. Temperatureskalati on nach 2600 s werden von ATHLET CD f r die H llrohre und den Shroud bis ber die Abk hlphase hinaus nahezu die gleichen Temperaturverl ufe ausgewiesen Beim Experiment bleibt dagegen der Shroud nach der ersten Temperatureskalation f r eine Zeit von ca 500 s auf einer Temperatur von 2000 K wahrend die H llrohrtemperatu ren nach dem Erreichen eines Spitzenwertes deutlich abfallen e case Brennstabinnendruck 41 Abb 4 2 5 zeigt die Verlaufe des gerechneten und gemessenen Brennstabin nendrucks den gemessenen Druck im Spalt zwischen Shroud und K hlrohr sowie den gemessenen Verlauf der Kr Konzentration conc Kr im Abgasstrom Beim Experiment weist zus tzlich zum Abfall der Druckanzeige P 411 auch das Auftreten von Kr conc Kr im Abgasstrom auf das Aufbrechen der H llrohre der Brennstabsimulatoren nach 2600 s hin Der errechnete Innendruck der Brennst be steigt im Gegensatz zur Mes sung bis zum Erreichen des Berstkriteriums Vorgabe Dehnung gt 38 96 nach 2624 s stetig an Ein Versagen des Shrouds Durchschmelzen nach 2623 s P 406 kann wie oben bereits ausgef hrt mit dem Strukturmodell in ATHLET CD nicht simuliert werden e RC case Wasserstofferzeugung und B C Reaktion Die errechnete H Erzeugungsrate Abb 4 2 6 oben zeigt vom Beginn der Transien te an 2605 s bis zur ersten Hz Erzeugungsspitze eine sehr gute bereinstimmung mit dem experimentellen Verlauf Die Dauer die
231. Temperaturmaximum zum oberen Stababschnitt und erst mit dem Spr hen nach 150 s wandert es nach unten e Versuch IFA 650 3 Die Kriechgeschwindigkeit wurde wie in Versuch IFA 650 2 mit den Koeffizienten nach Rosinger berechnet F r die Materialeigenschaften des H llrohrs wurde die Sauerstoff konzentration mit 0 125 und die Wasserstoffkonzentration mit 150 ppm angenom men Damit ergeben sich die Temperaturdifferenzen DeltOXwt 25 K und DeltHppm 30 K AuBerdem wurde angenommen dass sich das Duplex H llrohr im Gegensatz zu den Modellannahmen in TESPA ROD hnlich wie das Zr 4 H llrohr im Versuch IFA 650 2 verh lt GAR 00 In der blinden Versuchsnachrechnung wurde fehlerhaft die Kriechgeschwindigkeit mittels der effektiven Umfangsspannung Hoop stress berech net was durch die h heren Zahlenwerte ein um 10 s fr heres Versagen bewirkt Die Kriechgeschwindigkeit wurde wie in der oben beschriebenen Rechnung auf 0 30 1 s begrenzt 149 Das H llrohrversagen wird dem Modell von ATHLET CD ber die maximale Deh nung bestimmt Der Standardwert f r das Versagenskriterium ist mit einer Dehnung von EBUNP 38 vorgegeben Weitergehende Untersuchungen mit TESPA ROD haben gezeigt dass unter bestimmten Bedingungen die Berstspannung nicht erreicht wird und Dehnungen von ber 10096 m glich sind Die maximale Dehnung wird dann durch Kontakt mit der Schutzheizung begrenzt Um das ATHLET CD Modell auch f r diesen Fall zu testen wurde
232. Validierung des weiterentwickelten Rechenprogramm systems ATHLET ATHLET CD Vorhaben RS 1155 Abschlussbericht Teil 2 ATHLET CD GRS A 3348 b Gesellschaft f r Anlagen und Reaktorsicherheit GRS mbH Abschlussbericht Final Report Reaktorsicherheitsforschung Vorhabens Nr Reactor Safety Research Project No RS 1155 Teil 2 ATHLET CD Vorhabenstitel Project Title Validierung des weiterent wickelten Rechenprogramm systems ATHLET ATHLET CD Validation of the Advance Computer Code System ATHLET ATHLET CD Autor Author F Steinhoff H Austregesilo C Bals W Erdmann K Trambauer Berichtszeitraum Publication Date Oktober 2006 Anmerkung Das diesem Bericht zugrunde lie gende F amp E Vorhaben wurde im Auftrag des Bundesministeriums f r Wirtschaft und Technologie BMWi unter dem Kennzeichen RS 1155 durchgef hrt Die Verantwortung f r den Inhalt dieser Ver ffentlichung liegt beim Auftragnehmer GRS A 3348 b Kurzfassung Im Rahmen des Forschungsvorhabens RS 1155 wurden im Auftrag des Bundesminis teriums f r Wirtschaft und Technologie BMWi analytische Arbeiten zur Validierung des weiterentwickelten Rechenprogrammsystems ATHLET ATHLET CD anhand von internationalen Integral und Einzeleffektversuchen durchgef hrt Dieser Teil des Ab schlussberichts stellt den Stand der Arbeiten zur Validierung von ATHLET CD dar Die Arbeiten umfassten im Wesentlichen die Mitarbeit in
233. Wertes erfolgt langsamer Die Temperaturverl ufe des Liners zeigen ebenfalls eine deutliche Abh ngigkeit von der verwendeten Modellierung Wie bei den H llrohren weichen hier die Temperatur verlaufe der Rechnungen Rg 1 und Rg 2 nur zu Beginn der Transiente bis zur Tempe ratureskalation etwas voneinander ab danach liegen sie eng beieinander und sind ab ca 2500 s nahezu identisch Die Rechnung 3 weist im Vergleich zu den Rechnun gen 1 und 2 hnlich wie bei den H llrohrtemperaturen auch beim Temperatur verlauf des Liners ein anderes Verhalten So verlaufen der Rechnung 3 die Temperaturen der H llrohre und des Liners im Zeitbereich ab ca 2200 s oberhalb der Temperaturen der beiden anderen Rechnungen Ein wichtiger Grund hierf r liegt darin dass das Abschmelzen des Kontrollstabs und die Umlagerung des Materials zu einer 99 Verringerung des Durchsatzes Str mungskanal f hren Diese Phase des Dampf mangels bewirkt gegen ber den beiden anderen Rechnungen einen langsameren An stieg der H gt Erzeugung wie Abb 4 8 22 zeigt Die Folge hiervon ist dass das Material langer durchoxidieren kann wodurch infolge der exothermen Reaktion die Temperatur l ngere Zeit auf h herem Niveau verlauft Ohne diese Phase des Dampfmangels er folgt die Oxidationsreaktion rascher und f hrt anfangs zu h heren Temperaturen Abb 4 8 14 bis 16 Dies zeigen die Temperaturverl ufe der H llrohre und des Einzelstabs bei den
234. X3d002 01 uouenp 60 uouenp 80 uouenp 20 uouenp 90 uouenp uouenp uouenp 0 uouenp 10 youand 22 2 2 1 RRSSRSSSAAA c HHX INS 2122331 c IIN1L W L H8 9QEJEDS HHOV HU 91 Sngeug FLA Snqeug Ld4 Sngeug 1 Sngeug L Ld4 Snqeug 014 Sngeud 2 2 1 2 1 edd 11401 S LH 1d NUN 21112 1 vdd HHOV HHOV LLS HHOV 1 2 1 GAS Aad snqeud O sngeug 69 45 snqeud cM VHOO LM VHOO LC VHOO 06 VHOO 8 VHOO LH SL VHOO I VHOO S VHOO e VHOO Experiment 22212212213212 2 3 1 MMMMMPMMMMMMIMMMMMSSSTLMMMMSMISSSRIPMMMMMMMMM SS FPPPPBBPBBFWIFFPIFPFFBIFPPPPVDFIDDIDPBICCCCCvCvCCO 00000000000 0 0 0 OIT MIM F FIMTITMMMMHJO OO O L OJN V A A 0 Configuration MMMMMMML L L MMIL H MIM MIH H H H HIM MMMM MIL LI HIMI IMMM L L L L L MMM Flow Condition 5 S R R SR S R L S SL L SB BH S SBWS S L L L A 240 LLL LL LL LL LL LL L LLL L LIL L Pressure EEEEBEEEEEEEECEPPECPECIPPP P IPPPPIAOEOOOOOEEJOE 000000000000 000 RRIROORRITTTTR T 00 0RJ0 00000 BOB Degradation FP Aerosol Model Verifik RUB 150 0831 RUB 150 1037 RUB 150 1241 RUB Planung Validation performed in the COBE Project 4 EU Frame work program RUB 150 1037 E Lvc Legend to AT
235. achrechnung des Unfalls an der Reaktoranlage TMI 2 mit der Programmversion ATHLET CD 2 0A1 1K im Rahmen des BMWi Vorhabens 150 1241 wird in DRA 04b DRA 04c ausf hrlich beschrieben Die Simulation des TMI 2 Unfalls stellt eine besondere Herausforderung an das Pro gramm dar da ein realer Unfallablauf in einer Gesamtanlage beginnend bei der kom plexen Thermohydraulik bis hin zum Kernschmelzen mit anschlieBender Sch ttbett und Schmelzepoolbildung sowie Kernverlagerung zum RDB Boden berechnet werden muss Beim Unfall in der Reaktoranlage TMI 2 Harrisburg Pennsylvania USA am 28 M rz 1979 um 04 00 37 Uhr Ortszeit war es als Folge von Wartungsarbeiten zur unbeab sichtigten Ausschaltung der Kondensatpumpen dann zur Ausschaltung der Speise wasserpumpen mit nachfolgendem Turbinenschnellschluss gekommen Weil die Notspeisewasserpumpen trotz regelungstechnischer Auslegung nicht einspeisten sie waren nach einer Inspektion am Vortag nicht wieder ordnungsgem in Betrieb ge nommen worden kam es zur Verringerung der W rmeabfuhr aus den prim rseitigen Kuhlkreislaufen ber die Dampferzeuger und schlie lich zum Prim rdruckanstieg Durch des Druckentlastungsventils PORV am Druckhalter konnte zwar der Druck im Prim rk hlkreislauf wieder abgesenkt werden das Ventil schloss jedoch nicht mehr vollst ndig was einen fortschreitenden K hlmittelverlustst rfall initiierte der erst 139 Minuten nach Reaktorschnellabschaltung bemerkt
236. achrechnung des Versuchs QUENCH 10 Das Hauptuntersuchungsziel des Experiments QUENCH 10 war die Oxidation und Nit ratbildung von Zirkaloy wahrend eines Lufteinbruchs vor dem Fluten des B ndels mit Wasser Das Experiment wurde im Juli 2004 durchgef hrt und war das erste zur Un tersuchung von Lufteinbruch das im Rahmen der QUENCH Versuchsreihe durchge f hrt wurde Bei der Nachrechnung im Rahmen der Validierungsarbeiten zu ATHLET CD wurde ein neu entwickeltes Modell zur Berechnung der Oxidation in Luft erstmals erfolgreich getestet Die hier dargestellte Rechnung erfolgte mit den Versionen ATHLET Mod 2 0 Cycle B ATHLET CD Mod 2 0 Cycle B und wird detailliert in BAL 06 beschrieben 4 12 1 Modellierung der Luftoxidation F r die QUENCH 10 Nachrechnung wurde ein neues Modell eingesetzt das neben der Zr Oxidation in Dampfumgebung auch die Zr Oxidation in Sauerstoff Luft Umgebung berechnet BAL 05 Die Oxidationsreaktion wird hierbei mit einem ahnlichen Ratenan satz modelliert wobei die f r Sauerstoff Luft verwendeten Korrelationen zu h heren Reaktionsraten und h heren exothermen Energien im Vergleich mit der Dampfoxidati on f hren Bisher zur Ermittlung der Reaktionsrate durchgef hrte Versuche zeigen dass bei gleichzeitiger Anwesenheit von Dampf und Luft die Dampfreaktion unterdr ckt ist keine Hz Bildung erfolgt Ein entsprechendes Modell wurde daher auch f r ATHLET CD entwickelt und hat sich anhand der hier gezeigten Nachrechn
237. adiale Diskretisierungsschichten vorgesehen 3 Materialschicht Der mit Helium gef llte Spalt zwischen Liner und por ser Isolierung kann mit einem geeigneten W rme bergangskoeffizienten ber cksichtigt werden Die zylindersymmetrische Modellierung des Shrouds stellt gegen ber der tats chlichen Konstruktion mit ihrer oktogonalen Form auf der Innenseite und den in der Isolierung vorhandenen Kabelkan len eine grobe Vereinfachung dar was bei der Auswertung der Ergebnisse f r die Temperaturverh ltnisse ber cksichtigt werden muss Der Einlassbereich INPIPE ist ebenfalls mit einer W rmeisolierung SHROUDI aus drei Materialschichten umgeben Als weitere Strukturen sind die beiden Abstandhalter GRID1 GRID2 Inconel und auch die Tragplatte SUPPLAT Zirkaloy ber cksichtigt Das Brennstabb ndel wird im Nodalisierungsmodell mit drei repr sentativen St ben RODi simuliert ROD1 bildet dabei den zentralen Brennstab ROD2 die acht Brenn st be des inneren und ROD3 die zw lf St be des u eren Rings Die axiale Aufteilung der Teststrecke ist entsprechend der Lage der Thermoelemente so festgelegt dass die Mitte einer Zone mit der Lage eines Thermoelements berein stimmt Dadurch ergibt sich eine Unterteilung in 17 axiale Zonen von denen 15 im be heizten Bereich der Brennst be angeordnet sind und die untere bzw obere Zone jeweils im Bereich der Stopfen Diese axiale Aufteilung gilt sowohl f r den Str mungs kanal mit den Brennst b
238. al progress meeting PSI Villingen January 30 31 2006 Teschendorff V K Trambauer Simulation of severe accidents with detailed thermal hydraulic models Kerntechnik 63 pp18 24 Trambauer K et al Entwicklungsstand des Rechenprogramms ATHLET SA zur Analyse schwerer St rf lle Abschlussbericht GRS A 1937 1992 Trambauer K Interface requirements to couple thermal hydraulic codes to severe acci dent codes ATHLET CD Proceedings of OECD CSNI workshop on transient thermal hydraulic and neutronic codes requirements Annapolis USA Nov 5 8 NEA CSNI R 97 4 pp 368 229 TRA 98 00 TRA 03 TRA 04 TRA 05a TRA 05b 05c TRA 05d TRB 05e Trambauer K Coupling methods of thermal hydraulic models with core degradation mod els in ATHLET CD Proceeding of the 6 International Conference on Nuclear Engineering ICONE 6368 San Diego CA USA May 10 15 1998 Trambauer K et al In Vessel Core Degradation Code Validation Matrix Update 1996 1999 OCDE GD 2000 21 Paris 2000 Trambauer K H Austregesilo Analysis of Quenching during the TMI 2 Accident with ATHLET CD Proceedings of NURETH 10 Seoul 2003 Trambauer K et al Weiterentwicklung des Rechenprogrammsystems ATHLET ATHLET CD Abschlussbericht GRS A 3215 Juli 2004 Trambauer K Halden test IFA 650 3 Prediction with ATHLET CD Technical Note TN TRB 05 1 June 2005 Trambauer K Halden test IFA 650 3 Prediction wit
239. alation Kurvenverlauf Schmelze Der Anstieg des Kurvenverlaufs Kruste weist auf das Erstarren der gebildeten Schmelze hin In den Brennst ben tritt keine keramische Schmelze auf ker Schmelze ker Kruste Zum Ende der Temperatureskalation wird die Schmelztemperatur der H llrohre erreicht was zur Bildung einer metallischen Schmelze met Schmelze f hrt die aber sehr rasch abk hlt met Kruste Abb 4 1 10 zeigt den Verlauf des gemessenen Innendrucks im Brennstab P 411 den gemessenen Druck im Spalt zwischen Shroud und K hlrohr P 406 Shr sowie die mit ATHLET CD errechneten Innendr cke in den Brennst ben ROD2 ROD3 Beim Ex periment weist zuerst nach 3481 s die Krypton Messung im Abgasstrom auf das Auf 36 brechen der H llrohre der Brennstabsimulatoren hin und aufgrund der Tragheit des Messsystems dann nach ca 3580 s auch die Druckanzeige P 411 Der errechnete Innendruck der Brennst be ROD2 ROD3 steigt stetig bis zum Erreichen des Berstkri teriums Dehnung gt 38 96 nach 3431 s an Ein Versagen des Shrouds Durchschmel zen nach 3486s P406 Shr kann wie oben bereits ausgef hrt mit dem Strukturmodell in ATHLET CD nicht simuliert werden In Abb 4 1 11 sind die Leistungen im B ndel ohne Shroud und Abstandhalter bilan ziert Die Abbildung enth lt die Zeitverlaufe der elektrischen Heizleistung Ptot exp In put des W rmestroms zum Fluid to fluid der Abgabe von Strahlungsw rme an k ltere Strukturen
240. alidierung von ATHLET CD sechs B ndelversuche mit elektrisch beheiztem B ndel acht B ndelversuche mit nuklear be heiztem B ndel in pile und zwei Einzeleffektversuche mit einem nuklear beheizten Stab in pile ausgew hlt Die sechs der f r die Validierung ausgesuchten Experimente mit elektrisch beheiztem B ndel wurden in der QUENCH Versuchsanlage des FZK Experimente QUENCH 07 08 09 10 11 und in der russischen PARAMETER Versuchsanlage des FSUE NPO LUTCH Experiment PARAMETER SF1 durchge f hrt die 8 Experimente mit nuklear beheiztem B ndel in der Versuchsanlage PHEBUS B ndelexperimente PHEBUS SFD C3 SFD B9 SFD AIC Experimente mit B ndel und Loop Komponenten PHEBUS 2 der Integralversuchsan lage Power Burst Facility des Idaho National Engineering Laboratory Experi ment PBF SFD 1 4 und im kanadischen NRU Reaktor Experimente mit einer in kommerziellen Reaktoren vorhandenen Brennstablange 3 6 m NRU FLHT 2 FLHT 5 Die beiden Einzeleffektexperimente wurden aus dem Halden LOCA project aus gew hlt IFA 650 2 IFA 650 3 Die Experimente QUENCH 07 08 09 10 11 PARAMETER SF1 PHEBUS SFD C3 PHEBUS FPT2 FPT3 NRU FLHT 2 FLHT5 sowie die Einzeleffektexperimente IFA 650 2 IFA 650 3 des Halden LOCA project wurden erstmals als Basis f r die Va lidierung von ATHLET CD verwendet Der Versuch QUENCH 11 wurde im Rahmen der Teilnahme halb blinden SARNET Benchmark
241. als Grenz werte in die entsprechenden Diagramme Abb 4 10 14 bis Abb 4 10 17 mit eingetra gen Es zeigt sich dass teilweise recht groBe Unterschiede zwischen dem Experiment und der Rechnung z B Ba Mo bestehen Zur Freisetzung der brigen in ATHLET CD ber cksichtigten Elemente aus den Brenn staben und dem Absorber Tab 4 10 3 gibt es im vorlaufigen Auswertungsbericht RIT 02 keine Angaben Das Versagen eines Brennstabs wird von ATHLET CD nach 7980 s in einer H he von 580 mm festgestellt Zu diesem Zeitpunkt beginnt auch die Freisetzung von Edel gasen Kr sowie von und Cs Beim Experiment wurde dagegen das Versagen ei nes H llrohrs bereits 2340 s fr her nach 5640 s detektiert und erst nach 5850 s wurde in der Containmentatmosph re Xe gemessen Das Versagen des Absorberstabs wird mit ATHLET CD nach 9435 s errechnet wobei zeitgleich die Freisetzung des Absor bermaterials Ag In Cd Abb 4 10 17 stattfindet Im Experiment versagte der Absor 134 berstab nach 8760 s 675 s fr her eine pl tzliche Freisetzung burst release von Cd wurde im Containment nach 8950 s festgestellt Eine solche Freisetzungsspitze wird auch von ATHLET CD f r die Absorbermaterialien ausgewiesen Die Phase des Dampfmangels beginnt bei der Rechnung nach ca 9455 s Etwa zum gleichen Zeitpunkt erfolgt die Freisetzung von Mo Ru Sb Te Ba und Zr und etwas spater nach 9730 s die Freisetzung von U und Zr AuBer bei den Edelgasen Xe Kr
242. altprodukttransport RDB Versagen Von diesen Versuchsprogrammen die zum Teil schon zehn bis zwanzig Jahre zur ck liegen werden im Folgenden nur die beschrieben von denen im Projekt Versuche f r die Validierung von ATHLET CD siehe Kapitel 4 ausgew hlt wurden PHEBUS SFD PBF SFD QUENCH NRU FLHT PHEBUS FP Halden PARAMETER oder zu denen im Rahmen der Mitarbeit in versuchsbegleitenden Arbeitsgruppen beigetragen wurde QUENCH Workshop Ph bus Spaltprodukt Projekt SAWG Eine Sonderstellung bei den im Projekt durchgef hrten Validierungsrechnungen neh men die Arbeiten zu den Halden Einzeleffektexperimenten ein Ziel dieser Nachrech nungen war die berpr fung des Brennstabmodells wobei insbesondere die R ckwirkung der Verformung des H llrohrs auf den W rme bergang zwischen Brenn stab und H llrohr untersucht wurde 2 1 QUENCH Die QUENCH Versuche sind eine Fortsetzung der CORA Versuchserie Sie werden seit 1997 durchgef hrt Die QUENCH Versuchsanlage des Forschungszentrums Karls ruhe FZK diente urspr nglich der Ermittlung des Wasserstoffquellterms der bei der Einspeisung von K hlmittel in einen trockenen Reaktorkern eines Leichtwasserreaktors entsteht Im Rahmen der Fortschreibung des Versuchsprogramms wurde die Zielset zung auf das Verhalten von Absorbermaterialien und den Einfluss von Luft Dampf Gemischen erweitert Die Versuche wurden zun chst in einer Einzelstab Versuchsanlage QUENCH Single Rod Rig durchge
243. ammiert angefahren Die im Testbrennstabb n del durch Spaltung erzeugte Warme f hrt zu Uberhitzung und zur B ndelzerst rung bis hin zu rtlichem Schmelzen und Spaltproduktaustritt Eingespeister Wasserdampf sp lt Spaltprodukte und andere Aerosole durch die Versuchskreislaufkomponenten in den Tank Diese Hochtemperaturtransiente dauert etwa 200 Minuten Daran schlie t sich nach Abschalten des Reaktors und SchlieBen der Verbindungsventile die mehrt gige Tank Phase an die Aerosole setzen sich ab werden in den Sumpf gesp lt und erzeu gen dort die Bedingungen f r radiolytische Verfl chtigung von Jodverbindungen Diese Vorgange werden wie die der Transienten mit Instrumenten und Probensammlern verfolgt 14 Die Tank Phase wird durch Trocknen und Druckentlastung aller Systeme abgeschlos sen Danach werden die Probensammler zur Nachuntersuchung gebracht und die verbleibenden Kreislaufteile der Abfallbeseitigung zugef hrt Die Bestrahlungsvorrich tung mit dem besch digten Testb ndel wird ebenfalls zur Nachuntersuchung transpor tiert Der Tank verbleibt w hrend die Versuchskapsel und Kreislaufkomponenten erneuert werden Die Versuchsmatrix wurde regelm Big berpr ft und entsprechend neuer Erkenntnisse aktualisiert Die Tabelle 2 4 1 gibt einen berblick ber die Versuchsinhalte und die einzelnen Versuchsparameter des B ndels Abbildung 2 4 3 zeigt tomographische Langsschnitte des B ndels nach den Versuchen FPTO bis FP
244. an satz im Modul FIPREM simuliert Dabei wurde die neue Modelloption NMODI 8 ver wendet ORNL Raten f r Spaltprodukte sowie Ber cksichtigung des Partialdruckes der D mpfe f r Absorbermaterialen Ber cksichtigt wurden die folgenden Spezies Xenon Xe Krypton Kr Jod l C sium Cs Tellur Te Strontium Sr und Antimon Sb sowie die Absorberkomponenten Silber Ag Cadmium Cd und Indium In Der Transport von Spaltprodukten und Aerosolen Modul SOPHAEROS wurde nicht simuliert 4 7 3 Ergebnisse der Nachrechnung e Verhalten des Testb ndels Abb 4 7 3 zeigt die Brennstofftemperaturen f r einen Stab aus dem mittleren Ring Zuverl ssige Messwerte der Brennstabtemperaturen sind nur bis etwa 1500 K verf g bar da bei h heren Temperaturen die Thermoelemente versagt hatten bzw infolge von Materialumlagerungen nicht mehr rtlich zuzuordnen waren Dennoch zeigt der Vergleich der Rechenergebnisse mit den vorhandenen experimentellen Werten im All gemeinen eine gute bereinstimmung Das Versagen der Steuerstabf hrungsrohre wurde bei etwa 1850 s Versagenstempe ratur 1523 K berechnet Darauf folgte ein Abflie en der Absorberschmelze bis zu den unteren Bereichen des Testb ndels wo noch eine geringe Menge K hlwasser vorhan den war Dies f hrte zu einer starken Verdampfung und zu einer kurzfristigen Abk h lung der Brennstabe die beim Experiment nicht beobachtet wurde Oberhalb von ca 1500 K
245. and der im Rahmen des Internationalen Standard Problems ISP 46 durchgef hrten Rechnung zu Ph bus FPT1 gezeigt wurde k nnen mit der mit COCOSYS gekoppelten Version auch vollst ndige Anlagensimulationen durchgef hrt werden CLE 03b Die Entwicklung der verschiedenen Modelle orientiert sich an den Erfordernissen zur Simulation der Ablaufe in einem Kernreaktor 04 Die ATHLET CD Struktur ist 27 modular aufgebaut um einerseits eine Vielzahl an Modellen f r die Simulation anzubie ten und andererseits eine g nstige Plattform zur Weiterentwicklung zu schaffen Zur umfassenden Simulation der Thermo Fluiddynamik im nuklearen Dampferzeu gungssystem ist das Rechenprogramm ATHLET vollst ndig in ATHLET CD eingebun den TES 98 TRA 96 ATHLET umfasst Module f r die Thermo Fluiddynamik TFD f r die W rmeleitung und W rme bertragung HECU f r die Neutronen Kinetik NEUKIN f r die Steuerung und Regelung GCSM und zur L sung der Differential gleichungen FEBE Das TFD Modul hat zwei unterschiedliche Gleichungssysteme zur Simulation der Fluiddynamik ein 6 Gleichungsmodell mit vollst ndig separierten Erhaltungsgleichungen f r die Wasser und Dampfphase und ein 5 Gleichungsmodell mit nur einer Impulsgleichung f r das Wasser Dampf Gemisch und einem allgemein g ltigen Modell f r die Relativgeschwindigkeit zwischen der Wasser und Dampfphase AuBerdem k nnen in der Dampfphase bis zu f nf nicht kondensierende Gase und in der
246. apsel f r Test IFA 650 2 274 Halden Querschnitt der Versuchskapsel f r Test IFA 650 2 275 Halden Schematische Darstellung der Versuchseinrichtung 275 Halden Isometrie der K hlmittelleitungen und der Abblaseleitung 276 SF1 General view of the test section YUD D I ssssessresssreerereene 277 SF1 Central part of the PARAMETER facility YUD 06 278 SF1 Details of the top of the bundle YUD 06 278 SF1 Cross section area of the test bundle YUD 06 279 SF1 Fuel rod simulators heated and unheated rod YUD 06 279 QUENCH 07 Nodalisierung der QUENCH Teststrecke 280 QUENCH 07 B ndelleistung und Dampfeinspeisung 280 QUENCH 07 Temperatur des Absorberstabs bei 750 850 950 mm Eckstab A HORE esse 281 QUENCH 07 Temperatur bei 950 281 QUENCH 07 H gt 4 4 12224224 2 282 QUENCH 07 H gt 282 QUENCH 07 B C Oxidation Erzeugungsraten 283 QUENCH 07 B C Oxidation erzeugte Gasmassen 283 QUENCH 07 Massen met und keramischer Schmelze 284 XI Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb
247. ar Energy Agency Noble Gas National Research Universal Reactor Organisation for Economic Cooperation and Development Oak Ridge National Laboratories Power Burst Facility Produit de Fission Pacific Northwest Laboratory Post Test Examination Graphitmoderierter wassergek hlter Reaktor SWR Reaktordruckbeh lter Ruhr Universitat Bochum Severe Accident Research and management NETwork Scientific Analysis Working Group Steam Closure Cave Severe Fuel Damage Steam Generator Silber Indium Cadmium Absorbermaterial Spaltprodukte Self Powered Neutron Detector Siedewasserreaktor Temperatur des Brennstoffs Temperatur des H llrohrs Time Domain Reflector Temperature and Strain Probabilistic Analysis Thermo Fluid Dynamic Thermo Fluiddynamic Object US Nuclear Regulatory Commission s WWER wassergek hlter und wassermoderierter Energiereaktor W rme bergangskoeffizient XX 1 Zielsetzung des Vorhabens RS 1155 Das abgeschlossene Vorhaben RS 1155 war Teil des Forschungsprogramms Reaktor sicherheit des Bundesministers f r Wirtschaft und Technologie BMWi in dessen Rah men experimentelle und analytische Forschungsvorhaben zu K hlmittelverlust und Transientenst rf llen bei Leichtwasserreaktoren durchgef hrt werden Das zu untersu chende St rfallspektrum enth lt St rf lle im Auslegungsbereich auslegungs berschreitenden Bereich sowie Unfallabl ufe mit schweren Kernsch den Das Vorhaben RS 1155 stand i
248. as senstrom mit hoher Geschwindigkeit simuliert wird der Dampf ber dieselbe Leitung wie wahrend der Aufheizphase eingespeist Das Testb ndel besteht aus 21 Brennstabsimulatoren von denen 20 Uber eine Lange von ca 1 0 m elektrisch beheizt werden Abb 2 1 3 Die H llrohre der Brennstabsimu latoren entsprechen den H llrohren von Leichtwasserreaktoren Die beheizten St be bestehen aus einem Wolfram Heizstab und Ring Pellets aus ZrO Das F llgas dieser Stabe besteht aus einem Ar 5 Kr Gemisch Mit einem Massenspektrometer kann so das Versagen der H llrohre festgestellt werden Kr Anteil im ausstr menden Massen strom An den beiden Enden ist der Heizstab mit Molybd n bzw Kupferelektroden versehen ber die Kontakte nach auBen zu der elektrischen Versorgungseinheit ge f hrt werden AuBerhalb der Versuchsstrecke ist der untere und obere Elektrodenbe reich mit Wasser gek hlt Die Brennstabsimulatoren werden von f nf Abstandhaltern von denen der untere aus Inconel die anderen aus Zircaloy gefertigt sind an ihren Po sitionen gehalten Der unbeheizte Brennstabsimulator ist mit ZrO gt Pellets gef llt und mit eingebetteten Thermoelementen instrumentiert Bei den Versuchen QUENCH 07 und QUENCH 09 wird statt des unbeheizten Brennstabsimulators ein Absorberstab mit B4C Pellets ver wendet Die B4C Pellets befinden sich in einem Stahlrohr das von einem F hrungsrohr aus Zirkaloy 4 umgeben ist Als F llgas wird He verwendet um das Versa
249. as Modul FIPREM beschreibt die Spaltprodukt und Aerosolfreisetzung anhand von Arrhenius Gleichungen F r die Spaltproduktfreisetzung steht auch ein Diffusionsmo dell zur Verf gung Die Freisetzung von Absorbermaterial Ag In Cd wird ber den 28 Partialdruck berechnet Der Transport und die R ckhaltung der Spaltprodukte und Ae rosole werden mit dem Programm SOPHAEROS simuliert das vom Institut de Radi oprotection et de S ret Nucl aire IRSN entwickelt wird Die Modelle zur Simulation der sp ten Phasen eines schweren Unfalls sind noch in der Entwicklung Sie sollen das thermische Verhalten einer Partikelsch ttung mit Schmel zen Erstarren Quenchen und Verlagerung in das untere Plenum sowie das Versagen des Reaktordruckbeh lters beschreiben Das Modul MESOCO zur Simulation der Par tikelsch ttung ist bereits in ATHLET CD implementiert Es hat seine eigene Fluiddy namik f r die Str mung in por sen Medien und ist an den R ndern mit der ATHLET Fluiddynamik gekoppelt Der bergang von der nahezu intakten Kerngeometrie ECORE zur Partikelsch ttung MESOCO erfolgt abhangig vom lokalen Grad der Kernzerst rung Das Programmsystem ATHLET ATHLET CD ist auBerdem mit dem Containment Code System COCOSYS gekoppelt und wird als wesentliches Prozessmodell f r Kernreakto ren in dem interaktiven Simulationssystem ATLAS verwendet 29 4 Validierung des Rechenprogramms ATHLET CD Im Rahmen des Vorhaben RS 1155 wurden f r die V
250. ase bei 3316 s einsetzt ist anzunehmen dass f r die in der Rechnung richti ge Simulation der Temperaturexkursion eher die Verwendung der Zr Oxidationsraten nach Leistikow bzw Prater Courtright verantwortlich ist als die Verwendung der neuen B4C Oxidationsraten nach den Verdi BOX Experimenten AbschlieBend ist darauf hinzuweisen dass QUENCH 09 ein Experiment mit einer un erwartet heftigen Leistungs und Temperaturexkursion aufgrund der Zr Oxidation war Wie die Rechnungen vermuten lassen ware durch geringf gige Anderungen der Ver suchsrandbedingungen mit nur um wenige Grad reduzierten Kerntemperaturen beim Experiment die heftige Temperaturexkursion wahrscheinlich nicht erfolgt d h der in einem labilen Grenzbereich abgelaufene St rfall w re nicht umgekippt und in etwa so abgelaufen wie in der ersten Rechnung Auch in BAL 03 wird darauf hingewiesen 44 dass bei der Simulation des Versuchs QUENCH 09 bereits kleine Unterschiede den Randbedingungen z B elektrische Leistungsverluste oder Oxidationsmodelle daf r verantwortlich sind dass es zu einer ersten Temperatureskalation kommt oder gerade nicht mehr 4 3 Nachrechnung des Versuchs QUENCH 08 Das Experiment QUENCH 08 wurde als Vergleichstest zu QUENCH 07 definiert bei dem erstmals in dieser Versuchsanlage der Einfluss eines B4C Absorberstabs auf die Ablaufe bei hohen Temperaturen und einer anschlieBenden Abk hlung mittels Dampf untersucht wurde Bei sonst m gl
251. ativen Massenverteilung ist unten rechts in Abb 4 8 23 die ermittelte Porositat dargestellt Zu Beginn des Experiments betr gt das Verh ltnis im Kanal 0 57 Am Ende der Rechnung ist oberhalb von 1 0 m Rg 3 bzw 1 25 m Rg 1 Rg 2 das freie Vo lumen deutlich gr er es hat auf ca 67 zugenommen Insbesondere ist bei den Rechnungen Hg 1 und 2 im Bereich von 1 7 bis 2 4 m durch das Abschmelzen der Brennst be im inneren Ring eine Zunahme bis auf ca 77 festzustellen Der engste Querschnitt mit einem freien Volumen von ca 10 liegt bei der Rechnung Rg 3 in ei ner H he von 0 6 bis 0 75 m und bei den Rechnungen Rg 1 und Hg 2 bei 0 8 bis 1 2 m 4 8 5 Zusammenfassende Diskussion Das Testb ndel im Experiment NRU FLHT 5 bestand aus zehn frischen und einem abgebrannten Brennstab sowie einem Stab mit einem Kern aus Edelstahl wobei die geometrischen Abmessungen der Brennstabe insbesondere die Lange denen in rea len Anlagen entsprachen Der Test wurde bei einem sehr geringen K hlmitteldurchsatz durchgef hrt Diese Randbedingung f hrte zum Ausdampfen des K hlmittels zur berhitzung mit der Erzeugung von Wasserstoff zu schwerer Kernzerst rung und Um lagerung von Schmelze sowie zur Freisetzung und zum Transport von Spaltprodukten Bei der Auswertung der experimentellen Daten wurde festgestellt dass die Tempera turmessungen der Brennst be oberhalb von 1 20 m nur etwa bis zum Beginn der Temperatureskalation b
252. aufgefangen Die Auswertung dieses Gasge mischs f hrte zu einem Endwert von 86 12 g H2 was als best estimate Wert f r den Test angesehen wird PET 89 81 ATHLET CD errechnet am Ende des Versuchs eine Gesamtmasse von 97 g H Dieser Wert liegt innerhalb der Unsicherheit der on line Auswertung und im oberen Bereich der Auswertung der Gasmenge aus dem Sammeltank Am Anfang stammt der erzeugte Wasserstoff vollst ndig aus der Oxidation der H llrohre Nach ca 2300 s er folgt die H2 Erzeugung auch aus der Oxidation der B ndelumfassung Der Beitrag der Oxidation der metallischen Schmelze erreicht bis zu 15 der gesam ten erzeugten H Masse Abb 4 7 7 Dieser Beitrag wurde in fr heren Code Versionen nicht ber cksichtigt Abb 4 7 8 zeigt die in verschiedenen H hen mit ATHLET CD berechneten Oxidations schichten f r einen Brennstab der mittleren Zone Eine merkliche Oxidation beginnt nach ca 1500 s in der mittleren Ebene des Testb ndels Die Oxidationsfront bewegt sich zuerst aufw rts und dann abw rts in die unteren Bereiche des Testb ndels Mit der kontinuierlichen Leistungserh hung erh hen sich die H llrohrtemperaturen Die drastische Erh hung der Zirkonoxidation f hrt zur Temperatureskalation ab ca 1900 s Der erzeugte Dampf wird haupts chlich im unteren B ndelbereich bis zu der H he von etwa 0 4 m verbraucht Im oberen B ndelbereich herrscht w hrend des gr ten Teils der Aufheizphase Dampfmangel
253. b mit einem Kern aus Edelstahl und einer Umh llung aus Zirkaloy Zircaloy Clad Steel Rod Abb 2 5 2 ROD3B Da die W rmeverluste des Brennstabb ndels an die B ndelumfassung gro e Unsi cherheiten aufweisen wurde dieser Versuch in der ATHLET CD Validierungsmatrix Tab 2 8 1 der Klasse 2 zugeordnet Das Experiment NRU FLHT 5 wurde mit der Programmversion ATHLET CD mod 2 0A nachgerechnet ERD 05a 4 8 1 Nodalisierungsmodell der NRU FLHT Teststrecke Abb 4 8 1 zeigt die Nodalisierung der Teststrecke f r die Analysen mit ATHLET CD Der Str mungspfad wird von einem Einlass INLET dem Str mungskanal BUNDLE in dem sich das Testb ndel mit den Brennst ben sowie dem Stab ROD3B befindet und dem Auslass ber den Separator nachgebildet Das Brennstabb ndel wird im Nodalisierungsmodell mit den zwei repr sentativen St ben ROD1 und ROD2 simuliert Von den vier in der Mitte der Anordnung vorhande nen St be zwei frische ein abgebrannter und der Metallstab Abb 2 5 2 werden die drei Brennst be zu einem repr sentativen Stab ROD1 in einem inneren Ring und die sie umgebenden acht Brennst be zu einem Stab ROD2 in einem u eren Ring zusammengefasst Der Stahlstab mit dem Zr H llrohr wurde erst als HECU Struktur 86 ROD3B im Str mungskanal modelliert bei nachfolgenden Rechnungen als Steuer stab siehe Kap 4 8 5 Im Eingabedatensatz werden die acht Abstandhalter fluiddynamisch ber cksicht
254. bb 4 12 3 bis 4 12 7 zeigen einen Vergleich der gemessenen und berechneten Stabtemperaturen in verschiedenen H hen des B ndelbereichs jeweils f r den ge samten Zeitbereich bis zur vollstandigen Abk hlung des B ndels oben 0 15000 s als auch f r den Zeitausschnitt gegen Ende der Lufteinbruchsphase bis zur Beendi gung des Quenchvorgangs unten 13200 13700 s Die berechneten Heizleiter Temperaturen zeigen mit Ausnahme der Positionen zwischen 0 5 und 0 8 m ber alle Phasen des Versuchsablaufs gemittelt gute bereinstimmung mit den gemessenen Werten Auch das im Experiment in der Voroxidationsphase 72500 s 9300 s lang andauernde Plateau der Stabtemperaturen T 1600 1700 K konnte aufgrund von Datensatz und Programmoptimierungen die anhand von Arbeiten zu QUENCH 07 durchgef hrt worden waren AUS 05 mit der richtigen geringen Steigung nachgerech net werden Wahrend die berechneten und gemessenen Temperaturen auch in der Zwischenk hlphase und zu Beginn der Lufteinbruchsphase in allen H hen nahezu de ckungsgleich verlaufen zeigen sich der Temperatureskalation bei ca 13000 s Abweichungen in der rtlichen Verteilung im Bereich der B ndelmitte ist der Tempera turanstieg durch die Zr Luft Oxidation zu gro Abb 4 12 4 5 im Bereich der heiBes ten Positionen bei 850 mm gerade richtig Abb 4 12 6 im oberen B ndelbereich steigen die Temperaturen dagegen zu wenig an Abb 4 12 7 Dieses Verhalten ist g
255. bb 4 13 11 ist die Leistungsbilanz des B ndels dargestellt die sich aus der ATHLET CD Rechnung ergibt W hrend der chemischen Reaktionen von Zr bzw B4C mit dem Dampf wird Energie freigesetzt die zus tzlich zu der im B ndel erzeugten E nergie Bundle dem System zugef hrt wird Oxid Im Experiment erreicht dieser Anteil im Zeitbereich von etwa 10000 bis 11600 s ca 30 der B ndelleistung Bei an deren St rf llen kann die Oxidationsleistung die B ndelleistung deutlich bersteigen Als Folge der Energiezufuhr durch die Oxidationsreaktion erh ht sich die Abgabe von Energie an die Brennst be in denen die gespeicherte Energie deutlich erh ht wird Stored ROD und an das K hlmittel Fluid Ein geringer Teil der Oxidationsenergie wird bei h heren Temperaturen an die B ndelumfassung abgestrahlt ber die der weitaus gr te Anteil der thermischen Leistung an die Umgebung abgegeben wird Losses Eine deutliche Anderung der Energie Zu Abfuhr ist bei der Bildung von Schmelze Kruste nach 16000 s festzustellen Stored Melt Crust Der Fehler der 174 sich der ATHLET CD Rechnung bei der Leistungsbilanz SQSUM ergibt ist ver nachlassigbar e Freisetzung von Spaltprodukten Bei dieser Rechnung wurden folgende Elemente als Inventar im B ndel ber cksichtigt Xenon Xe lod l C sium Cs Tellur Te Antimon Sb Molybd n Mo Ruthenium Ru Strontium Sr Barium Ba Uran U In den Diagrammen
256. beginnt die Zirkonoxidation die zu einer starken Temperatur eskalation f hrt Dies trat im Experiment ab ca 1880 s auf PET 89a Bei 1970 s versagt in der H he von 0 6 m erstmals die Brennstabh lle im inneren Ring mit dem Beginn der Bildung von metallischer Schmelze Ab etwa 2000 s wird die Oxi dation durch Dampfmangel begrenzt Die h chste berechnete Brennstabtemperatur war 2510 K d i 90 K unterhalb der vorgegebenen Temperatur zur Bildung kerami scher Schmelze Abb 4 7 4 vergleicht die gemessenen und berechneten axialen Profile der H llrohr temperaturen f r verschiedene Zeitpunkte im Lauf des Versuchs Der gew hlte Zeit 80 punkt zum Umschalten von der 1 zur 2 Leistungskurve 1000 s hat einen gering f gigen Einfluss auf die Temperaturprofile wie eine zusatzliche Rechnung gezeigt hat bei der das Umschalten bei 500 s analog zu der in STE 03b beschriebenen Nach rechnung erfolgte Wie die Abb 4 7 5 zeigt ist die bereinstimmung des gemessenen mit dem gerechne ten Temperaturverlauf des Steuerstabs zwar insgesamt gut aber nach ca 600 s ist der berechnete Temperaturanstieg steiler als es die Messwerte angeben wobei die Diffe renz allerdings weniger als 100 K betr gt Das Versagen der Steuerstabf hrungsrohre wurde bei 1850 s errechnet Im Versuch versagte der instrumentierte Steuerstab 5E bei 1708 s die brigen Steuerst be zwischen 1925 und 1975 s Um einen allgemeinen Eindruck von den Temperaturverlaufen b
257. ber dem experi mentellen ca 0 10 m niedriger Nach der Reduzierung des eingeleiteten K hlmittels sinken der errechnete und der gemessene Spiegel zun chst in etwa gleich ab danach weichen die Verlaufe voneinander ab Bei der Rechnung erreicht der kollabierte Was serspiegel nach ca 1200 s einen Wert von 0 60 m beim Experiment nach LAN 88 eine konstante H he von 0 76 m Der Anstieg der Messdaten wird auf die Erh hung der Druckdifferenz im B ndel zur ckgef hrt die durch die Behinderung der Abstr mung infolge fortschreitender Zerst rungsprozesse hervorgerufen wurde Die Leistungsbilanz f r das Testb ndel zeigt Abb 4 8 13 dass der weitaus gr te Teil der zugef hrten Leistung input radial durch Strahlung an den Liner bertragen wird to structures Ein geringerer Betrag wird an das K hlmittel abgegeben to fluid Bei der Oxidationsreaktion werden hohe Spitzenwerte bis zum etwa 7 fachen der ein gebrachten Leistung bei 1200 s erreicht Die Phase starker Oxidation endet nach 2000 5 4 8 4 Vergleich der Ergebnisse bei unterschiedlicher Modellierung des Ein zelstabs ROD3B Der nachfolgende Vergleich der Ergebnisse mit unterschiedlichen Modellierungen des Einzelstabs ist in ERD 05b ausf hrlich dargestellt Bei der oben beschriebenen ersten Nachrechnung des Experiments NRU FLHT 5 wur de der Edelstahlstab mit einer Ummantelung aus Zirkaloy als eine HECU Struktur in nerhalb des Str mungskanals simuliert Damit ka
258. ber den experimentellen Daten auf Diese Abweichungen sind zum Teil darauf zur ckzuf hren dass die aus dem Experiment bernommenen Anfangs und Randbedingen mit Unsicherheiten behaftet sind Wie sich bei den Analysen herausgestellt hat lieferte z B bei den QUENCH Versuchen das zur Messung der Kerneintrittstemperatur vorgesehene Thermoelement aufgrund seiner 214 ung nstigen Lage keine f r den Kerneintrittsmassenstrom reprasentative Temperatur und bei den PHEBUS SFD Versuchen sind die bereitgestellten Materialdaten des Shrouds die die Energieverluste ber die verschiedenen W rmed mmungen bzw Iso lierungen bestimmen f r eine erfolgreiche Nachrechnung zu ungenau Im Gegensatz zur QUENCH Teststrecke mit einer zylindrischen B ndelumfassung weist z B die PHEBUS SFD Teststrecke einen oktogonalen Querschnitt auf Dieser kann von der idealisierten Modellierung im ATHLET CD Eingabedatensatz bei der ein kreisf rmiger Querschnitt angenommen wird nur n herungsweise erfasst werden Ferner l sst sich der spezielle zum Teil mehrschichtige Aufbau der Shroud Isolierung nicht exakt nachbilden und die Durchf hrungen Kan le f r Leitungen zu Thermoele menten k nnen nicht gesondert modelliert werden Bei der PHEBUS SFD C3 Nach rechnung wurden die Ergebnisse dadurch verbessert dass f r den mit Helium gef llten Spalt zwischen Dampf F hrungsrohr und por ser Isolierung ein temperaturabh ngiger W rme bergangskoeffizient verwendet
259. berblick ber den derzeitigen Stand der ATHLET CD Validie rungsmatrix zur Simulation der Kernzerst rung Die Fortschreibung gegen ber dem Stand der CSNI Validierungsmatrix von 1999 betrifft folgende Versuche PHEBUS FPT2 Der Versuch ist gut dokumentiert und planm Big verlaufen Die An fangs und Randbedingungen weisen keine besonderen Unsicher heiten auf Er unterscheidet sich von den Versuchen FPTO und FPT1 durch einen geringeren Dampfmassenstrom und der Einspei sung von Bors ure mit 1000 ppm bezogen auf den Dampfmassen strom Im Rahmen des PHEBUS Bundle Interpretation Circle BIC 20 PHEBUS PHEBUS FPT5 QUENCH 04 QUENCH 05 QUENCH 06 QUENCH 07 werden Vergleichsrechnungen durchgef hrt sodass bez glich der Versuchsauswertung und Analyse einem ISP ahnliche Qualitats merkmale erf llt sind Der Versuch eignet sich vor allem f r Ver gleichsrechnungen zu FPT3 der mit einem Borkarbid Steuerstab statt AIC durchgef hrt wurde Noch keine Bewertung m glich da der Versuch noch nicht ab schlieBend ausgewertet wurde Nach vorlaufigen Informationen ist der Versuch planm ig verlaufen und weist keine besonderen Unsi cherheiten bez glich der Anfangs und Randbedingungen auf Im Rahmen des Ph bus BIC werden Vergleichsrechnungen durchge f hrt sodass bez glich der Versuchsauswertung und Analyse einem ISP hnliche Qualit tsmerkmale erf llt sind Der Versuch wurde mit einem Borkarbid Steuerstab durchgef
260. bis in den unteren Kernbereich mit Erstarren der Schmelze und Bildung von Str mungsblockaden verbesserte Modelle zur Simulation der Freisetzung des Transports und der Ablagerung von Spaltprodukten und Aerosolen neue Modelle zur B4C Oxidation und B4C SS Wechselwirkung Absorberstab sowie zur Zr Oxidation bei Lufteinbruch Simulation der Str mungsvorg nge mit 6 Gleichungsmodell bisher nur 5 Glei chungsmodell Weil sich der Entwicklungsstand der Modelle f r die Simulation von SWR Komponenten im B ndel z B Brennelementk sten w hrend der Laufzeit des aktuel len Vorhabens RS1155 gegen ber dem Entwicklungsstand im Vorg ngervorhaben RS1100 kaum verbessert hat wurde die Validierung der entsprechenden Modelle an 210 hand von typischen SWR Versuchen 2 CORA 31 zur ckgestellt und die Validie rung von DWR spezifischen Modellen anhand geeigneter Versuche z B NRU FLHT 2 und 5 Brennstabl nge wie im Reaktor 3 6 m vorgezogen Zur Durchf hrung der Validierungsrechnungen wurden die zum jeweiligen Zeitpunkt verf gbaren aktuellen Programmversionen eingesetzt zu Beginn der Arbeiten die Pro grammversion ATHLET CD mod 1 1J und f r die letzten Rechnungen die Version ATHLET CD mod 2 1A Die Auswahl der im Vorhaben RS1155 von der GRS nachzurechnenden Experimente erfolgte im Wesentlichen auf der Basis der f r ATHLET CD erstellten Validierungs matrix in Tabelle 2 7 1 Es wurden aber auch andere Versuche heran
261. blaufs Anhand dieser Tabelle der B ndelleistung sowie der gemessenen Temperatur TIT A13 des Eckstabes A Abb 4 12 2 wird nachfolgend der Versuchsab lauf dargestellt Die wesentlichen Anfangs und Randbedingungen werden bei der Be schreibung der ATHLET CD Eingabe erlautert Beim Vergleich der analytischen Ergebnisse mit den experimentellen Daten wird der Versuchsablauf nochmals verdeut licht In den Vergleichsdiagrammen erfolgt die Kennzeichnung der experimentellen Ergeb nisse gestrichelte Linien entsprechend der Instrumentierungsliste wie sie f r alle Quench Versuche verwendet wird HOF 98 Die Kennzeichnung der mit ATHLET CD errechneten Daten durchgezogene Linien ergibt sich aus dem Nodalisierungsmodell Abb 4 12 1 Die H henangaben in den Darstellungen entsprechen den Angaben der Versuchsanlage die beheizte Lange der Brennstabe liegt somit zwischen 0 0 m und 1 0 m Abb 4 12 2 zeigt oben die B ndelleistung w hrend des Experiments Dargestellt ist die gesamte elektrische Leistung Ptot aus dem Experiment die auch der bei der Rech nung als Eingabe verwendeten elektrischen Leistung entspricht Zusatzlich enthalt das 156 Diagramm die Aufteilung der Leistung auf die Heizst be im inneren Ring E505 und im auBeren Ring E506 auf die 42 96 bzw 58 der Gesamtleistung entfallen Der Test QUENCH 10 wird von den Experimentatoren in 6 Phasen aufgeteilt SEP 04 Die ersten 4 Phasen dienen dazu die erw nschten Bedingungen f
262. bnisse der Nachrechnung und Parameterstudien zum Experiment PHEBUS FPT 2 mit ATHLET CD LEE 23 RUHR UNIVERSITAT BOCHUM August 2004 224 KLE 04b LAN 88 LES 03 LOM 88 LOR 95 MAG 05 MAR 91 MIC 05 NEA 05 Kleinhietpa I D Drath T Unger H Koch The Debris Bed Experiment PHEBUS FPT 4 and its Simulation with ATHLET CD LEE 25 RUHR UNIVERSIT T BOCHUM December 2004 Lanning D D et al Full Length High Temperature Experiment 5 Data Report Pacific Northwest Laboratory PNL 6540 April 1988 Lestinen V et al LOCA testing at Halden Trial runs in IFA 650 OECD Halden Reactor Project Nuclear Safety Research Conference Washington October 20th 2274 2003 Lombardo N J D D Lanning Full Length High Temperature Experiment 2 Data Report Pacific Northwest Laboratory PNL 6551 April 1988 Lorenz R A M F Osborne A Summary of ORNL Fission Product Release Tests with Recommended Release Rates and Diffusion Coefficients Oak Ridge National Laboratory NUREG CR 6261 ORNL TM 12801 July 1995 Magallon et al European Expert Network for the Reduction of Uncertainties in Severe Ac cident Safety Issues EURSAFE Nuclear Engineering and Design vol 235 2005 pp 309 346 Martinez J A Analysis of the C34 test Final Report Note Technique SEMAR 91 09 Note PHEBUS CSD 91 121 March 1991 Micaelli J C et al Overview of SARNET Development and Progress ERMSAR 2005 Aix en Pr
263. bs bei 750 850 950 mm Verdi BOX ATHLET CD 20a 11k QUENCH 09 que09 15 in 2500 750 mm 850 mm 950mm TCRI 11 750 mm 2000 TCRI 12 850 mm TCRI 13 950 mm TIT A 13 1500 3 8 Q 5 Z 1000 500 0 71 5 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Temp des Absorberstabs bei 750 850 950 mm Steinbr ck Abb 4 2 2 QUENCH 09 Temp des Absorberstabs ref case low oxid 287 2500 ROD2 450 mm calc ROD2 650 mm calc TFS 3 8 450 mm exp TFS 3 10 650 mm exp 2000 Shr 550 mm calc TSH 9 90 550 mm exp 1500 Temperatur K 1000 500 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit s Abb 4 2 3 QUENCH 09 Temperaturverlaufe im mittleren Bereich des B ndels bei 450 mm 650 mm RC case ATHLET CD 20a 11k QUENCH 09 que09 16 in 2500 ROD2 950 mm calc TFS 2 13 950 mm exp Shr 950 mm calc 2000 TSH 13 270 950 mm exp lt 1500 5 8 Q 5 1000 500 0 m 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 Zeit Abb 4 2 4 QUENCH 09 Temperaturverlaufe oberen Bereich des B n dels bei 950 mm RC case 288 ATHLET CD 20 11 QUENCH 09 que09 16 in Innendruck ROD2 calc r P 411 rod int p exp conc Kr exp 9 406 p shr insulation exp Druck MPa Konzentrati
264. ch die Entwicklung gemeinsamer Rechenprogramme und Methoden f r probabilistische Sicherheitsanaly sen zu berwinden In SARNET sind die meisten europ ischen Organisationen einge bunden die auf dem Forschungsgebiet auslegungs berschreitender Unf lle arbeiten 22 Um diese Zielsetzungen zu erreichen tragen alle SARNET verbundenen Organisati onen zu einem so genannten Joint Programme of Activities JPA bei das folgende E lemente enth lt e Einrichtung eines Portals Advanced Communication Tool ACT zur Kommunikati on zwischen verschiedenen Arbeitsgruppen und zur Dokumentenverwaltung e Harmonisierung und Steuerung bestehender und gemeinschaftliche Definition neuer Forschungsprogramme e Gemeinschaftliche Analyse erzielter Versuchsergebnisse dieser Forschungspro gramme um ein allgemeines Verst ndnis des betreffenden Ph nomens zu erarbei ten e Entwicklung der physikalischen Modelle des integralen Rechenprogramms ASTEC Accident Source Term Evaluation Code durch die Nutzung der im Rahmen von SARNET gewonnenen experimentellen und theoretischen Ergebnisse e Entwicklung einer wissenschaftlichen Datenbasis in der alle Ergebnisse der For schungsprogramme gespeichert werden e Entwicklung einer allgemeinen Methode f r probabilistische Sicherheitsanalysen von Kernkraftwerken e Entwicklung eines Lehrgangs und eines Handbuches ber die Phanomene schwe rer Unfalle e Unterst tzung des Austausches von Studenten
265. ch zu QUENCH 07 durchgef hrt wor den um den Einfluss des bei QUENCH 07 erstmals verwendeten zentralen B4C Steuerstabsimulators auf die B ndelzerst rung sowie auf den Wasserstoffquellterm zu analysieren Dazu wurde das Experiment QUENCH 08 mit soweit wie m glich identi schen Randbedingungen und wie bei allen vorhergehenden QUENCH Tests mit einem zentralen unbeheizten Brennstabsimulator durchgef hrt F r die Nachrechnung der in Kap 4 1 2 und 4 3 1 beschriebenen Versuche QUENCH 07 und QUENCH 08 wurden Nodalisierungsmodelle verwendet die dem in Kap 4 1 1 hnlich sind Der Einfluss der Abstandshalter auf die Str mung auf dem je weiligen B ndelquerschnitt wird durch eine lokale Anpassung des hydraulischen Durchmessers des BUNDLE realisiert Der externe elektrische Widerstand wur de f r die QUENCH 07 Rechnung auf 9 25 mQ und f r die QUENCH 08 Rechnung auf 6 8 mQ gesetzt die Zirkonoxidation wurde sowohl f r die HEAT als auch f r die HECU Strukturen mit der Korrelation nach Cathcart und Urbanic Heidrick gerechnet 206 Bei der QUENCH 07 Rechnung wurde nach vorausgehenden Parameterrechnungen die Kinetik der beiden Reaktionsschritte der B C Oxidation ber die Reaktionsraten der VERDI BOX Daten f r die B4C Umsetzung und der TG BOX Daten f r die B203 Um setzung simuliert Die eutektische Wechselwirkung der B C Pellets mit dem Edelstahl des Absorberh llrohres wurde ber die Korrelation nach Nagase ber cksichtigt Da das V
266. chema wie f r die Nachrechnung der beiden anderen PHEBUS SFD Versuche 9 Kap 4 5 und AIC Kap 4 6 verwendet Eine Beschreibung der PHEBUS SFD Versuchsanlage ist in Kap 2 2 zu finden 4 4 1 Nodalisierungsschema der PHEBUS SFD Teststrecke Abb 4 4 1 zeigt das f r die Rechnungen mit ATHLET CD verwendete Nodalisie rungsschema der Teststrecke PHEBUS SFD 52 Der Str mungspfad der Teststrecke besteht im Nodalisierungsschema aus einem Ein lassvolumen INPIPE dem Str mungskanal mit dem Brennstabb ndel BUNDLE und dem Auslassvolumen OFFPIPE In das Einlassvolumen INPIPE wird sowohl berhitz ter Dampf als auch Helium INLETHE eingespeist Der nicht verbrauchte Dampf sowie der bei der Zirkon Dampf Reaktion erzeugte Wasserstoff und Helium werden ber das Auslassvolumen OFFPIPE am oberen Ende des Testb ndels nach auBen EXIT ab gef hrt Die W rmeisolierung des Str mungskanals wird von Strukturen SHROUDO SHROUD1 15 SHROUDO aus drei verschiedenen Materialschichten mit wiederum mehreren radialen Diskretisierungsschichten nachgebildet Dabei wird der oktogonale innere Liner aus Zirkaloy zylindrisch mit nur einer radialen Diskretisierungsschicht mo delliert 1 Materialschicht Die por se ZrO Isolierung wird gemeinsam mit der d n nen 1 mm Zr Umfassung aus dichterem Material zu der aus sieben radialen Diskretisierungsschichten bestehenden 2 Materialschicht zusammengefasst F r das umh llende Edelstahlrohr sind drei r
267. chen 1 20 m und 3 50 m noch eine Oxidschichtdicke von 200 um ausgewiesen Im inneren Ring ROD1 ist im mittleren B ndelbereich 1 50 m 2 50 m der Brennstab vollst ndig abgeschmolzen Abb 4 8 6 Im u eren Ring ROD2 wurde nur ein gerin ger Teil des Materials nach unten umgelagert Die Umlagerung von Material aus h heren in tiefere Regionen hat zur Folge dass der freie Str mungsquerschnitt vergr Bert bzw verkleinert wird In Abb 4 8 7 ist dazu die von ATHLET CD errechnete Porositat d i das Verh ltnis von Fluid zu Gesamtvolu men einer Zone dargestellt Zu Anfang betr gt dieses Verh ltnis ca 61 Bereits vor Schmelzbeginn ab 1000 s zeigt sich eine Verringerung des Fluidvolumens z B in der Ebene bei 2405 mm Dies ist darauf zur ckzuf hren dass sich eine Oxidschicht auf den H llrohren bildet und sich au erdem das H llrohr aufbl ht Nach Schmelzebeginn wird das Fluidvolumen infolge der Umlagerung von Material aus h her gelegenen Be reichen noch weiter verringert und die Porositat sinkt auf ca 28 ab Zu sp teren Zeiten hin wird das bisher in dieser Zone abgelagerte Material zusammen mit dem in dieser Zone urspr nglich vorhandenen Material weiter nach unten hin verlagert so dass in dieser Zone das freie Fluidvolumen deutlich vergr Bert wird Die Porositat be tr gt am Ende ca 77 Das Diagramm zeigt dass Material aus oberen Regionen von ca 3 50 m bis 1 40 m in tiefere zwischen ca 1 30 m bis 0 80 m umgelagert
268. ck und B4C Oxidationsraten nach Steinbr ck mit RC reference case Zr Oxidationsraten nach Leistikow Prater Courtright und B4C Oxidationsraten nach Verdi BOX Experimenten Bis zum Beginn der Phase konstanter Leistung von 13 kW 1950 s Abb 4 2 1 zei gen beide F lle in etwa das gleiche Verhalten Danach flacht der Temperaturanstieg bei Verwendung der LO case Oxidationsraten ab hingegen steigt mit den RC case Oxidationsraten die Temperatur weiterhin stetig an Abb 4 2 2 Mit den LO case Oxidationsraten steigen bis zum Beginn der Ab k hlphase 3316 s die Temperaturen nur langsam weiter an Dagegen erfolgt mit den case Oxidationsraten auch wahrend des Leistungsplateaus ein deutlicher Tempe raturanstieg ber die Messwerte hinaus Sehr deutlich sind die Unterschiede beim Oxidationsverhalten Eine ausgepr gte Spit ze der H2 Erzeugung zu Beginn der Leistungstransiente 73310 s Abb 4 2 6 wird mit den LO case Oxidationsraten berhaupt nicht erfasst Der gemessene Dampfmangel 40 tritt bei dem LO case w hrend des gesamten Leistungsanstiegs nicht auf Im weiteren Verlauf der Rechnung ist nur zu Beginn der Abk hlphase eine uBerst kurze Spitze der H2 Erzeugung zu erkennen Die Erzeugung von CO CO und CH ist sehr gering Selbst bei Beginn der Abk hlphase ist mit den LO case Oxidationsraten im Gegen satz zum RC case Abb 4 2 6 keine nennenswerte Erzeugung eines dieser Gase festzustellen
269. code developers assures that the code weaknesses realized in the validation project 51155 are considered in the further code improvement and development Inhaltsverzeichnis 2 1 2 2 2 3 2 4 2 5 2 6 2 7 2 8 2 9 4 1 4 1 1 4 1 2 4 1 8 4 1 4 4 2 4 2 1 4 2 2 4 2 8 4 2 4 4 8 4 3 1 4 3 2 Zielsetzung des Vorhabens RS 1155 1 Anlagen und Versuchsprogramme zur Untersuchung von Ereignissen mit schweren Kernsch aden 4 ENEE 5 PHEBUS SED ee Ra da N AU 9 e Hs etd ee 11 PHEBUS EE 12 PIERRE Een eege 16 HaldernlFABbU EE 17 aaah d reduced ud a m Mad 19 Fortschreibung der ATHLET CD Validierungsmatrix 20 SAHNE EE 22 Entwicklungsstand des Rechenprogramms ATHLET CD 27 Validierung des Rechenprogramms ATHLET CD 30 Nachrechnung des Versuchs QUENCH 07 31 Nodalisierung der QUENCH Teststrecke 32 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen 33 Ergebnisse der Nachrechnung eese 34 Zusammenfassende Diskussion 37 Nachrechnung des Versuchs QUENCH 09
270. culation ATHLET CD 2006 06 01 level 7 TCK23 lt TCK22 TCK60 C Rod Rod 1 Rod 2 Fluid S 1 4 S out Inn Sh Inn Sh Out Sh a 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Abb 4 13 17 FPT3 Rg2 Temperaturverlaufe im Testb ndel 82 150 mm Time s Temperature at elevation 150 mm Lev Temperature K Temperature K Abb 4 13 18 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 3000 ROD1 CRTC 2500 005 m 9008s 100418 11085s L ene 120405 sexes 150056 nn 160055 1500 lt 165088 17363 s 1000 500 0 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation Temperature CRTC of ROD1 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 3000 ROD2_TCSU 2500 00s e 9008s eek SI 100415 f re S 4 110355 aur x setas 2000 120408 47 7 Sei TES xe 150058 x E ONUS 16005s 8 j 1 ds 16508 S d e h Se s 17363 pr m Ge Ut Me 47513s Z ei 1000 300008 CT ZO 53 500 0 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation Temperature TCSU of ROD2 FPT3 3000 2500 1 1 Temperature K Power length KW m 2000 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 BWII TT12 0 0s 9008 s lt
271. d t o er eget p ts 158 Ergebnisse der Nachrechnung esee 160 Zusammenfassung und Bewertung 165 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS 166 Nodalisierungsmodell der FPT3 en 167 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen 167 Ergebnisse der Nachrechnung cerent nnne 169 Z satmimentassurig Nin Bid uate toed e ist Lac 178 Vorausrechnung des Benchmark Experiments PARAMETER SF1 179 Der geplante Versuchsablau er ete tenerte 179 Nodalisierungsmodell der Teststrecke 180 Anfangs und Randbedingungen bei der Rechnung 181 Ergebnisse der Vorausrechnung esee 182 Variationsrechnungen ene deese E 185 Zusammenfassende Bemerkungen sees 187 VII 4 15 4 15 1 4 15 2 4 15 3 4 15 4 4 15 5 4 16 4 16 1 4 16 2 4 16 3 4 16 4 4 16 5 4 16 6 Rechnung zum SARNET Benchmark Versuch QUENCH 1 1 188 Neue Einbauten der QUENCH Teststrecke 188 Nodalisierungsmodell der QUENCH Teststrecke 189 Versuchsab
272. d ber W rme tauscher durch den sekund ren Leichtwasser Kreislauf gek hlt Der im Kern erzeugte Dampf str mt in die Warmetauscher aus denen das Kondensat schwerkraftgetrieben wieder den Reaktordruckbeh lter zur ck flie t Der Sekund r Kreislauf mit Zwangs umlauf gibt die W rme an den terti ren K hlkreislauf ab Der dort erzeugte Dampf wird zu einer nahe gelegenen Papierfabrik oder zu Flusswasser gek hlten Kondensatoren geleitet Der Reaktorkern ist in Abb 2 6 2 dargestellt Er besteht aus 110 bis 120 Brennelemen ten und 30 Steuerelementen die in einem hexagonalen Gitter angeordnet sind Gitter 17 abstand 0 13 Die Brennstabb ndel mit je 8 oder 9 Brennst ben sind etwa 0 80 m lang Die H he des Kerns der Brennst be platziert werden k nnen ist 1 71 m F r Experimente k nnen in dem Kern unterschiedliche Brennelemente oder Versuchskap seln eingesetzt werden Der Reaktor eignet sich damit f r Versuche unter Reaktor typi schen Bedingungen In pile tests Aufgrund der r umlichen Begrenzungen sind jedoch nur Einzelstabversuche m glich Im Folgenden wird die Versuchseinrichtung IFA 650 f r die LOCA Experimente beschrieben Die IFA 650 Versuchseinrichtung besteht aus einer druckfesten Versuchskapsel und den Zu und Ableitungen f r die K hlmittelf hrung Die Abb 2 6 3 und Abb 2 6 4 zei gen den L ngs und Querschnitt der Versuchskapsel Die H henangaben mm in bei den Abbildungen sind auf den Kerneintr
273. d H llrohroxidation bei relativ geringen Warmeverlusten an die B ndelumfassung Die zu der hier dargestellten bereinstimmung f hrenden MaBnahmen waren im We sentlichen Programmtechnisch Die Transporteigenschaften Warmeleitfahigkeit Warmekapazitat eines vom An wender definierten Gasgemisches USERGAS waren aufgrund eines Programm fehlers nicht richtig berechnet worden die entsprechende Routine in ATHLET wurde korrigiert Anpassung von Eingabedaten hydraulischer Durchmesser des B ndels W rmeleitf higkeit von Argon externer elektrischer Widerstand Korrektur des radialen Leistungsprofils Mit dem Anstieg des Dampfmassenstroms von 3 auf 15 g s zur Einleitung der Abk hl phase 3776 s wird im Experiment bis zur H he 650 mm die K hlung der Heizst be innerhalb kurzer Zeit herbeigef hrt Die Rechnung zeigt bis 500 mm ebenfalls eine 48 dominante K hlwirkung des Dampfes Als Beispiel wird in Abb 4 3 2 der Temperatur verlauf in einer H he von 350 mm wiedergegeben In 550 mm H he berwiegt der W rmeeintrag durch von oben herabflie ende Schmelze so dass ein kurzfristiger Temperaturpeak auftritt Abb 4 3 3 Die beim Experiment ab 750 mm B ndelh he auftretende ausgepr gte Temperatureskalation wird auch von ATHLET CD berechnet Abb 4 3 4 Das erste Brennstab Versagen basierend auf der Krypton Messung wird im Experiment bei 3770 s ermittelt w hrend die Eskalation in der Rechnung bereits etwa 100s
274. d Randbedingungen 2 SF1 Temperaturverlaufe der H llrohre und der Umfassung UNZ EE SF1 Oxidschichtdicke und Erzeugung 2 SF1 Verlauf der Quenchfront kollabierter Wasserspiegel und Massenbilanz run u ask SF1 Geschmolzene nicht geschmolzene Massen Porosit t MM SF1 ZrO gt Schichtdicke und H gt Erzeugung run3 SF1 Verlauf der Quenchfront kollabierter Wasserspiegel Massenbilariz FU oe ieee rental ste QUENCH 11 Teststrecke mit neuen Heiz und Wassersystemen QUENCH 11 Nodalisierungsmodell der Quench Teststrecke QUENCH 11 Zusatzliches Heizmodell Temperaturverlaufe im unteren Plenum QUENCH 1 1 H llrohrtemperaturen im unteren und mittleren GTO ICM QUENCH 1 1 H llrohrtemperaturen im oberen Bereich Druck im Brerirstabspal E ler a EN Ee Te e DEE QUENCH 11 Oxidationsschicht und Verteilung der Gchmelze QUENCH 11 Masse des metallischen und erstarrten Zr 5 MEER RENE QUENGH 11 Energiebilanz XVIII Abk rzungsverzeichnis AIC ASTEC ATHLET ATHLET CD BE BIC BMWi BS CD CEA CRNL CSD CSNI DWR EC EBUNP FCI ECM FP FLHT FZK GRS HBU HBWR HCO HECU IFE IKE INEL INRNE IRSN ISP LEE LOCA
275. d Validierung verwendet Wahrend bei der Modellentwicklung Einzeleffekte im Vordergrund stehen m ssen bei der Entwicklung von Rechenprogrammen in die diese Modelle implementiert werden vor allem die Wechselwirkungen zwischen den Einzelmodellen und Synergieeffekte beachtet wer den Aus dem gro en Gebiet der internationalen Forschung werden hier nur Arbeiten zum Kernverhalten im Reaktordruckbeh lter RDB betrachtet Die Tabelle 2 1 gibt einen berblick ber Versuche die die fr hen und sp ten Phasen der Kernzerst rung simu lieren Sie lassen sich nach verschiedenen Gesichtspunkten klassifizieren Der Art der Energiequelle zur B ndelaufheizung Nachzerfallsw rme Kernspal tung elektrische Beheizung Der Gr e des Versuchsb ndels Anzahl und Lange der Brennst be oder Brennstoffmasse Der Konfiguration des Versuchsb ndels und Art der eingesetzten Materialien Druckwasserreaktor DWR Siedewasserreaktor SWR DWR russischer Bau art WWER oder SWR russischer Bauart mit Graphitmoderator RBMK Der Kondition des Brennstoffs kein Brennstoff abgereichert frisch 0 kurz bestrahlt niedrig oder mit hohem Abbrand Dem Ausgangszustand des B ndels intakte Geometrie B ndel mit Kruste oder Partikelbett Dem Simulationsumfang B ndel oberes Plenum K hlkreislauf und Sicher heitsbeh lter Containment Dem Prozessumfang B ndelaufheizung B ndelzerst rung Spaltproduktfrei setzung Sp
276. d simuliert werden konnte Wegen der bei der Rechnung zu niedrigen Temperaturen im B ndel erfolgt die an schlieBend einsetzende B C Oxidation im Vergleich zum Experiment wesentlich sp ter In der Nachrechnung werden die erzeugten Massen von CO und CO gegen ber 37 den Messdaten zwar stark untersch tzt ber cksichtigt man jedoch die Erkenntnisse der Nachuntersuchungen nach denen nur bis zu 20 des Borkarbids oxidiert sind dann ergibt sich bez glich der berechneten Massen von CO und CO eine bessere bereinstimmung Mit einem Modell zur Ber cksichtigung der Oxidation des aufgel s ten Borkarbids wird wie neuere Analysen zeigen eine noch weitere Verbesserung er zielt TRA 04 4 2 Nachrechnung des Versuchs QUENCH 09 Das Experiment QUENCH 09 wurde im Juli 2002 in hnlicher Weise wie QUENCH 07 durchgef hrt Im Unterschied zu QUENCH 07 wurde bei QUENCH 09 w hrend der B4C Oxidationsphase der Dampfdurchsatz von 3 g s auf 0 3 g s reduziert um im B n del eine fortschreitende Oxidation durch Dampfmangel zu begrenzen Ferner wurde die Abk hlung bei QUENCH 09 mit 50 g s Sattdampf statt mit 15 g s bei QUENCH 07 durchgef hrt Beim geplanten Experiment PHEBUS FPTS soll auch eine Phase in der Dampfmangel vorherrscht erreicht werden so dass hier dann ein Vergleich m glich ist Die h here Abk hlrate gibt zusatzliche Informationen ber das Verhalten wahrend der Abschreckungsphase eines heiBen B ndels Das Experiment QUENCH 09
277. d water lt 870 80 bar 260 C GA u 1 EI Eech de Oy 20 bottom of fuel 7 Meutronic screen boron steel I t n H u Bg Ka G colum BFC 8 Pressurized water lt 820 80 bar 260 C Niece NAE MN TEN 9 Inconel pressure tube 9 A FA SE EECH 0 151 of Kl 41 21 621 1 a 2 0 1615 bottom of 11 Zircaloy safety tube 277 717 support plate Vi A de SON E SSC 2525 Ca NX X gt o Ee Abb 2 2 2 PHEBUS SFD Quer und Langsschnitt des Testb ndels 890 Outlet Inlet steamline line Closure head assembly n pile tube High density ZrO cylinders D Low density ZrO fiber P Bundle coolant Hanger rods ressure regulator Intet lines Coolant line LQ Q hardlines outlet ZrO Bundle b Pr R 2 tube Ope d ZrO insulation region Coolant inlet il Flowmeter Bypass flow up Z ES e 7 87 mm thick trainer SE SYN instrumen H NS I IM Outlet Check valve Bypass flow assembly dow gt LADEN Plenum EY A Fission chambers Zr inner E v liner A 076 mm thick 2 H Outside P 7 shroud wall zm 127 0 ID Fallback barrier SCT 1 52 mm thick N assembly Zr saddle E i di SIE 7 Inside shroud wall Shroud assembly Zr instrument VS SOS Z 152 mm thick Q Lo A be Bundle assembly 0 2 Se Shroud melt through SO a POS mm It detector mes Rem get Inner wall of
278. das H llrohr durch Bersten versagt Die ATHLET CD Korrelationen ergeben f r Temperaturen unter 850 C und Spannungen unter 100 MPa etwas h here Kriechgeschwindigkeiten als die von Rosinger und TESPA mit Caupiex 10 Die Werte von TESPA mit Caupiex 1 sind um den Faktor 10 niedriger Deutlich ist zu sehen dass nach den TESPA und Rosinger Korrelationen das Kriechen mit Erreichen der bergangsphase stark zunimmt Die Kor relationen sind allerdings im hohen Temperaturbereich nur f r niedrige Differenzdr cke experimentell abgesichert da die Versuche mit Kriechgeschwindigkeiten von maximal 0 01 s durchgef hrt wurden Eine sehr starke Zunahme der Kriechgeschwindigkeit ist auch aus Abb 4 11 2 ersicht lich Hier ist die Kriechgeschwindigkeit als Funktion der Vergleichsspannung des H ll rohrs bei einer Temperatur von 800 C aufgetragen Das Bild macht deutlich dass mit zunehmender Dehnung und damit abnehmender H llrohrdicke die Verformung eska liert In der letzten Phase vor dem Bersten muss deshalb das Brennstabmodell mit kleineren Zeitschritten rechnen um die Abnahme des Brennstabinnendrucks durch die H llrohrdehnung korrekt wiederzugeben 4 11 3 Nodalisierungsmodell der Versuchseinrichtung Die Versuchsanlage wurde entsprechend der Beschreibung in Kapitel 2 6 zunachst nur mit ATHLET Komponenten modelliert Die drei Thermofluid Objekte TFO PIPE IN PIPE OUT und LEAK bilden die drei jeweils etwa 20 m langen Leitungen f r den K hl
279. de versagte die Datener fassungsanlage er wird deshalb nicht weiter diskutiert Die Versuche 07 und 09 wur den wie auch Ph bus FPT3 mit einem zentralen Borkarbid Steuerstab durchgef hrt Beim Versuch 09 waren die Temperaturen zu Beginn des Quenchens noch h her als in den fr heren Versuchen Verstarkt durch eine langere Phase mit sehr geringem Dampfdurchsatz vor dem Quenchen und durch die Reaktionen des Borkarbids mit dem Dampf und den anderen B ndelkomponenten Uberstieg die Wasserstofferzeugung alle zuvor gemessenen Werte bei weitem Durch die sehr groBe Energiefreisetzung war auch die Zerst rung der Versuchsstrecke gr Ber als erwartet Im Versuch 10 wurde nach einer l ngeren Dampfeinspeisungsphase Luft eingespeist um den Einfluss von Sauerstoff und Stickstoff auf das H llrohrverhalten untersuchen zu k nnen Lufteinbruch ist aufgrund verschiedener Szenarien m glich bei offenem K hlkreislauf wahrend Wartungsarbeiten beim Versagen des RDB Bodens oder beim Ausfall der BE Lagerbeckenk hlung Von Versuch 11 liegen derzeit noch keine Versuchsergebnisse vor 2 2 PHEBUS SFD In der Zeit von 1986 1989 wurde im Rahmen des Coeur S v rement D grad CSD Severe Fuel Damage Programms die fr he Unfallphase unter auslegungs berschrei tenden Bedingungen untersucht Die Experimente wurden in der PHEBUS Versuchs anlage in Cadarache Frankreich durchgef hrt In dieser Versuchsanlage wurde das Brennelementb ndel nuklear beheizt
280. debildung im B ndel wird dadurch erreicht dass in diesem Bereich eine geringe Str mung ber den BYPASS aufrechterhalten bleibt 122 Die modellierten Komponenten sind die 8 inneren Brennst be mit dem zentralen Steu erstab AgInCd mit F hrungsrohr ROD1 die 12 u eren Brennst be ROD2 die Strukturen der unteren B ndelumfassung mit Isolierung zur Umgebung BOTTOM die Versteifungselemente bzw Stiffener BUNDLE SO01 bis S21 und die Strukturen der eigentlichen B ndelumfassung bzw des Shroud mit lsolierung zur Umgebung BUNDLE WO1 bis W23 Die B ndelumfassung BUNDLE WO1 bis W23 wird entsprechend dem Ver suchsaufbau mit drei unterschiedlichen Materialien modelliert die wiederum in mehrere radiale Schichten unterteilt sind der innere Ring aus ThO in 5 Schichten die W rme isolierung aus keramischem ZrO in 9 und das Druckrohr aus Inconel mit der aufge dampften Schicht aus ZrO als ein Material mit 2 Schichten Zwischen den Materialien sind fertigungsbedingt gasgef llte Spalte vorhanden Der W rme bergangskoeffizient wird aus dem W rme bergang durch thermische Strahlung und W rmeleitung mit temperaturabh ngiger Spaltweite berechnet Thermische Strahlung wird auch zwi schen den Brennst ben und der B ndelumfassung sowie zwischen Stiffener und B n delumfassung bertragen Die zwei Abstandhalter aus Zircaloy werden nur fluiddynamisch simuliert indem der hydraulische Durchmesser in den entsprechenden Bereichen
281. dell berpr ft das die 139 R ckwirkung der H llrohrverformung auf den W rme bergang zwischen Brennstab und H llrohr ber cksichtigt Die Rechnung zum Experiment IFA650 3 ist einer der GRS Beitr ge f r das OECD LOCA Benchmark Die Nachrechnungsergebnisse zeigen dass das H llrohrverhalten in guter berein stimmung mit den bisher bekannten Versuchsergebnissen berechnet werden kann Die Abweichungen der Versagenszeitpunkte von 7 s und 8 s sind relativ gering Die dabei berechneten H llrohrtemperaturen stimmen mit einer Abweichung von 4 K und 1 K mit den Messwerten sehr gut berein Der Brennstabinnendruck wird dagegen kurz vor dem Bersten Uberschatzt Die Ergebnisse zeigen auch dass ein dringender Bedarf be steht das ATHLET CD Brennstabmodell f r neue H llrohrmaterialien und h heren Ab brand oder geanderte Brennstoffzusammensetzung und f r die Simulation groBraumiger Bereiche mit hoher H llrohrdehnung und R ckkopplung zwischen den Modellen zum Brennstabverhalten und zur Thermo Fluiddynamik in der Brennstabum gebung zu ert chtigen 4 11 1 Versuchsablauf der LOCA Experimente 2 und 3 Wesentliche Versuchsdaten sind in Tab 4 11 1 zusammengefasst und in den Abbil dungen Abb 4 11 5 bis Abb 4 11 34 mit den Ergebnissen der Versuchsnachrech nungen aufgezeichnet Wahrend der Bestrahlungsphase die je nach Versuch unterschiedlich lang ist wird die Versuchskapsel bei hoher Reaktorleistung durch Zwangsumlauf Pumpe PA 6
282. denen Zeiten mit der maximalen Verformung oberhalb der Brennstabmitte Anders als in der Rech nung zum Versuch IFA 650 2 ist hier die H llrohrdehnung im oberen Brennstabab schnitt geringf gig h her als im unteren Der Verlauf der H llrohrdehnung entspricht damit der axialen Leistungsverteilung im Brennstab Abb 4 11 20 Der Bereich erh h ter Dehnung gt 30 96 erstreckt sich ber etwa 0 08 m H he 1160 1240 mm Mit der Annahme einer geringeren maximale Kriechgeschwindigkeit von 0 03 1 s ergibt sich ein etwas gr erer Bereich erh hter Dehnung von etwa 0 12 m H he 1140 1260 mm Abb 4 11 29 bis Abb 4 11 32 geben die Temperaturen ber den gesamten Versuchs ablauf bis 700 s wieder Der Vergleich der gerechneten und gemessenen Brennstab temperaturen zeigt eine gute bereinstimmung f r den gesamten Zeitbereich w hrend die Temperaturen der Schutzheizung nach Beginn des Spr hens deutlich untersch tzt werden Die korrekte Simulation dieser Versuchsphase steht jedoch nicht im Vorder grund dieser Arbeiten zur Validierung des Brennstabmodells Interessant sind auch hier die Fluidtemperaturen in der Versuchskapsel Abb 4 11 31 Wie im Versuch IFA 650 2 spiegelt der gemessene Temperaturverlauf TIA nach 340 s deutlich den alternierenden Betrieb des Spr hventils wider w hrend in der Rechnung Pipe in 11 die gleichm ige Einspeisung zu einem allm hlichen Tempera turanstieg f hrt Vor Spr hbeginn ist auch hier die gem
283. der wenigen Messwerte nur qualitativ berpr ft werden Die mit einer gewis sen Unsicherheit behafteten Messwerte und die Rechenergebnisse liegen aber nicht weit auseinander Die Ber cksichtigung der Partialdr cke der Absorberd mpfe f hrt unter hohem Sys temdruck zu realistischeren Freisetzungsraten von Absorbermaterialen als mit den fr her verwendeten CORSOR Raten Es wird empfohlen den Grenzwert der relativen H llrohroxidation zur Berechnung der erh hten Freisetzungsraten von Te und Sb mit den ORNL Raten per Eingabe zu steu ern Die Rechenergebnisse sind weitgehend unabhangig von der Rechenplattform wie eine 85 Portierbarkeitsstudie gezeigt hat 4 8 Nachrechnung des Versuchs NRU FLHT 5 Das Experiment NRU FLHT 5 wurde im Mai 1987 durchgef hrt und war der vierte Test in dieser Serie Das Experiment FLHT 5 unterscheidet sich von den vorher durchge f hrten Tests im Wesentlichen durch eine h here B ndelleistung 30 kW statt 23 kW Das Versuchsziel war das Verhalten eines Brennstabb ndels realer Lange 3 63 m w hrend eines Kernschmelzunfalls zu untersuchen Insbesondere wurden der Tempe raturverlauf und die damit verbundene H Erzeugung das Abschmelzen und Wiederer starren der Materialien sowie die Freisetzung von Spaltprodukten und deren Transport experimentell bestimmt Dabei wurden zehn frische und ein abgebrannter Brennstab eingesetzt jedoch keine Absorberst be Die Anordnung enthielt einen weiteren Sta
284. des Dampfdrucks des Cadmiums einen Anstieg des Innendrucks des Absorberstabs Bei weiter ansteigender Temperatur wird schlieBlich die Schmelztemperatur des nicht oxi dierenden Edelstahlr hrchens erreicht die AIC Schmelze tritt aus und die chemische Wechselwirkung zwischen der AIC Schmelze und den umgebenden H llrohren be ginnt Dadurch wird die bei einer Temperatur unterhalb der Zr Schmelztemperatur 2030 K die Aufl sung des Zirkaloys bewirkt Die chemische Reaktion erfolgt im Be reich um den Steuerstab und infolge des Abstr mens von geschmolzenem Material auch nach unten hin Wie einige out of pile Versuche beim Forschungszentrum Karls ruhe FZK gezeigt haben tritt eine beschleunigte Verfl ssigung bereits knapp ober halb von 1470 K auf HAG 96 Die beschleunigte Zerst rung des Reaktorkerns erfolgt damit bei relativ niedriger Temperatur Die dem abschlieBenden Vergleichsbericht zum ISP 28 ADR 92 entnommenen Ab sch tzungen der experimentellen Unsicherheiten Tab 4 5 2 gelten auch f r den Ver 69 such AIC und sind bei der Bewertung der Nachrechnungsergebnisse zu ber cksichti gen F r die Nachrechnung mit ATHLET CD erforderlichen Randbedingungen Leistung Eingangsmassenstr me Temperatur Druck werden aus den Messdaten gewonnen Bei der ersten Rechnung wurden f r die Oxidation die Beziehungen von Cathcart bzw Urbanic Heidrick verwendet bei der zweiten Rechnung die Beziehungen von Leistikow und Prater C
285. des Experiments Ver 205 such QUENCH 03 wie auch einigen anderen CORA und QUENCH Experimenten tr gt die Oxidation der metallischen Schmelze zur weiteren Schmelzebildung und Wasserstofferzeugung bei was aber bei der vorliegenden Rechnung nicht eindeutig zu erkennen ist Von der Ber cksichtigung des Einflusses der maximal wirksamen Oxid schichtdicken der Schmelzestr hne mit Hilfe einer in der freigegebenen Programmver sion ATHLET CD 2 0A 1 1K noch nicht implementierten Eingabegr Be ist eine weitere Erh hung der Wasserstofferzeugung und eine Verbesserung des thermischen Verhal tens des B ndels zu erwarten wie Testrechnungen des Entwicklers gezeigt haben Zusammenfassend ist festzustellen dass mit ATHLET CD 2 0A 1 1K das physikali sche Verhalten des B ndels in der fr hen Phase der Kernzerst rung und des Quen chens sehr gut berechnet werden kann und im Vergleich zu den Ergebnissen mit der alteren Programmversion 1 2D 1 1l eine deutliche Verbesserung erzielt wurde Die Modellentwicklung hinsichtlich der Simulation der Vorg nge beim Quenchen eines stark zerst rten Kerns ist voranzutreiben 4 16 6 Nachrechnung der Referenzversuche QUENCH 07 und QUENCH 08 Die Nachrechnung der Referenzversuche QUENCH 07 mit B4C Absorberstab und QUENCH 08 ohne Absorberstab mit der Programmversion ATHLET CD 2 0A 1 1L im Rahmen des BMWi Vorhabens 1501 305 ist in DRA 06 ausf hrlich dokumentiert Der Versuch QUENCH 08 war als Referenzversu
286. drogen generation PBF SFD 1 4 Erzeugte Wasserstoffmasse PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L 22 09 2004 Legend Node 8 0 26 m Node 10 0 36 m Node 12 0 46 m Node 14 0 55 m Node 16 0 65 m Node 18 0 74 m ge ge Ir 1000 2000 3000 4000 Time s Oxidation layer thickness fuel rod in middle ring PBF SFD 1 4 Oxidschicht Brennstab in der mittleren Zone Stab 3B 319 PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L Run10 12 10 2004 Legend Pretest Posttest Calculation TALLOW 2250K Normalized mass 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 Elevation m Normalized fuel rod mass distribution PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L Run10 12 10 2004 8 7 Legend 6 Pretest Posttest nd Calculation JL TALLOW 2250K o 5 o c E 9 4 o E s o z 2 1 0 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 Elevation m Normalized control rod mass distribution fw plt auh Abb 4 7 9 PBF SFD 1 4 Axiale Massenverteilung am Ende des Versuchs 320 0 1 0 05 0 01 0 005 0 00100 0 00050 0 00010 0 00005 1 00 05 Abb 4 7 10 0 01 0 005 0 00100 0 00050 0 00010 0 00005 1 00e 05 5 00e 06 1 00e 06 5 00e 07 j j j j j 1 00e 07 5 00e 08 1 00e 08 5 00e 09 1 00e 09 Abb 4 7 11 PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L Run 10 12 10 2004
287. e Modellierung des Brennstabplenums oder durch die Berechnung zu hoher Temperatu ren im oberen Bereich des Brennstabs verursacht sein Die Abweichung wird geringer wenn unterstellt wird dass aus der Spr hleitung ein geringer Massenstrom austritt der durch die verz gerte Entleerung der Leitung die aus der Messung des Druckverlaufs in der Spr hleitung unterstellt werden kann verursacht ist Die Versuche eignen sich nicht zur Validierung der thermohydraulischen Modelle da dazu die Instrumentierung der Versuchskapsel und der K hlmittelleitungen einschlieB lich Abblaseleitung nicht ausreichend ist Dies trifft insbesondere auf die Blowdown Phase zu bei der die Simulation zus tzlich durch mangelhafte Kenntnis zum nungsverhalten der Ventile und der Lage m glicher Str mungsbegrenzungen durch kri tische Str mung erschwert wird Andrerseits besteht ein dringender Bedarf die Brennstabmodelle f r neue H llrohrma terialien und h heren Abbrand oder ge nderte Brennstoffzusammensetzung zu ert ch 154 tigen Vor allem erfordert die Simulation gro r umiger Bereiche mit hoher H llrohr dehnung die R ckkopplung zwischen den Modellen zum Brennstabverhalten und zur Thermo Fluiddynamik in der Brennstabumgebung Diese Modellentwicklung ist in der Weiterentwicklung des System Codes ATHLET CD vorgesehen und erfolgt in enger Zusammenarbeit mit der Weiterentwicklung des Programms TESPA ROD f r probabi listische Untersuchungen 4 12 N
288. e Isolierung und damit auch in den Raum oberhalb der Isolierung zwischen Shroud und K hlrohr gebla sen um etwa vorhandene Feuchtigkeit zu entfernen Vor Versuchsbeginn wird die Zu fuhr von Argon abgeschaltet der freie Raum und die Poren des Isoliermaterials sind dann mit Ar gef llt Die Brennstabsimulatoren und die B ndelumfassung Shroud Isolierschicht sind mit einer Vielzahl von Thermoelementen versehen Sie sind auf 17 axialen Ebenen von 0 25 m bis 1 35 m in Abst nden von 0 10 m angebracht Auf eine genauere Darstellung der Instrumentierung wird an dieser Stelle verzichtet und auf die o g Literatur verwie sen Die Versuche k nnen allgemein in mehrere Phasen aufgeteilt werden Abb 2 1 5 Die hier aufgef hrten Zeiten entsprechen denen des Versuches QUENCH 06 ISP 45 eine Vorwarmphase und eine Phase mit Einspeisung von Helium um die Verz gerungszeit bis zur Messstelle zu bestimmen eine zweite Vorw rmphase ca 0 950 s eine Voroxidationsphase 9150 s eine transiente Phase 9690 s die Quench Phase ab 9175 s Vor der Quench Phase wurden Argon und Dampf von unten in das Testb ndel einge speist Die Voroxidationsphase diente dazu eine Oxidschicht vor der eigentlichen Quench Phase zu erzeugen Etwa 6000 s nach Beginn dieser Phase wurde einer der Eckst be ohne Unterbrechung des Versuchsbetriebs aus dem Testb ndel gezogen um die bis zu diesem Zeitpunkt bereits erzeugte Oxidschichtdicke feststel
289. e Messung einen steilen Temperaturanstieg infolge der einsetzenden Oxidationsreaktion mit H gt Erzeugung Im Bereich oberhalb von 3 04 m erfolgt in der Rechnung erst etwas sp ter ab 1500 s eine leichte Temperatureskalation Der Grund daf r ist dass im Zeitbereich zwischen etwa 1000 bis 1500 s das eingespeiste K hlmittel im unteren Bereich verdampft und dort nahezu vollst ndig f r die Oxidationsreaktion verbraucht wird Bis zum Beginn der Temperatureskalation stimmen auch die gerechneten und gemes senen Temperaturverlaufe der Schutzbleche Carr berein Danach steigen bei der Rechnung die Temperaturen der Schutzbleche bis auf die der H llrohre an Die Mess daten zeigen ab dieser Zeit fehlerhaft konstante Werte an Die K hlmitteltemperatur TFLUID wird von der H llrohrtemperatur bestimmt Insbe sondere stimmen im reinen Dampfbereich die Temperaturverlaufe von H llrohr K hl mittel und Schutzbleche berein Abb 4 8 4 zeigt Temperaturverlaufe im Liner bzw der F llk rper Saddle verschie denen Ebenen Zus tzlich wurden in diesen Diagrammen die entsprechenden K hlmit teltemperaturen eingetragen 91 Die gemessenen und gerechneten Temperaturverlaufe des Liners zeigen ebenso wie die der H llrohre bis zum Beginn der Temperatureskalation und des Liner Durchschmelzens im Experiment eine sehr gute bereinstimmung Bei der Rechnung liegen die Temperaturen des Liners und des K hlmittels sehr nahe beieinander Dies
290. e Verformung und der Span nungszustand des H llrohrs f r jeden Zeitschritt berechnet Bei K hlmittelverlust St rf llen versagt das H llrohr im Allgemeinen durch plastische Verformung Balloo ning wenn die Kriechgeschwindigkeit sehr schnell ansteigt oder eine maximale Deh nung erreicht wird Ein allgemeiner Ansatz zur Berechnung der Kriechgeschwindigkeit EPP ist die Harper Dorn Gleichung EPP A oy G exp Q RT cy In dieser Gleichung stehen A f r den Texturparameter n f r den Spannungsexponen ten Q f r die Aktivierungsenergie und H f r die allgemeine Gaskonstante Die Variab len sind die Vergleichsspannung Oy und die H llrohrtemperatur Toy G ist eine Bezugsgr Be 1 MPa In Tab 4 11 2 sind f r die untersuchten Modellans tze die Ko effizienten der Harper Dorn Gleichung nach BRU 94 ROS 79 und SON 02 zu sammengefasst In ATHLET CD ist im Texturparameter der Schubmodul Gs enthalten der wiederum als Funktion der H llrohrtemperatur berechnet wird Daf r stehen zwei unterschiedliche Optionen zur Verf gung siehe Tab 4 11 3 die sich nach der Korrektur in der Stan 142 dard Option jedoch im wesentlichen Temperaturbereich unter 1200 K kaum unter scheiden TESPA Modell wird die unterschiedliche Textur der H llrohre mit dem Koeffizient Caupiex der standardm ig 1 und 10 f r Duplex H llrohre ist ber cksichtigt Au erdem wird in diesem Modell die Kriechgeschwindigkeit als Funkti
291. e aus dem im betref fenden Zeitraum um 13000 s bereinstimmenden Verhalten der Hz Freisetzung s Abb 4 12 9 zu ersehen ist 162 Betrachtet man dagegen den in der Luft Oxidationsphase verbrauchten Sauerstoff Abb 4 12 10 so ist f r die Rechnung eine zu hohe O Ausstr mrate d h ein zu ge ringer Verbrauch von Sauerstoff im Vergleich mit den Testdaten festzustellen Wah rend die Messung kurz vor dem Ende der Lufteinbruchsphase bei 13300 s Ende 13400 s einen vollst ndigen Verbrauch des vorhandenen Sauerstoffs bis zum oberen B ndelende zeigt bleibt in der Rechnung 1 4 des eingespeisten O2 Massenstroms zur Ausstr mung brig Abb 4 12 11 zeigt den als Multiplikator f r die Oxidationsrate benutzten Reduktionsfaktor 9 der ein Ma f r die vorliegende O2 Konzentration darstellt Wie aus den Werten zu ersehen ist wird in den letzten 100 s der Luftoxidati onsphase aufgrund des gesunkenen O Partialdrucks nur ca 1 10 der urspr nglich be rechneten Reaktionsrate wirksam g p Oz 0 1 Um den Sauerstoff Verbrauch in diesem Zeitraum entsprechend den Messdaten nachzurechnen muss der Reduktions faktors g p O trotz des geringen O2 Partialdrucks h here Werte annehmen Die analytisch bestimmte Dicke der auf den H llrohren gebildeten Oxidschichten zum Zeitpunkt unmittelbar vor Beginn des Quenchens 13392 s ist in Abb 4 12 12 darge stellt Da der vor dem Quenchen aus der Versuchsanordnung gezogene Eckstab D lei
292. e relativen Massenverteilungen nach der Umlage rung f r den inneren Ring ROD1 den u eren Ring ROD2 und den Einzelstab RODSB dargestellt Im inneren Ring ROD1 ist die Massenverteilung am Ende der beiden ersten Rechnun gen nahezu identisch Im Bereich zwischen ca 1 70 m und 2 40 m ist kein Material mehr vorhanden Das Material wurde im Wesentlichen in k ltere Ebenen 1 15 m und 0 76 m umgelagert wobei sich der gr ere Teil bei 1 15 m anlagerte Bei der dritten Rechnung Rg 3 wurde aus dem Bereich oberhalb von 1 0 m nur ein geringer Teil nach unten in den Bereich zwischen 0 3 bis 0 7 m verlagert Im uBeren Ring ROD2 erfolgte die Umlagerung bei den drei Rechnungen hnlich wie im inneren Ring ROD1 Oberhalb von 1 2 m ist bei allen Rechnungen in etwa der gleiche Anteil des Materials nach unten abgest rzt Bei den Rechnungen Rg 1 und Rg 2 hat sich das Material im Bereich um 0 5 bis 1 5 m abgelagert bei Rg 3 in etwa bei 0 3 bis 1 0 m 102 Der Stab ROD3B ist bei der Rechnung Rg 3 oberhalb von 1 0 m vollstandig in tiefere Bereiche abgest rzt In der Ebene um 0 8 m wurde ein geringer Anteil der Masse an gelagert der weitaus gr Bte Teil befindet sich unterhalb von 0 5 m Diese Materialumlagerungen f hren zu einer Vergr Berung bzw einer Verringerung der freien Str mungsfl che im Kanal In ATHLET CD wird dieses durch die Porosit t d i das Verh ltnis des freien zum gesamten Volumen einer Zone erfasst Zusatzlich zur rel
293. edriger Tab 4 7 1 Die auf das Anfangsinventar normierten Freisetzungsraten von Edelgasen sind in Abb 4 7 11 dargestellt Bis zum Beginn der Abk hlphase bei 2600 s stimmen die f r die Edelgase errechneten Freisetzungsraten sehr gut mit den Messwerten berein Der Grund f r den relativ hohen Messwert f r die Freisetzung von Edelgasen w hrend der Abk hlphase ist unbekannt Der hohe Messwert ist jedenfalls nicht auf die Anderung der Brennstoff Morphologie wahrend der Abk hlung zur ckzuf hren Eine m gliche Brennstoff Granulation die das Ph nomen erkl ren k nnte wurde in diesem PBF Versuch nicht beobachtet PET 89 In Tab 4 7 1 werden die experimentell ermittelten globalen Freisetzungsanteile von 83 einzelnen Elementen den berechneten Ergebnissen gegen ber gestellt Wie die Tabel le zeigt liegen die mit einer gewissen Unsicherheit behafteten Messwerte und die Re chenergebnisse nicht weit auseinander Die hier als Eingabeoption verwendeten ORNL Raten bersch tzten jedoch die Freisetzung von Te und Sb im Vergleich zum Versuch Der Grund daf r ist die im Modell ber cksichtigte deutliche Erh hung der Freisetzungsraten bei oxidierten H llrohren die in verschiedenen Einzeleffektests bei niedrigem Druck 0 1 MPa beobachtet wurde LOR 95 Die Grenze zwischen metalli schen und oxidierten H llrohren ist m glicherweise zu niedrig angesetzt was aus dem Vergleich der Ergebnisse der Rechnungen mit und ohne Ber cksichtig
294. egen ber dem Experiment einen deutlich niedrigeren Wert aus Hierbei ist u a zu ber cksichtigen dass bei der Rechnung der Liner nur von einer Seite her oxi dieren kann w hrend beim Experiment durch das Eindringen von heiBen Gasen der Liner auch auf der Seite der Isolierung oxidierte Eine Variationsrechnung mit einem geanderten Oxidationsmodell bei dem im Bereich bis 1773 K die Beziehung von Cathcart verwendet wurde f hrte zu einer geringf gig niedrigeren H2 Masse In einer weiteren Variationsrechnung wurde statt des 6 Gleichungssystems das 5 Gleichungssystem verwendet AuBerdem wurde f r die Oxidation der Kruste das Mo dell von Hobson gew hlt und die Viskosit t der Schmelze gegen ber der Referenz rechnung verringert Faktor 10 Die erzeugte H gt Masse konnte damit zwar auf 1600 erh ht werden ansonsten f hrten auch diese Ma nahmen im Ergebnis zu keinen be deutenden nderungen Die visuelle Inspektion der Teststrecke ergab dass w hrend des Experiments chemi sche Reaktionen zwischen dem Material der Abstandhalter und der H llrohre zwi schen dem des Liners und des Brennstoffs sowie zwischen dem Material des Liners 95 und dem der Isolierung stattgefunden hatten LAN 88 Solche Reaktionen k nnen mit ATHLET CD nicht simuliert werden e Wasserspiegel und Energiebilanz Abb 4 8 12 enth lt den Verlauf des gerechneten und gemessenen kollabierten Was serspiegels Bei der Rechnung ist der Wasserspiegel anfangs gegen
295. ei 1000 bis 1200 s belastbar sind Danach schmolzen die Thermoelemente bzw lagerten sich um Die Temperaturen k nnen daher nicht mehr einer bestimmten axialen H he zugeordnet werden oder sind nicht verwertbar Im Rahmen der Nachrechnung des Versuchs wurden drei Rechnungen durchgef hrt die hinsichtlich der Modellierung des Einzelstabs folgende Unterschiede aufweisen e erste Rechnung Rg 1 bei der der Einzelstab ROD3B als HECU Struktur modelliert ist 103 e die zweite Rechnung Rg 2 bei der ROD3B mit dem Modul ECORE als Steu erstab ohne Verwendung des Abschmelzmodells modelliert ist e dritte Rechnung Rg 3 bei der ROD3B mit dem Modul ECORE als Steuer stab mit Verwendung des Abschmelzmodells modelliert ist Die bereinstimmung zwischen den Ergebnissen der ersten Rechnung Rg 1 und dem Experiment ist im Zeitbereich bis 1200 s insgesamt sehr gut Auch die errechne ten Temperaturverlaufe der Schutzbleche f r die Leitungen der Thermoelemente stim men sehr gut mit den Messdaten berein Bis zum Beginn des Aufschmelzens des Liners ist auch bez glich der Temperaturver l ufe des Shrouds eine gute bereinstimmung zwischen der ersten Rechnung und dem Experiment festzustellen Weil w hrend des Experiments die Schmelztemperatur des Liners berschritten und der Liner stark zerst rt wurde drangen heiBe Gase in den Bereich des Isoliermaterials ein und beeinflussten die Temperatur der F llk rper Saddle AuBerdem nderten
296. ei Rechnun gen das untere Diagramm die durch die Zr Dampfreaktion erzeugten H Gesamtmassen sowie den Anteil infolge der Oxidation des Brennstabb ndels 101 Mit den drei Modellierungen wurden die folgenden unterschiedlichen H Gesamtmassen H2 tot errechnet Rechnung Hg 1 Rg 2 Rg 3 H2 Gesamtmasse 147 9 1400 1660 Der Experimentator gibt f r die insgesamt erzeugte H2 Masse einen best estimate Wert von 300 g an was einer Oxidation von 75 der insgesamt zur Verf gung ste henden Zr Masse entspricht Mit ATHLET CD wird dagegen eine deutlich geringere Masse errechnet Der wesentliche Grund f r diese Differenz ist der von ATHLET CD im Vergleich zum Experiment unterschiedlich simulierte Ablauf der Oxidation und des Abschmelzens der Materialien in der Teststrecke Einzelstab Abstandhalter Liner Die Modellierung des Einzelstabs ROD3B mit Ber cksichtigung des Abschmelzmodells ergibt erwartungsgem die gr te erzeugte weil bei der Rechnung Hg auch nach 2000 s noch erzeugt wird wahrend bei den anderen beiden Rechnungen die Erzeugung nach 2200 s beendet ist Auf diese wesentlich langere Zeitdauer der Oxidationsreaktion wurde bereits bei der Beschreibung der Temperaturverlaufe hinge wiesen W hrend der Transiente treten Temperaturen weit oberhalb der Schmelztemperaturen der Materialien auf was zu einer Umlagerung von Teilen der Brennst be und des zelstabs f hrt In Abb 4 8 23 sind di
297. ei einem schweren Reaktorunfall in die Umgebung freigesetzt werden k nnten zu verbessern Deshalb wurden in einer integralen Versuchsanlage im Ma stab 1 5000 sowohl ein Reaktorkern mit hohem Spaltproduktinventar als auch der Prim rkreislauf und der Sicherheitsbe h lter simuliert mit der M glichkeit repr sentative thermohydraulische Bedingungen f r das Gesamtsystem darzustellen und zusammenhangende sich gegenseitig beein flussende Phanomene zu erkennen wie sie Einzeleffektversuchen nicht darstellbar sind 12 Gegensatz zur urspr nglichen Absicht bestimmte Unfallsequenzen im kleinen Ma stab zu simulieren ist die revidierte Versuchsmatrix phanomenorientiert Dabei stehen solche Ph nomene und Prozesse im Vordergrund die sich wesentlich auf den Quellterm auswirken und die nicht in out of pile Versuchsanlagen simuliert werden k nnen Die Versuchsergebnisse sollen in erster Linie der Validierung von Rechenpro grammen f r die Sp tphasen der Kernzerst rung dienen Abbildung 2 4 1 zeigt eine schematische Darstellung der Versuchsanlage mit der Neu tronenquelle Treiber Core der Versuchskapsel mit Testb ndel den K hlkreis laufkomponenten mit Dampferzeugerheizrohr und der 10 m groBen Nachbildung des Sicherheitsbeh lters Das 1 m lange Testb ndel mit 20 Brennst ben und einem Steu erstab wird von einem wassergek hlten Druckrohr umschlossen Die Versuchskapsel besteht aus folgenden Komponenten Abb 2 4 2 Testb
298. eich der Rechnung mit dem Experiment mit Beginn der Aufheizung jedoch ei ne gute bereinstimmung e Temperaturverlaufe der H llrohre und des Shrouds Die Abbildungen 4 9 3 bis 4 9 5 zeigen berechnete H llrohrtemperaturen und die Tem peratur des K hlmittels in ausgewahlten H hen im Vergleich zu experimentellen Daten Beim Experiment wurden die Temperaturen an der Innenseite der H llrohre gemessen In den Diagrammen sind in den Angaben der Messstellen die Bezeichnung der Brenn st be z B 2C in Abb 4 9 3 enthalten Der innere Ring enth lt die vier St be 2B 3B 2C 3C die anderen bilden den uBeren Ring Zum Vergleich wurden die gerechneten H llrohrtemperaturen der entsprechenden repr sentativen Stabe ROD1 ROD2 der beiden Ringe herangezogen Bei der Rechnung beginnt gegen ber dem Experiment der Temperaturanstieg im unte ren B ndelbereich bis zu 75 s fr her Abb 4 9 3 Mit zunehmender H he wird diese Differenz deutlich geringer Abb 4 9 5 Sowohl bei der Rechnung als auch beim Expe 110 riment liegen die Temperaturen des inneren und des u eren Rings eng beieinander Nach 400 s wo im Experiment Brennstabversagen auftritt weist die Messung in Be reichen oberhalb von 2 0 m gegen ber der Rechnung h here Temperaturen aus Bei der Rechnung tritt das Versagen des Stabs des inneren Rings ROD1 nach 470 s auf Zu diesem Zeitpunkt wird das vorgegebene Berstkriterium s u erreicht Bei dem Experiment wurde nach
299. eine weitere Rechnung bei sonst gleichen Bedingungen mit dem Versagenskriterium EBUNP 100 durchgef hrt Auf die Ergebnisse dieser Rechnung wird zum Schluss dieses Kapitels eingegangen Treten in einem Reaktor Bedingungen auf die zu einem st rkeren Blahen f hren wird die H llrohrdehnung durch die benachbarten Brennst be begrenzt Als wesentliche Gr Be wird in dem ATHLET CD Modell dazu der Brennstababstand PITCH verwen det Urspr nglich war im Datensatz daf r der f r Reaktoren typische Wert von etwa 12 mm eingegeben Damit ist die Dehnung auf etwa 38 begrenzt F r gr ere Deh nungen muss der der Versuchsanlage entsprechende Wert bestimmt werden Aus dem Innendurchmesser der Schutzheizung 20 mm ergibt sich damit ein fiktiver Brennstab abstand von 17 7 mm Um rechnerisch eine vollstandige Str mungsblockade zu ver meiden wurde als Abstand PITCH 16 mm eingegeben Daraus ergibt sich maximaler Brennstabdurchmesser von 18 mm F r die Berechnung der Strahlung zwi schen Brennstab und Heizrohr und zur Simulation von Str mungsblockaden mussten weitere Werte angepasst werden die jedoch keine Auswirkung auf das Brennstabmo dell haben und deshalb hier nicht weiter er rtert werden Die Versuchsrandbedingungen sind in Abb 4 11 19 zu sehen Die Brennstableistung ergibt sich aus der Leistung des Treiberkerns der 620 s nach Blowdown abgeschaltet wird In der Zeit danach wird nur noch die Nachzerfallsleistung vorgegeben Die Lei
300. einstimmung zeigt In den nachfolgenden Zonen im konischen Bereich ist in der Rechnung bei ca 10000 s w hrend der Phase der Zr Dampfoxidation ein deutlicher Temperaturabfall festzustellen Abb 4 13 14 der auch bei den Messdaten level 26 1 zu finden ist Der Temperaturabfall wird durch den verringerten Massenstrom und dem damit ver bundenen reduzierten Energietransport sowie durch eine schlechtere Isolierung des Str mungsrohrs hervorgerufen Im nachfolgenden Rohrleitungsbereich Abb 4 13 15 weichen die gemessenen und gerechneten Temperaturverlaufe sehr stark voneinander ab Wahrend des Versuchs wurde die Rohrwand mittels Heizelementen auf eine Temperatur um 970 K geregelt Eine solche Regelung wurde nicht modelliert so dass ein direkter Datenvergleich nur eingeschr nkt sinnvoll ist Abb 4 13 16 zeigt die berechneten Temperaturen im Kr mmer zur horizontalen heiBen Leitung Vergleichbare Messdaten liegen z Zt nicht vor In diesem Bereich f llt auf dass w hrend der Phase der Oxidation die den Kernaustrittsmassenstrom reduziert von der Rechnung ein Temperaturabfall in der Str mung und zur selben Zeit ein Tem peraturanstieg der Rohrwand ausgewiesen wird Dieser Temperaturanstieg in der Rohrwand ist in den davor liegenden Zonen nicht festzustellen Wahrend dieser Zeit ist einerseits die Warmeleitung im Gas H gt statt H2O h her aber die Warmekapazitat niedriger was vom Programm richtig simuliert wird e Rechnungen m
301. eistungsbilanz des B ndels 360 196 ATHLET CD 20 2 fpt2 09 in ATHLET CD 20B FPT2 To 09 in 1200 TFLUID 24 e PL TFLUID 1 BUNDLE W22 TT 1 b s PL W1 TT 1 TCW46 c 1077 f _ ow 3 1000 0 TCW48 c 1186 w T TCW47 c 1077 f QS ANC i P TCW53 c 1186 w 3 x 3 3 bai be 5 800 5 5 600 400 oo n O oT 400 0 5000 10000 15000 20000 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Zeit s Temperatur am B ndelaustritt Temp im unteren Bereich des Plenums Gebiet C ATHLET CD_20B FPT2 fpt2 09 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 1200 e PL TFLUID 3 PL TFLUID 5 e enu UU PL WB TTA X TCK49 51 1340 w 4 1100 H 9 TCK58 3657 f c e TCK55 1795 f 5 A TETH662B 3277 x 54 1795 w x TETH663B 3277 5 o TETH660B 1585 5 TETH661B 2005 5 5 1000 Bern Acn E 900 800 0 5000 10000 15000 20000 0 5000 10000 15000 20000 Zeit Zeit s Temperatur im beheizten Bereich Gebiet D Temperatur im vertikalen Bereich Gebiet F Abb 4 10 9 2 Temperaturverlaufe im Plenum 96 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 1050 e HP TFLUID 1 HP W1 TT 1 o TEPF805 129 f 1000 806 129 w lt aoe bal 5 950 900 850 0
302. el Zwischen den Temperaturverlaufen im Plenum bzw in der vertika len Leitung zum horizontalen heiBem Strang sind zwischen der Rechnung und den vorliegenden experimentellen Daten gr Bere Unterschiede festzustellen Ahnliche Dif ferenzen liegen auch bei der Nachrechnung des Experiments FPT2 Kap 4 10 vor 166 Hier muss noch detaillierter untersucht werden ob die Differenzen auf Ursachen rimenteller Art oder auf die Modellierung in ATHLET CD zur ckzuf hren sind Die Versuchsanlage ist in JAC 00 ausf hrlich dokumentiert Kap 2 4 enth lt eine kur ze Beschreibung 4 13 1 Nodalisierungsmodell der FPT3 Teststrecke F r die Analyse des Experiments FPT3 wurde das gleiche Nodalisierungsmodell der FPT Teststrecke verwendet wie f r die Analyse des Experiments FPT2 s Kap 4 10 1 Abb 4 10 1 und Abb 4 10 2 4 13 2 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen Anhand der Diagramme in Abb 4 13 1 werden der Versuchsablauf und die in der Rechnung verwendeten Randbedingungen f r den Druck die Temperatur die B ndel leistung und den K hlmassenstrom im System dargestellt Vor dem Versuch wurden die Brennst be etwa eine Woche lang bestrahlt um zus tz lich zu den bereits vorhandenen Spaltprodukten mit einer langen Zerfallszeit auch Spaltprodukte mit einer kurzen Zerfallszeit zu erzeugen Nach einer daran anschlie Benden bergangs und Versuchsvorbereitungsphase begann der eigentliche Ver such In das Diagramm der
303. elliert in dem alle Brennstabsimulatoren angeordnet sind Der auBere Bypass Kanal war mit dem zentralen Kanal radial verbunden und nach au en hin ebenfalls von einer Isolierung umgeben Der obere Bereich des Testb ndels wurde den realen Ver 187 h ltnissen besser angepasst Ferner wurde ein spezielles Oxidationsmodell Soklov f r Zr 1 Nb Material verwendet Die beiden Rechnungen mit der neuen Modellierung der Teststrecke und dem 5 Gleichungssystem in run2 und dem 6 Gleichungssystem in run3 f hrten zu unter schiedlichen Ergebnissen bez glich der H gt Erzeugung und insbesondere bei der Be rechnung der Wiederbenetzung der St be durch das Quenchwasser Die in den beiden Rechnungen erzeugte H2 Masse 31 9 g war gegen ber der ersten Rechnung 34 4 um bis zu 8 niedriger Bei der Rechnung run2 kam es zu einer unvollst ndigen Wiederbenetzung der Stabe Bei der Rechnung run3 wurde eine vollst ndige Wiederbenetzung der St be ausge wiesen was bei sonst gleichem Eingabedatensatz allein auf die Verwendung des 6 Gleichungsmodells zur ckzuf hren ist 4 15 Rechnung zum SARNET Benchmark Versuch QUENCH 11 Das Ziel des Experiments QUENCH 11 war das Ausdampfen eines mit Wasser gef ll ten Testb ndels und das anschlieBende Wiederauff llen des berhitzten B ndels mit kaltem Wasser zu untersuchen Eine solche Situation kann beim Auslaufen der Pum pen entstehen Dieser Versuch war der erste aus der QUENCH Serie be
304. en Brenn stabtemperaturen zeigt eine gute bereinstimmung f r den gesamten Zeitbereich w hrend die Temperaturen der Schutzheizung deutlich untersch tzt werden Dies kann wahrend der Aufheizung durch eine zu hohe Warmekapazitat und der sp teren Pha se durch zu hohe W rmeverluste oder zu geringe Heizleistung verursacht werden Deutlich ist nach Spr hbeginn die Abnahme der Temperaturen im oberen Abschnitt zu sehen die m glicherweise durch eine zu hohe Spr hrate bersch tzt wird Interessant ist in diesem Zusammenhang auch die Fluidtemperatur am unteren Ende der Versuchskapsel in Abb 4 11 17 Der gemessene Temperaturverlauf TIA spiegelt nach 150 s deutlich den alternierenden Betrieb des Spr hventils wider w hrend in der Rechnung Pipe in 11 die gleichmaBige Einspeisung zu einem allmahlichen Tempera turanstieg f hrt Vor Spr hbeginn ist die gemessene Temperatur wesentlich h her als die gerechnete Dies kann ein Indiz f r einen h heren Massenstrom aus der Versuchs kapsel zum Abblasetank sein Ein Grund daf r k nnte die Verdampfung von Restwas ser in der Spr hleitung oder K hlmittelleitung Outlet flow tube und Kondensation im Abblasetank sein SchlieBlich zeigt Abb 4 11 18 das axiale Temperaturprofil des Brennstabs Bis 75s entspricht das Temperaturprofil im Wesentlichen der Leistungsverteilung dann nimmt die maximale Temperatur durch die zunehmende Spaltweite weniger zu Nach dem H llrohrversagen verlagert sich das
305. en als auch die umfassende Struktur 53 4 4 2 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen Der Versuchsablauf mit wesentlichen Ereignissen ist chronologisch in Tab 4 4 1 dar gestellt Mit dem Hochfahren der Kernleistung Abb 4 4 2 wurde der eigentliche Versuch mit der Oxidationsphase bis 3000 s eingeleitet um eine gleichmaBige Voroxidation der H llrohre von ca 60 100 um zu erreichen Der Druck wurde auf 0 6 MPa gehalten Bereits w hrend dieser Phase diffundierte Wasserstoff in die por se ZrO Isolationsschicht wodurch sich die Warmeleitfahigkeit der Isolationsschicht deutlich er h hte MAR 91 Die Dampfzufuhr wurde nach ca 3000 s beendet als sich der Beginn einer Temperatureskalation andeutete Mit dem Ende der Dampfeinspeisung begann die bergangsphase bis 4080 s mit der Erh hung der Einspeisung von He auf 0 3 g s in das Testb ndel Abb 4 4 2 Die Temperatur im B ndel fiel infolgedessen stark ab Nach ca 15 min erfolgte die Absen kung der He Einspeisung auf 0 066 g s Gleichzeitig wurde der Druck im Str mungs kanal von 0 6 MPa auf 3 4 MPa gesteigert wodurch ein guter Kontakt zwischen Brennstoff und H llrohr erreicht werden sollte Wahrend der sich anschlieBenden Aufheizungs und Abschmelzphase bis 11160 s wurde die Leistung stufenweise so angehoben dass sich Temperaturplateaus von 1270 K 1670 K und 1970 K einstellen konnten und schlieBlich die Schmelztemperatur des H llrohrmaterials von 227
306. en auch Ergebnisse der in Kap 4 13 4 diskutierten Variati onsrechnungen mit aufgenommen Die Angaben in Klammern weisen auf die Herkunft der Zeitpunkte hin Temperaturverhalten In Abb 4 13 2 bis Abb 4 13 5 werden gemessene und berechnete Temperaturverlaufe im B ndelbereich in den H hen 82 mm Eintrittszone ins B ndel bis 900 mm beheiz te Zone im oberen Bereich verglichen Dargestellt sind berechnete Temperaturverlaufe des Steuerstab F hrungsrohrs C ROD der H llrohre der Stabe ROD 1 ROD 2 und in der B ndelumfassung S 1 4 S out sowie die Temperatur des K hlmittels Fluid Zum Vergleich sind mit Ultra schall Thermometern TUS oder Thermoelementen TCW gemessene Temperaturen der Brennst be des F hrungsrohrs TCX und in der B ndelumfassung TCK TCB eingetragen Insgesamt weisen die berechneten Temperaturverl ufe eine gute ber einstimmung mit den gemessenen Verlaufen auf Im unteren Bereich bis 150 mm Abb 4 13 2 liegen zum Vergleich nur Messwerte des K hlmittels im Eintritt sowie Temperaturdaten innerhalb und an der Au enseite der B ndelumfassung vor 169 Abb 4 13 3 zeigt weitere Ergebnisse aus dem unteren Drittel des beheizten Bereichs 200 bis 350 mm Der Temperaturanstieg der H llrohre wird von der Rechnung bis ca 10000 s sehr gut wiedergegeben speziell in der Ebene bei 250 mm Die gemessenen Vergleichstemperaturen in der Ebene darunter bzw dar ber bei 200 bzw 300 mm liegen um ca
307. en auf Der Versuch wurde in die Klasse 2 eingestuft da er f r Vergleichsrechnungen zu QUENCH 07 geeignet ist aber keinen er weiterten Parameterbereich abdeckt Zur Modellverifikation beson ders geeignet da die Randbedingungen besser definiert sind als bei den Versuchen QUENCH 01 und QUENCH 03 QUENCH 09 Der Versuch ist gut dokumentiert aber nicht planmaBig verlaufen Die Randbedingungen weisen w hrend der Quench Phase hohe Unsicherheiten auf Der Versuch wurde in die Klasse 2 eingestuft da er durch Vergleichsrechnungen zu QUENCH 07 geeignet ist QUENCH 10 Noch keine Bewertung m glich 2 9 SARNET Seit dem April 2004 vernetzen 49 europ ische Organisationen in SARNET Severe Accident Research and management NETwork http sarnet grs de default aspx ihre Ressourcen in Forschung und Entwicklung um die wichtigsten noch bestehenden Un sicherheiten und Sicherheitsfragen in Bezug auf schwere Unf lle zu l sen und damit die Sicherheit von vorhandenen und zuk nftigen Kernkraftwerken zu verbessern MIC 05 Dieses Projekt wurde definiert um die Verwendung der verf gbaren Mittel zu op timieren und zukunftsf hige Forschungsgruppen zu bilden Das SARNET Projekt wird von EURATOM als Teil des sechsten Rahmenprogramms der Europ ischen Kommission unterst tzt Es ist darauf ausgerichtet die bestehende Inhomogenitat unterschiedlicher nationaler Forschungs und Entwicklungsprogramme durch die Definition gemeinsamer Forschungsprogramme und dur
308. en der erneut zunehmenden Oxidationsreaktion ab Abb 4 13 1 Im mittleren Drittel des beheizten Bereichs 400 600 mm liegen die berechneten H llrohrtemperaturen bis ca 8000 s um etwa 150 K unterhalb der zum Vergleich he rangezogenen Messwerte Abb 4 13 4 Im sp teren Verlauf nahern sich gemessene und berechnete Daten an Die mit den Ultrasonic Thermocouples gemessenen Tem peraturverl ufe stimmen mit den gerechneten Daten bis zum Beginn der starken Oxi dationsreaktion ab ca 10000 s berein In der sp teren Phase liegen diese Messwerte deutlich unterhalb der Rechnung Weil ein ahnliches Verhalten im gesamten beheizten Bereich festzustellen ist scheint hier eine systematische Abweichung von der tats ch lich aufgetretenen Temperatur vorzuliegen Die stufenweise Erh hung der Leistung zwischen etwa 11100 s und 15420 s beeinflusst den Temperaturverlauf nur wenig es ist eine nahezu kontinuierliche Temperaturerh hung der Brennstabe festzustellen Da 170 nach erfolgt eine kontinuierliche Erh hung der aufgepragten Leistung durch das Driver Core TOTNPOW bis zum Abschalten nach ca 17365 s Ab ca 16495 s ist die Zu nahme der thermischen Leistung im B ndel SQPOW Abb 4 13 1 bis zum Abschal ten infolge der Umlagerung von gr Beren Materialmengen deutlich niedriger was zu einem leichten Temperaturabfall der Brennst be f hrt Auch in diesem Bereich werden die Temperaturen der B ndelumfassung im Vergleich zu den Messdat
309. en und bei h heren Temperaturen auch an die B ndelumfassung to structures abgestrahlt Der Fehler in der Energiebilanz error ist relativ klein 4 15 5 Zusammenfassung Die Rechnung zum halb blinden SARNET Benchmark Problem QUENCH 11 wurde mit ATHLET CD 2 1A durchgef hrt Dieses im Dezember 2005 in der QUENCH Versuchsanlage des FZK durchgef hrte Experiment wurde von INRNE Sofia vorge schlagen und von PSI Schweiz analytisch unterst tzt Die Arbeiten wurden zum Teil von der EC European Community unterst tzt und von INRNE koordiniert Bei diesem Versuch handelte es sich um einen Ausdampfversuch mit anschlieBender Flutung eines berhitzten Kerns Es war damit der erste Versuch der QUENCH Serie bei dem die Teststrecke in drucklosem Zustand mit Wasser gef llt war Diese Situation kann z B bei auslaufenden Pumpen entstehen Zur Durchf hrung des Experiments war es notwendig in der bestehenden Versuchsanlage ein zus tzliches Heiz und Wasserversorgungssystem zu installieren Dieses System musste auch im ATHLET CD Eingabedatensatz modelliert werden Die ersten Ergebnisse zeigen dass die Ausdampfphase hinreichend gut mit dem Pro gramm nachvollzogen werden konnte Dennoch ergaben sich Unterschiede zum expe rimentellen Ablauf die einige Modellver nderungen bez glich des kombinierten Leistungseintrags in das zus tzliche Heizsystem und in die Brennstabsimulatoren er forderlich machen Auch die Simulation der W rmeverlu
310. en von der Rechnung sehr gut nachvollzogen Ebenen 400 mm 500 mm Abb 4 13 4 In den Diagrammen der Abb 4 13 5 sind Temperaturverlaufe im oberen Teil des be heizten Bereichs Ebenen 600 900 mm dargestellt Oberhalb von 700 mm treten sowohl bei der Rechnung als auch im Experiment Temperaturspitzen infolge erh hter Oxidation auf Von der Rechnung werden diese Maxima gegen ber dem Experiment zu deutlich spateren Zeitpunkten ausgewiesen 2 B 800 s sp ter bei 700 mm und 1500 s sp ter bei 900 mm Oberhalb von 700 mm ist auch ab ca 16000 s eine erneute Temperatursteigerung bei den Brennst ben infolge der erh hten Leistungssteigerung und der Zunahme der Oxidation festzustellen Die Temperaturverl ufe der B ndelum fassung werden von der Rechnung zum Teil gut wiedergegeben Ebenen 600 700 mm Die Diagramme der Abb 4 13 6 zeigen zu ausgew hlten Zeiten die axialen Tempera turverteilungen des Steuerstabf hrungsrohrs des H llrohrs ROD2 und der B ndelum fassung sowie die axiale Leistungsverteilung im B ndel Der Leistungseinbruch zwischen 0 4 und 0 5 m wird dadurch hervorgerufen dass in diesem Bereich das Mate rial der Brennst be geschmolzen ist und umgelagert wurde wie Abb 4 13 10 und Abb 4 13 13 zeigen Die axialen Temperaturverlaufe des F hrungsrohrs und des H llrohrs sind nahezu gleich In der B ndelumfassung ist der Temperaturverlauf ahnlich aber erwartungsgem niedriger Speziell im oberen Bereich verl uft die Temp
311. en w hrend Test IFA 650 2 383 Halden K hlmitteltemperaturen w hrend Test IFA 650 2 384 Halden Axiale Verteilung der H llrohrtemperatur Test IFA 650 2 384 Halden Randbedingungen f r Test 650 3 385 Halden Axiale Verteilung der Brennstableistung Test IFA 650 3 385 Halden Druckverlauf w hrend Blowdown Test IFA 650 3 386 Halden H llrohrtemperaturen w hrend Blowdown Test IFA DO EE 386 Halden Heizertemperaturen wahrend Blowdown Test IFA 650 3 387 Halden Heizertemperaturen wahrend Aufheizphase Test IFA E EE 387 Halden H llrohrtemperaturen w hrend Aufheizphase Test IFA b5U dietum EU tatu eco 388 Halden Brennstabinnendruck und H llrohrspannung Test IFA Ee UE POET 388 Halden Relative H llrohrdehnung Test 650 3 389 Halden Axiale Verteilung der H llrohrdehnung Test IFA 650 3 389 Halden H llrohrtemperaturen w hrend Test IFA 650 390 Halden Heizertemperaturen w hrend Test IFA 650 3 390 Halden K hlmitteltemperaturen w hrend Test IFA 650 3 391 Halden Axiale Verteilung der H llrohrtemperatur Test IFA 650 3 391 Halden Axiale Verteilung der H llrohrtemperatur Test IFA 650 3 392 Halden Axiale Verteilung der H llrohrdehnung EBUNP 100 95 392 QUENCH 10 Noda
312. en wie in den Ebenen bei 1 41 m Abb 4 8 14 unten Die Tem peraturverlaufe der Zr Ummantelung liegen bei den Rechnungen Rg 1 und Rg 2 sehr nahe beieinander bzw sind ab ca 1250 s nahezu identisch Ein markanter Unter schied zu den Rechnungen Rg 1 und 2 ist bei den Temperaturverlaufen von RODSB Rg oberhalb von 1 41 m festzustellen Der in der unteren Ebene Abb 4 8 14 ab 1050 s auftretende steile Temperaturanstieg der Zr Ummantelung bis zu einer Temperatur von deutlich ber 2500 K und dies sogar ber einen langeren Zeit raum ist in den h her gelegenen Ebenen Abb 4 8 15 16 nicht zu erkennen Die ho he Temperatur bei 1 41 m wird von hei em Material hervorgerufen das aus oberen Bereichen ca 2 40 m herabst rzt Die im Zeitbereich zwischen 2100 s und 2450 s auf allen Ebenen zu beobachtenden Temperaturspitzen mit ber 2750 K sind auf das Her abst rzen von heiBem Material aus noch h heren Bereichen ca 3 50 m zur ckzuf h ren In Abb 4 8 17 bis Abb 4 8 19 sind in der oberen H lfte die Temperaturverlaufe im Li ner und in der unteren H lfte die Temperaturen der F llk rper Saddle dargestellt Der Temperaturverlauf des Liners entspricht qualitativ dem Verlauf der H llrohrtempe ratur da die Kernumfassung im Wesentlichen von der Strahlungsenergie des B ndels bestimmt wird zum Teil aber auch von der W rme bertragung des K hlmittels d h der Temperaturanstieg bis zum Erreichen eines maximalen
313. enen 1 52 3 18 m Var 2 352 ROD2 axiales Temperaturprofil Var 2 352 XIV Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb 4 9 20 4 9 21 4 9 22 4 10 1 4 10 2 4 10 3 4 10 4 4 10 5 4 10 6 4 10 7 4 10 8 4 10 9 4 10 10 4 10 11 4 10 12 4 10 13 4 10 14 4 10 15 4 10 16 4 10 17 4 10 18 4 10 19 4 10 20 4 10 21 4 10 22 4 11 1 4 11 2 4 11 3 4 11 4 4 11 5 4 11 6 4 11 7 4 11 8 4 11 9 FLHT 2 H llrohr und Linertemperatur bei 1 83 m Var 2 353 FLHT 2 Temperatur der F llk rper saddles bei 1 83 m Var 2 353 FLHT 2 Hz Erzeugungsrate und erzeugte Masse Var 2 354 FPT2 Nodalisation der Teststrecke 355 FPT2 Nodalisation des B ndelbereichs 355 FPT2 Anfangs und Randbedingungen 356 FPT2 Temperaturverl ufe in 300 mm und 600 mm Hohe 357 FPT2 Massenstr me am Bundelaustritt und H2 Erzeugung 358 FPT2 Schmelz und Krustenmassen 359 EPT2 Por sit l nen HE 360 FPT2 Leistungsbilanz des B ndels
314. ennst be des inneren und des u eren Rings weisen eine maximale Oxid schichtdicke von ca 100 um bzw ca 55 um auf In ROM 91 wird f r den zentralen Stab eine maximale Oxidschichtdicke von 120 um und f r den auBeren Stab eine Di cke von 97 um angegeben wobei das Maximum in einer H he von ca 660 mm im Be reich des oberen Abstandhalters liegt Im Versuch ist im Bereich von 100 bis 500 mm der Liner teilweise geschmolzen mit ATHLET CD kann aber nur die Oxidation auf der Innenseite simuliert werden Bei der Nachrechnung ist die maximale Dicke der Oxidschicht des Liners mit 9 um etwa um 58 den Faktor 10 geringer als die ZrO2 Schichtdicke der H llrohre obwohl dasselbe Oxi dationsmodell verwendet wurde F r den Liner wird in ROM 91 eine maximale Oxid schichtdicke von ca 50 um angegeben Bei der Rechnung wird offensichtlich die Bildung der Oxidschicht des Liners durch zu starke K hlung der Au enseite beeinflusst Die bei der Rechnung verwendeten Materi aldaten sind in diesem Fall zur Simulation der tats chlichen Gegebenheiten des Expe riments PHEBUS SFD B9 nur eingeschr nkt geeignet Die relativ schwache Oxidation des Liners bei der Rechnung tr gt auch zu einer im Vergleich zum Experiment deutlich niedrigeren H2 Erzeugung bei e Abschmelzverhalten und Energiebilanz Die Schmelztemperatur des metallischen Zr wurde bei der Rechnung mit 2030 K vor gegeben Bei der Rechnung wird diese Temperatur in allen drei repr sentat
315. er Bildung eines Schmelzepools noch ein zweiter steiler Temperaturanstieg auf ab ca 18500 s der von der Rechnung sehr gut nachvollzogen wird Etwa zu diesem Zeitpunkt wird von der Rechnung in der H he bei 600 mm Abb 4 10 4 im Gegensatz zu den experimentellen Daten Temperaturspitzen sind wahrschein lich Fehlsignale ein Temperaturabfall ausgewiesen Infolge der Umlagerung von Mate rial in tiefere Bereiche wird in dieser H he weniger Energie erzeugt wodurch diese Temperaturerniedrigung hervorgerufen wird Dies zeigt sich insbesondere beim Tem peraturverlauf in der B ndelumfassung Abb 4 10 5 zeigt im oberen Teil die mit ATHLET CD errechneten Wasserstoff und Dampfmassenstr me am B ndelaustritt H2 tot rate und Steam 9 sowie den im Expe riment an zwei verschiedenen Messstellen im Bereich G der kalten Leitung ermittelten Wasserstoffmassenstrom SDHY700 bzw SDHY701 Zur bersichtlicheren Darstel lung ist in der Abbildung der Wert des Dampfmassenstroms entsprechend dem Molen verh ltnis verringert W hrend der Phase der heftigen Zr Dampfoxidation wird der einstr mende Dampf nahezu vollst ndig verbraucht Die Oxidation beginnt ungef hr in der Mitte des B ndels wo die maximale Leistung auftritt Der Beginn der Oxidation er folgt bei der Rechnung nach 7750 s beim Experiment nach 8280 s Die Oxidations 128 front wandert zun chst durch Dampfmangel bedingt nach unten W hrend dieser Zeit wird infolge des insgesamt ge
316. er H he von 1 83 m In dieser Darstellung ist deutlich der im Vergleich zu Abb 4 9 8 um ca 170 s fr her berechnete Beginn des Temperaturanstiegs des H llrohrs zu erkennen Bis zum Beginn der berechneten Temperatureskalation verlauft die Temperatur ca 440 K oberhalb der gemessenen Die Zr Dampf Reaktion beginnt in dieser Ebene bei der Rechnung bereits nach 530 s beim Experiment erst nach 650 s Infolge des relativ schlechten W rme bergangs im ersten Spalt folgt die Temperatur der letzten Schicht des Liners vor dem ersten Spalt 1 86 m I in Abb 4 9 20 ab Be ginn der Temperatureskalation direkt der Temperatur des H llrohrs Die erste Schicht der Isolierung hinter dem ersten Spalt zeigt ab dieser Zeit einen etwas steileren Tem 118 peraturgradienten liegt aber anders als bei der ersten Rechnung Abb 4 9 8 deutlich unterhalb der Linertemperatur 1 86 m r in Abb 4 9 20 Der Temperaturverlauf der F llk rper in der gleichen H he von 1 86 m ist in Abb 4 9 21 wiedergegeben W hrend bei der ersten Nachrechnung die Temperatur nach Erreichen eines Maximalwertes nach 900 s wieder abfallt Abb 4 9 9 wird bei der dritten Nachrechnung Var 2 ein stetiger Anstieg der Temperatur bis auf 1100 K ausgewiesen Der schlechte Warme bergang auch im zweiten Spalt zusammen mit dem sehr niedrigen W rme bergang an die Umgebung verhindert dass eine ausreichende W rmeabfuhr aufgrund der K h lung von au en erfolgen kann Inf
317. er den gesamten Querschnitt des B ndels zu erhalten ist in Abb 4 7 6 ein Vergleich von gerechneten und gemessenen Dampf und H llrohrtemperaturen sowie von Temperaturverlaufen der B ndelumfassung in einer H he von 0 5 m dargestellt Auch hier zeigt sich dass die bereinstimmung zwischen den analytischen und experimentellen Ergebnissen gut ist Die Differenz zwischen Rechnung und Messung liegt in weiten Zeitbereichen deut lich unter 50 K e Wasserstofferzeugung und Oxidation Die Abbildung 4 7 7 zeigt die integrale Wasserstofferzeugung in der Rechnung infolge der Oxidation der H llrohre H2 bundle den Beitrag aus der Oxidation der metalli schen Schmelze H2 melt und die insgesamt erzeugte Masse einschlieBlich des Bei trages aus der Oxidation der B ndelumfassung H2 total Zum Vergleich wurde das Versuchergebnis Experiment mit in das Diagramm bernommen Die Wasserstoffer zeugung wurde on line gemessen und in einer nachfolgend durchgef hrten Analyse korrigiert Das Messergebnis f hrte bei 3280 s zu einer Wasserstofferzeugung von 98 5 g Beim Zeitpunkt 3280 s sind die Messungen m glicherweise durch einen Was sereinbruch gest rt worden 89 Zus tzlich dazu werden bis zum Ende des Ver suchs ca 23g als obere Grenze abgesch tzt was nach 4000s eine gesamte Wasserstofferzeugung von 98 28 5 g ergibt Zus tzlich wurde das aus dem B ndel ausstr mende Dampf Gas Gemisch w hrend des Versuches in einem Sammeltank
318. eratur wurde ab h ngig von der Oxidschichtdicke kleiner gr er 0 3 mm mit 2250 K bzw 2450 K vorgegeben Die Erstarrungstemperatur des UO wurde auf 2600 K festgesetzt Die Rechnung erfolgte mit der Version ATHLET CD 2 1A Zur Stabilisierung des mo dellierten Systems wurde eine Vorlaufrechnung von 8000 s durchgef hrt Der Test 181 startete in der Simulation bei 0 s und wurde nach einer Problemzeit von 9000 s been det 4 14 4 Ergebnisse der Vorausrechnung Alle in der Spezifikation zum Benchmark Problem geforderten Parameter sind in den Diagrammen der Abb 4 14 3 bis Abb 4 14 5 zusammenfassend dargestellt Das erste Diagramm der Abb 4 14 3 links oben zeigt alle in die Teststrecke einge speisten Massenstr me wobei der Quenchmassenstrom von oben in den Kanal CORE2 zum besseren Vergleich mit dem Faktor 0 1 multipliziert wurde TQWFL 10 Die Einspeisung des kalten Wassers startet wie oben beschrieben ab 8480 s kurz be vor der Eintrag von Argon und Dampf am unteren Ende in die Teststrecke beendet wird 8500 s Im zweiten Diagramm von Abb 4 14 3 rechts oben sind Temperaturverl ufe im Ein lass und Auslass sowie der Teststrecke dargestellt Wahrend des nahezu konstan ten Leistungsplateaus wird von der Rechnung am oberen Ende des beheizten B ndels 1250 mm ein Temperaturplateau von ca 1350 K ausgewiesen Infolge der zweiten Leistungssteigerung und der Oxidationsreaktion erreicht die K hlmitteltemperatur ein Maxi
319. eraturverteilungen der Brennst be und des Steuer stabs und der axialen Leistungsverteilung Lange ist zwischen den Ergebnissen der Rechnung Rg2 mit dem BsC SS Wechselwirkungsmodell und Rg3 ohne diesem Modell praktisch kein Unterschied festzustellen vgl Abb 4 13 18 mit Abb 4 13 19 Im Weiteren werden deshalb nur noch die Ergebnisse der Rechnung Rg2 diskutiert Der zum Zeitpunkt 17363 s erkennbare gro e Unterschied bei der axialen Leistungs verteilung Lange ist lediglich darauf zur ckzuf hren dass in Abb 4 13 18 Rg2 das Leistungsprofil unmittelbar vor dem Abschalten der Kernleistung Abb 4 13 1 darge stellt wird und Abb 4 13 19 Rg3 kurz danach Die bei der Oxidation erzeugte H2 Masse ist bei der Rechnung Rg2 Abb 4 13 20 um weniger als 2 niedriger als bei Rg1 Abb 4 13 7 Im Bereich zwischen 10000 und 11695 s ist der Verlauf der Zr Dampf Reaktion nahezu konstant Der erneute zweite Anstieg der Reaktion nach 16495 s erfolgt in Rg2 im Vergleich zu Rg1 etwas heftiger In Abb 4 13 21 wird das Abschmelzverhalten in Rg2 gezeigt Dargestellt sind Dia gramm rechts unten die Schmelz und Krustenmasse des Steuerstabs sowie die ge 177 schmolzenen sowie nicht geschmolzenen Massen des Absorbermaterials Der Schmelzbeginn liegt bei 9400 s Tab 4 13 1 und erfolgt intervallweise bis zum Ende des Versuchs Das Abschmelzverhalten der Brennst be wird vom Schmelzen des Steuerstabs nicht beeinflusst da e
320. eraturzu nahme der B ndelumfassung gegen ber der der Brennst be bzw des F hrungsrohrs deutlich flacher e Oxidation und Erzeugung In Abb 4 13 7 sind die bei der Oxidation des Zirkoniums und des Absorbermaterials B4C erzeugten Reaktionsprodukte sowie die dabei verbrauchten Massen von Dampf Zirkonium und Absorbermaterial B4C dargestellt Zum Vergleich mit der Rechnung sind zwei an verschiedenen Messstellen im Bereich G der kalten Leitung Abb 2 4 1 ermit telte bzw die insgesamt erzeugten Massen mit in die Diagramme eingetragen SDHY700 SDHY701 Zur bersichtlicheren Darstellung ist in den Dia 171 grammen der Dampfmassenstrom entsprechend dem Molenverh ltnis verringert Steam 9 und die erzeugte CH4 Masse um den Faktor 10 vergr ert Der Anstieg der H2 Erzeugungsrate verl uft im Zeitbereich von 8200 bis 9600 s beim Experiment steiler als bei der Rechnung Zwischen etwa 9600 10000 s stimmen der gemessene und gerechnete ausstr mende H Massenstrom sehr gut berein Der ge messene Massenstrom steigt bis zu einem maximalen Wert von ca 0 052 g s an der gerechnete erreicht ca 0 055 g s W hrend ab ca 10400 s der gemessene Massen strom abnimmt str men bei der Rechnung bis 11965 s weiterhin noch 0 052 g s aus Integral wird daher von der Rechnung gegen ber der Messung w hrend dieses Zeitraums eine deutlich h here Masse erzeugt vgl Total H2 mit int SDHY700 SDHY701
321. erech nung der kumulierten Endwerte der Wasserstofffreisetzung ist jedoch die qualitative Beschreibung der Wasserstoffproduktion nicht korrekt Im Experiment QUENCH 07 wurden n mlich 66 des Wasserstoffs wahrend des Quenchens freigesetzt in der Simulation nur knapp 9 In der QUENCH 08 Nachrechnung wird die Wasserstofffreisetzung im Vergleich zu den experimentellen Daten hingegen sowohl quantitativ gut als auch qualitativ besser als in der QUENCH 07 Nachrechnung wiedergegeben Der kumulierte Endwert der Nachrechnung liegt bei knapp 66 g Demgegen ber steht ein gemessener Endwert von rund 84 g der im Vergleich zur Simulation auf 77 g reduziert werden muss weil wie in der QUENCH 07 Rechnung nicht alle zur Oxidation beitragenden Bauteile ber cksich tigt werden Die Untersch tzung des bereinigten experimentellen Endwerts von 77 g um rund 14 resultiert wie auch bereits bei der QUENCH 07 Simulation im Wesentli chen aus der zu gering bestimmten Oxidation der mit dem HECU Modell nachgebilde ten Strukturen des Shrouds und der Abstandshalter Der seitens der Experimentatoren ermittelte Endwert der H2 Freisetzung aus der Oxidation der Brennstabh llrohre von 57 g wird von ATHLET CD exakt berechnet Die Untersuchungen zum Einfluss der verschiedenen zur Verf gung stehenden Korre lationen zur Simulation der B4C Oxidationskinetik und der B C Edelstahl Wechsel wirkung die in ATHLET CD 2 0A 1 1L zur Verf gung stehen und deren Kombina tionen haben
322. erer elektrischer 179 Leistung 71 7 kW an Nach 2165 s wird die Leistung bis auf 5 8 kW gesteigert Diese Leistung wird in der Voroxidationsphase von 3420 bis 7610 s nahezu konstant gehalten Es wird erwartet dass die maximale Oxidschichtdicke in dieser Zeit ca 190 um erreicht Auf eine zweite transiente Phase mit einer Leistungssteigerung auf 711 9 kW 8485 s folgt eine abrupte Absenkung der Leistung auf 1 9 kW In der Vor ausrechnung wird das berhitzte B ndel kurz vor Erreichen der maximalen Leistung nach 8480 s von oben geflutet Von Beginn an wird in die Teststrecke Argon mit einer Rate von 2 g s eingespeist nach 380 s zus tzlich Dampf mit einer Rate von 3 g s Nach etwa 8500 s werden beide Einspeisungen beendet In YUD 06 wird empfohlen vor der Flutung des B ndels den Druck in der Teststrecke auf 0 34 MPa festzulegen einem etwas h heren Druck als im entsprechenden Dia gramm von Abb 4 14 1 4 14 2 Nodalisierungsmodell der Teststrecke Das Nodalisierungsmodell der Teststrecke ist in Abb 4 14 2 dargestellt Die Teststre cke wurde im Nodalisierungsmodell der ersten Rechnung in drei konzentrische Str mungskan le mit den entsprechenden Brennst ben unterteilt dem Kanal CORE1 ist der unbeheizte repr sentative Stab ROD1 zugeordnet dem Kanal CORE2 die beheiz ten 6 Stabe von Ring 2 ROD2 und CORE3 die 12 beheizten Stabe von Ring 3 ROD3 Die Querschnittsflachen der drei Kan le stehen zueinander i
323. erlagerungsmodell f r B4C Absorberst be in der vorliegenden Programmversion ATHLET CD 2 0A 1 1L lediglich die Verlagerung des F hrungs und H llrohrmaterials also Edelstahl und Zircaloy ber cksichtigt und noch nicht mit dem B4C Modell gekop pelt war wurde die Versagenstemperatur des Absorberstabs auf Werte oberhalb der maximal auftretenden Temperaturen des zentralen Steuerstabsimulators gesetzt um damit in der Rechnung zwar eine Verlagerung des Zentralstabes zu unterbinden aber gleichzeitig die B4 C Oxidation korrekt zu erfassen Die Ergebnisse der Rechnungen zu den Versuchen QUENCH 07 und 08 weisen f r den kompletten Versuchszeitraum eine qualitativ und quantitativ gute bereinstimmung der Brennstab H llrohrtemperaturen mit den experimentellen Daten auf Beiden Nach rechnungen ist gemeinsam dass das f r QUENCH Versuche typische Temperaturpla teau w hrend der quasistation ren Oxidationsphase nicht auf allen B ndelh hen richtig nachgebildet werden kann Dies ist vermutlich darauf zur ckzuf hren dass der zeit der externe Widerstand als konstanter Wert vorzugeben ist und seine Temperatur abh ngigkeit ber ein GCSM Signal noch nicht ber cksichtigt werden kann Wahrend in der QUENCH 08 Nachrechnung die Temperaturen im unteren B ndelbe reich gut mit den entsprechenden Messwerten bereinstimmen zeigt sich dort in der QUENCH 07 Nachrechnung trotz qualitativ gutem Verlauf eine deutliche Uberschat zung Das B ndel wurde beim Ver
324. ersion ATHLET CD 2 0 1 1 im Rahmen des BMWA Vorhabens 150 1241 wird in KLE 04b ausf hr lich beschrieben PHEBUS 4 ist ein Experiment zur sp ten Phase der Kernzerst rung bei dem das Kernmaterial in Form eines Partikelbetts angeordnet war Von unten ausgehend be steht das Partikelbett bis zu einer H he von 120 mm aus abgereichertem Material 2 507 kgUO mit 0 23 96 U 235 mit einer Porosit t von ca 43 2 und Partikeldurch messern im Bereich von 2 bis 5 mm Das Partikelbett im H henbereich von 120 bis 360 mm besteht aus angereichertem Material UO2 ZrO2 Bruchst cke z B 3 020 kg UO mit einer Anreicherung von 4 5 96 und 0 761 kg ZrO mit einer Porositat von ca 52 9 Hierbei haben 20 der UO Partikel einen Durchmesser zwischen 2 und 3 mm 45 96 zwischen und 4 mm und 35 96 zwischen 4 und 5 mm Von den ZrOo Partikeln haben 40 96 einen Durchmesser zwischen 2 und 3 mm 40 96 einen Durch messer zwischen und 4 mm und 20 einen Durchmesser zwischen 4 und 5 mm Der Versuchsablauf umfasste eine Kalibrierungsphase 0 bis 9414 s eine Freiset zungsphase von leicht und schwerfl chtigen Spaltprodukten 9414 bis 14554 s eine Phase mit Schmelzeseebildung 14554 bis 15534 s und eine Abk hlphase 15534 bis 16842 s W hrend der ersten drei Versuchsphasen wurde die Reaktorleistung schritt weise von 1450 kW auf 7130 kW angehoben Mit Beginn der Abk hlphase wurde die 197 Leistung auf null reduziert die Dampf und die
325. erstoffbildung zu guter bereinstimmung mit den Versuchsdaten f hrt konnte der durch die Messung belegte Sauerstoff Verbrauch nicht gut nachgerechnet werden Hier sollte durch eine Erh hung der Luft Oxidationsrate versucht werden dem im Experiment ermittelten Sauerstoff Gesamtverbrauch von 83 5 g Rechnung 46 g n her zu kommen Der Vergleich der B ndelzerst rung zeigt zwar gute bereinstimmung in den im hei Besten Bereich auftretenden Oxidschichtdicken vor Beginn des Quenchens aber eine zu geringe Zerst rung im Vergleich mit dem Erscheinungsbild der Anlage zum Ende der Rechnung Die in SEP 04 gezeigten Abbildungen weisen im Gegensatz zur Rech 165 nung Stellen mit vollst ndiger Oxidation und geschmolzene Bereiche auf unstimmig bleiben hierbei bis zur weiteren Auswertung des Versuchs die ebenfalls in SEP 04 und STU 05 angegebenen Maximaltemperaturen Auch bei der Berechnung der axia len Temperaturverteilung k nnte eine geeignete Erh hung der Luft Oxidationsrate et was niedrigere Rate bei Temperaturen um 1500 jedoch h here Rate bei Temperaturen um 2000 K bzw ge nderte Berechnung des Reduktionsfaktors g p O zu besserer bereinstimmung f hren Die Rechnung liefert somit einen Ansatzpunkt f r die Optimierung des in ATHLET CD neu eingebauten Luft Oxidationsmodells 4 13 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS FPT3 Das Experiment PHEBUS wurde am 18 November 2004 in der Ph bus FP Test anlage in Cadarache F
326. erzeugung stellte sich das Oxidationsmodell nach Leistikow und Prater Courtright als das heraus welches im Vergleich zu den Modellen von Cathcart und Urbanic Heidrick sowie von Cathcart und Prater Courtright mit 40 5 g die gr te Menge an Wasserstoff 204 berechnet Dabei folgt der numerische Verlauf f r eine kurze Zeit zwischen Quenchbe ginn und Shroudversagen recht gut den experimentellen Werten Im Bereich des Quenchens wird dann die Wasserstofferzeugung im Vergleich zum Experiment stark untersch tzt so dass nur 37 8 der tats chlich gemessenen Wasserstoffmenge be rechnet wird Weitere Parameteranalysen wurden mit Eingabegr Ben durchgef hrt die im direkten Zusammenhang mit den Oxidationsmodellen stehen Hierbei ergab sich lediglich eine qualitative und geringf gige quantitative Verbesserung wenn mit Hilfe der Dampfman gelparameter OXXLIM und OXXLIMI erst bei sehr kleinem Wasserdampf Partialdruck ein Dampfmangel unterstellt wurde Unter Verwendung des Oxidationsmodells nach Leistikow und Prater Courtright sowie den optimierten Dampfmangelparametern werden die Temperaturen des B ndels und des Shrouds im unteren B ndelbereich sehr gut wiedergegeben In den oberen B n delh hen 750 mm und 950 mm wo es im Versuch zu Temperatureskalationen und Abschmelzen der Strukturen kam werden die H llrohrtemperaturen w hrend der tran sienten Phase im Vergleich zu den Messungen recht gut berechnet dann aber unter sch tzt Die errec
327. essene Temperatur wesentlich h her als die gerechnete Dies kann wie bereits oben aufgef hrt ein Indiz f r einen 152 h heren Massenstrom aus der Versuchskapsel zum Abblasetank sein In diesem Ver such war ein Thermoelement zur Messung der Fluidtemperatur in der H he 1470 mm angeordnet Nach Angaben der Experimentatoren war dieses Signal sehr gest rt und nicht zur Auswertung geeignet Nach einer Bearbeitung des Messsignals durch die Fil terung h her Frequenzen gibt die Messung jedoch einen wertvollen Hinweis auf die Temperaturen im Bereich des Brennstabplenums Die Abbildung zeigt die gerechnete H llrohrtemperatur in einer H he von 1485 mm die140 s nach Blowdown steil ansteigt Das Messsignal zeigt dagegen eine wesentlich geringere Aufheizung was vermuten l sst dass aus der Spr hleitung Wasser austritt und eine rtlich begrenze K hlung bewirkt Diese Interpretation wird durch den verz gerten Druckabfall in der Spr hlei tung unterst tzt AuBerdem zeigt die Rechnung einen berh hten Brennstabin nendruck der durch eine zu hohe Gastemperatur im Plenum verursacht sein kann SchlieBlich zeigt Abb 4 11 32 das axiale Temperaturprofil des Brennstabs Bis 150 s entspricht das Temperaturprofil im Wesentlichen der Leistungsverteilung dann ver schiebt sich das Temperaturmaximum nach oben Es folgt damit der Verlagerung des Temperaturprofils der Schutzheizung W hrend in dem inneren Ringspalt zwischen Brennstab und Schutzheizung der
328. ety project RS1155 sponsored by the German Federal Ministry of Economy and Technology BMWi analyses of international integral effects and sepa rate effects tests for the validation of the code system ATHLET ATHLET CD have been performed This volume of the final report represents the status of validation of the ATHLET code and the ATHLET module FLUBOX 2D 3D The work mainly comprised the contributions to working groups accompanying the experimental programs and the performance of post test analyses of safety experiments Mainly integral experiments like NRU FLHT PBF SFD PHEBUS FP PHEBUS SFD QUENCH and PARAMETER were the basis for the validation analyses Besides this single effect tests of the Halden project were also used for the validation of the fuel rod model The calculations showed that the models of the thermo and fluiddynamics all relevant aspects including the influence of non condensable gases are well simulated using ATHLET CD The new B C oxidation model and the further development in the course of the project led to a good agreement with experimental data e g QUENCH 07 09 FPT3 The new developed air oxidation model showed comparable results to the experiment e g QUENCH 10 In the course of the project a revised relocation model concerning the oxidation of the melt the re melting of crusts and the formation of blockages was integrated to ATHLET CD The simulation of the oxidation of the melt and thus the generation o
329. etzten Ther moelementen wie aus den mit gedehntem Zeitma stab dargestellten Temperaturbil dern Abb 4 12 3 bis 7 unten zu sehen ist Hierbei stellt der berechnete Verlauf der Abk hlung eine einh llende Kurve der gemessenen Temperaturverlaufe dar und k nn te somit als konservativ jedoch noch gut bereinstimmend bezeichnet werden bereinstimmend in Rechnung und Messung tritt die maximale Heizstabtemperatur in 850 mm H he auf Abb 4 12 8 Experimentdaten aus STU 05 Die maximal berech nete Temperatur von 2143 K 13410 s stimmt gut mit dem in STU 05 gegebenen Maximalwert von 2102 K Mittelwert der TFS Messdaten berein In SEP 04 ist als maximal gemessene Temperatur mit 2209 K die 950 mm Position des Eckstabs A an gegeben wozu es keinen Vergleichswert der Rechnung gibt da die Eckst be in der ATHLET CD Rechnung nicht simuliert wurden e Oxidation und Abschmelzverhalten Ein wichtiges Untersuchungsziel der QUENCH Versuche ist die Ermittlung des Was serstoff Quellterms Der berechnete Zeitverlauf der H2 Erzeugungsrate und somit auch der integrale Anstieg der Wasserstoff Erzeugung verlaufen bis ca 13500 s nahezu gleich mit den Versuchsdaten Abb 4 12 9 W hrend in der Rechnung etwa zeitgleich mit der Massenspektrometer Messung MS GAM300 die Wasserstoff Erzeugung be reits ca 100 s nach Beginn des Quenchvorgangs als beendet angezeigt wird reagiert die Caldos Messung tr ger und klingt erst nach 14500 s v llig ab
330. f hrt STG 05 Die Teststrecke besteht aus einer induktiv beheizten Zone der ein 10 bis 15 cm langer H llrohrabschnitt aus Zirkaloy 4 zunachst aufge heizt und dann durch Einspeisen von Dampf oder Hochfahren eines mit Wasser gef ll ten Zylinders schnell abgek hlt wird Die Untersuchung konzentriert sich auf das mechanische Verhalten des H llrohres bei schneller Abk hlung sowie die Wasserstoff erzeugung und aufnahme im H llrohr Da die W rmeverluste des Einzelstabes zu gro waren und deshalb eine Temperatur eskalation zu Beginn der Quench Phase nicht zu beobachten war wurde die Stabb n delversuchsanlage QUENCH errichtet HOF 98 Eine detaillierte Beschreibung dieser Anlage ist u a den Unterlagen zum Internationalen Standard Problem ISP 45 HER 01 zu entnehmen Der Prinzipplan der Versuchsanlage ist in Abb 2 1 1 dargestellt Abb 2 1 2 zeigt schematisch den Hauptteil der Versuchsanlage der f r die Nachrechnung von Bedeu tung ist Der berhitzte Dampf wird zusammen mit Argon das als Tr gergas dient un ten in das Testb ndel eingespeist Am oberen Ende werden der bei der Zirkonoxidation nicht verbrauchte Dampf der bei der Oxidation erzeugte Wasserstoff und Argon ber eine mit Wasser gek hlte Leitung abgef hrt Wahrend der Flutphase kann K hlwasser ber eine separate Leitung in den unteren oder oberen Bereich des Testb ndels einge leitet werden Wird der Flutvorgang vereinfacht durch einen relativ k hlen Dampfm
331. f hy drogen during this process was not possible up to now The application of this model showed that the fraction of H generated within the melt may reach up to 5096 and more of that generated by the oxidation of the intact cladding e g NRU FLT An extended fission product release model regarding the absorber materials was built into ATHLET CD This model calculates the release of absorber materials as a function of the partial pressure of the absorber vapor Using this new model one gets closer agreement to measured values e g PBF SFD 1 4 A new version of the SOPHAEROS model to simulate the transport as well as the set tling of fission products and aerosols was integrated into ATHLET CD This new model now calculates chemical compounds too The calculations show that the transport and the settling behavior of elements are qualitatively well predicted by the code Because of the lack of experimental data concerning the chemical compounds a direct compari son to the calculations was not possible But in these cases too the calculations led to reasonable and plausible results e g PHEBUS The results of post test calculations to validate the ATHLET CD fuel rod model show that the fuel rod behavior could be calculated in good agreement with preliminary ex perimental data e g Halden Resulting from the validation analyses the essential strengths and weaknesses of the mentioned models were identified The close contact to the
332. fangs und Randbedingungen 404 FPT3 Temperaturverlaufe in Testb ndel 82 150 mm 405 FPT3 Temperaturverlaufe im Testb ndel 200 350 406 FPT3 Temperaturverlaufe im Testb ndel 400 550 mm 407 FPT3 Temperaturverlaufe im Testb ndel 600 800 408 axiale Temperaturverteilung F hrungs H llrohr B ndelumfassung Leitungsverteilung sess 409 H gt Erzeugung Oxidation von Zr und BC 410 Oxidationsschicht der H llrohre Massen Schmelze MIL E E EE 411 W rmequellen je Stab und L ngeneinheit 412 FPT3 Massenverteilung 44 413 FPT3 Energiebilanz des B ndels 414 FPT3 Freisetzungen aus dem 415 FPT3 axiale Verteilung ausgew hlter Elemente Cs Ba Mo Massenverteilung der Brennst be nenn 416 FPT3 Temperaturverlaufe im Plenum level 26 1 level 2644 417 FPT3 Temperaturverlaufe im Plenum level 2645 level 26 10 418 FPT3 Temperaturverlaufe im Plenum level 26 11 level GE EE 419 FPT3 Rg2 Temperaturverlaufe Testb ndel 82 150 mm 420 Rg2 axiale Temperatur und Lei
333. folgt Ferner ist die insgesamt erzeugte Masse mit ca 60 3 g deutlich geringer als der Messwert mit ca 140 g wobei dieser hohe Wert noch durch nachfolgende Untersu chungen best tigt werden muss Gegen ber dem Experiment ergibt die Rechnung aus mehreren Gr nden niedrigere Massen die Eckst be wurden nicht modelliert die auBere Seite der Zry Schicht der B ndelumfassung kann nicht oxidieren der Einfluss der Elektroden oder Thermoelemente auf die Oxidation ist nicht bekannt Bei der Rechnung wird der gr te Anteil des Wasserstoffs bei der Oxidation des metal lischen Zr der H llrohre erzeugt Dies wird im Diagramm Abb 4 15 6 unten von der Kurve rodi calc dargestellt Die Differenz zur gesamten H2 Erzeugung H2 tot calc gibt die bei der Oxidation der inneren Seite der B ndelumfassung und der Abstands halter erzeugte Masse wieder Die Kurve melt calc zeigt den Anteil der H2 Masse rodi calc der bei der Oxidation von geschmolzenem Material erzeugt wird e Oxidations und Schmelzverhalten Die Oxidschichtdicken der St be sind in Abb 4 15 7 zu den Zeiten der Herausnahme eines Eckstabs 5490 s und nahezu am Ende der Quenchphase 7000 s ber der H he dargestellt In einer H he um 975 mm sind bei 5490 s sind die berechneten Oxidschichtdicken des zentralen Stabs ROD1 und des Stabs des auBeren Rings ROD3 mit einer maxima len Dicke von ungefahr 150 um in etwa gleich Abb 4 15 7 links oben I
334. fr her beginnt Die maximal gemessene Temperatur liegt bei 2317 K 1150 mm das Versagen verschiedener Thermoelemente zwischen 750 mm und 1150 mm sowie das Erscheinungsbild der Anlage nach dem Test l sst allerdings ver muten dass in diesem Bereich auch h here Temperaturen aufgetreten sind In der Rechnung werden bei einem zum Zeitpunkt 3730 s auftretenden Peak maximal 2838 K erreicht 1050 mm H he Wie aus dem Vergleich des axialen Temperaturprofils zum Beginn der transienten Phase bei 3245 s zu ersehen ist stimmen zu diesem Zeitpunkt die berechneten und gemessenen Heizstab Temperaturen auf der gesamten Lange des B ndels sehr gut berein Abb 4 3 5 Auch das axiale Temperaturgef lle im Shroud stimmt bis ca 0 7 m sehr gut mit den gemessenen Werten berein In den oberen B ndelpositionen werden die Shroud Temperaturen etwas bersch tzt Abb 4 3 6 d h das Tempera turgef lle zwischen den Heizst ben und dem Shroud ist etwas zu gering e Wasserstofferzeugung Eine wichtige Aufgabe bei den QUENCH Versuchen ist die Messung des Wasserstoff Quellterms Der bei Rechnung und Experiment wahrend der Oxidation von Zirkon er zeugte Wasserstoff ist in Abb 4 3 7 und Abb 4 3 8 gegen bergestellt Der berechnete Zeitverlauf der H Erzeugungsrate Abb 4 3 7 verl uft bis 3600 s nahezu gleich mit den Versuchsdaten anschlieBend beginnt und endet der Anstieg aufgrund der ein setzenden Oxidation in der Rechnung etwa 100 s zu fr h I
335. g Temperaturverhalten 191 In den folgenden Diagrammen der Abb 4 15 4 und 4 15 5 sind die gerechneten Tem peraturverlaufe der H llrohre in den H hen zwischen 50 mm bis 1250 mm dargestellt In diesem Bereich sind vorlaufige Messwerte vorhanden STU 06 Im unteren Teil des beheizten Bereichs bei ca 50 mm begann in der Rechnung der Temperaturanstieg der H llrohre 500 s fr her als im Experiment Abb 4 15 4 links oben Im Bereich zwischen 250 und 650 mm zeigen Rechnung und Experiment w h rend der ersten 4000 s eine gute bereinstimmung Danach war der Temperaturan stieg geringer als beim Experiment Die Temperaturspitzen bei 350 bis 650 mm die zu einer erh hten H llrohrtemperatur und zum Beginn der Zr Oxidation ab 1200 K f hr ten wurden in der Rechnung durch abschmelzendes Material aus h heren Bereichen hervorgerufen Im Test wurden diese Spitzen nicht gemessen So erfolgte bei 650 mm ein stetiger Temperaturanstieg bis auf ca 1250 K und dann ein steiler Abfall infolge der Einspeisung des Quenchwassers Abb 4 15 5 zeigt die H llrohrtemperaturen im oberen Bereich zwischen 750 und 1250 mm F r den Bereich bei 950 mm sind auch die Shroudtemperaturen eingetra gen Im beheizten Bereich 1000 mm zeigen die gerechneten Temperaturprofile ab ca 2000 s eine merkliche Untersch tzung der Messungen 3500 s ist der berech nete Temperaturanstieg deutlich geringer als im Experiment Oberhalb des beheizten Bereichs 1150
336. g auch die Zr Oxidation in Sauerstoff Luft Umgebung berechnet Die Oxidationsreaktion wird hierbei mit einem ahnlichen Ratenansatz modelliert wobei die f r Sauerstoff Luft verwendeten Korrelationen ge nerell zu h heren Reaktionsraten und h heren exothermen Energien im Vergleich mit der Oxidation in Dampf f hren F r die Auswahl der Reaktionsrate stehen derzeit 3 verschiedene Korrelationen zur Verf gung BAL 05 der hier gezeigten Rechnung wurde die Sauerstoff Oxidationsrate nach dem Modell von Powers et al NUREG1 POW 94 berechnet Der Eingabewert FLIMOX der die Berechnung des Reduktions faktors g po beeinflusst und zur Erkennung von Sauerstoffmangel Situationen dient wurde in der vorliegenden Rechnung auf 0 08 gesetzt BAL 05 Der entsprechende Eingabewerte f r die Erkennung von Dampfmangel bei der Berechnung der Oxidati 159 onsrate Dampfumgebung wurde entsprechend den bisherigen QUENCH Rech nungen mit OXXLIM 0 1 belegt 4 12 5 Ergebnisse der Nachrechnung Nach einer Vorlaufrechnung um das System mit den vorgegebenen Randbedingungen zu stabilisieren wurde die Rechnung bis zu einer Problemzeit von 16000 s durchge f hrt Die erforderliche CPU Zeit f r die Nachrechnung betr gt 2 9 Std mit Vorlauf rechnung auf dem Rechner mserveri der GRS Der mittlere Zeitschritt f r die Rechnung von 16000 s Problemzeit ohne Vorlaufrechnung liegt mit 33740 Zeitschrit ten bei 0 47 s Temperaturverhalten Die A
337. g s und einer Temperatur von 528 K Der Druck in der Teststrecke war auf 1 9 MPa eingestellt Die Leistung wurde zun chst in drei Stufen erh ht Abb 4 5 1 Daran anschlie Bend erfolgte innerhalb von etwa einer Stunde eine langsame Steigerung der Leis 61 tung auf 14 5 kW Ein letzter Leistungsanstieg auf 18 kW f hrte dann zu einer hezu vollst ndigen Oxidation des oberen B ndelbereichs Schmelzbare Dichtun gen verhinderten dabei ein Aufblahen der H llrohre Am Ende dieser Phase wurde dann von Dampf auf He Einspeisung umgeschaltet 2 Wahrend der zweiten Phase erfolgte eine weitere Aufheizung in reiner He Atmosph re Die Einspeisung von He begann ab 8364 s mit 0 5 g s und einer Temperatur von ebenfalls 528 K Der Druck der Teststrecke war unverandert auf 1 9 MPa eingestellt In f nf Stufen wurde dann die Leistung auf 31 kW gesteigert Abb 4 5 1 In dieser Phase kam es zu einer teilweisen Kernzerst rung zu Mate rialumlagerungen und zum Wiedererstarren der Schmelze Die Abstandhalter und der Liner wurden ebenfalls teilweise geschmolzen und das Material umgelagert 3 Die dritte Phase begann nach 13860 s Die Leistung wurde schrittweise erniedrigt Abb 4 5 1 um eine langsame Abk hlung des B ndels zu erreichen und so m g lichst die B ndelgeometrie f r eine nachfolgende Untersuchung zu erhalten Der Druck wurde bis 14135 s auf 0 4 MPa abgesenkt Zur Abk hlung des B ndels blie ben Massenstrom und Temperatur des ein
338. gemessene Temperaturverlaufe des Dampf Gas gemischs und der B ndelumfassung am Austritt des B ndels TFLUID i BUNDLE Wi TT 1 sowie die Str mungs und Wandtemperaturen im Plenum PL FLUID i PL Wn TT 1 Die errechnete Fluidtemperatur TFLUID 24 in der obersten aktiven B ndelzone stimmt mit der dort in einer H he von 1077 mm gemessenen Temperatur TCWA6 c sehr gut berein Die zweite Messung TCWA47 c weist ab 11000 s niedrigere Tempe raturen aus Die Temperaturen steigen mit der Leistungszunahme stetig an bis etwa mit Beginn der Oxidationsphase 79180 s ein Temperaturabfall in der obersten aktiven B ndelzone durch die Beendigung der dortigen exothermen Zr Oxidation auftritt was wiederum auf den Dampfmangel zur ckzuf hren ist der durch die Zr Oxidation im B ndelbereich darunter bewirkt wird Dieser Temperatureinbruch bei etwa 10000 s im obersten B delbereich hat einen groBen Einfluss auf die Ablagerung von Spaltproduk ten Nach der Phase des Dampfmangels steigt die Temperatur mit der zunehmenden Dampfstr mung wieder an zunehmender Energietransport von unten nach oben er neute Zr Oxidation im obersten Bereich Etwas sp ter erfolgt auch eine Leistungser h hung des Treiberkerns Zus tzlich ist in das Diagramm auch noch die gerechnete Wandtemperatur BUNDLE W22 TT 1 eingetragen die anfangs deutlich unterhalb nach Ende der starken Oxida tionsphase zwischen den beiden gemessenen Fluidtemperaturen verlauft
339. gen des Ab sorberstabs feststellen zu k nnen Massenspektrometer Am unteren und oberen En de des F hrungsrohrs sind L cher vorgesehen um stagnierende Zust nde um den Absorberstab zu vermeiden Abb 2 1 4 zeigt die Anordnung des Testb ndels Der unbeheizte Stab ein Brennstab simulator mit ZrO Pellets oder ein Steuerstab befindet sich im Zentrum des Ver suchsb ndels Um ihn herum sind 20 beheizte St be in zwei Gruppen mit je 8 innerer Ring bzw 12 uBerer Ring St ben angeordnet wobei jeder Gruppe die gleiche Heiz leistung pro Stab zugeordnet ist An vier Eckpositionen sind zus tzlich St be aus Zirca 6 loy angebracht von denen einer zum Ende der Voroxidationsphase zur Messung der Oxidschichtdicke ohne Unterbrechung des Versuchsbetriebs aus dem B ndel heraus gezogen werden kann Zus tzlich wird durch diese Anordnung eine starke Ungleich f rmigkeit der Str mung vermieden und ein relativ gleichf rmiges radiales Temperaturprofil erzielt Das Testb ndel ist von einem K hlmittelf hrungsrohr Shroud aus Zircaloy mit einer dicken ZrO Isolierung umgeben Diese Isolierschicht wiederum wird von einem K hl rohr umschlossen durch das Argon als K hlmittel im Gegenstrom hindurch geleitet wird Oberhalb des beheizten Bereichs endet diese Isolierung In dieser oberen Region wird Wasser als K hlmittel durch das oberhalb der ZrO Isolierung geteilte K hlrohr im Gegenstrom geleitet Nach dem Zusammenbau wird Argon durch di
340. genbereich des Plenums zum horizontalen hei en Strang PLEN6 Im Gegensatz zu Abb 4 10 20 kondensiert Ba auch im heiBen Strang Die Ablagerung nimmt im Plenum heiBen Strang und auf der heiBen Seite im Dampferzeuger bis zur vierten Zone das ist etwa bis zur Mitte im betrachte ten Zeitraum standig zu wahrend die Ablagerung von Csl nach Erreichen eines maxi malen Wertes konstant bleibt Abb 4 10 20 Bei der Diskussion der integralen Ablagerung von Jod Verbindungen Abb 4 10 18 wurde bei Bal darauf hingewiesen dass eine merkliche Ablagerung recht spat erfolgt und nach dem Erreichen eines maximalen Wertes wieder eine starke Verdampfung festzustellen ist Erg nzend dazu sind in Abb 4 10 22 Diagramme der lokalen Kon densationsmassen von Bal dargestellt Bereits vor Beginn der heftigen Oxidations phase beginnt die Kondensation von Bal im Plenum im hei en Strang und den ersten beiden Zonen des Dampferzeugers Ein groBer Teil dieser Kondensationsmas se verdampft jedoch noch w hrend der Oxidationsphase Erst zu einer sp teren Zeit 137 erfolgt im Plenum und heiBen Strang eine erneute starke Kondensation Speziell in der heiBen Leitung zum Dampferzeuger beginnt eine erneute Verdampfungsphase Derzeit liegen keine experimentellen Daten f r einen Vergleich vor Insgesamt zeigen aber die Ergebnisse ein Verhalten das eine realistische Simulation der Ablagerung wi derspiegelt wie z B an Hand der lokalen Ablageru
341. geringer als beim Experiment Abb 4 2 7 unten hnlich wie bei QUENCH 07 k n nen auch hier die gemessenen CO und CO Mengen nicht aus dem anfangs im Ver suchsstand vorhandenen B4C Inventar 75 g entstanden sein Eine erzeugte Masse von 55 g CO CO z entspricht einem B4C Inventar von 94 g was im Vergleich zum m glichen Maximalwert von 75 g viel zu hoch ist Der Rechnung entsprechend entsteht beim zweiten Oxidationsschritt HBO 94 g aus der Reaktion von B20 mit H O In Abb 4 2 7 ist auch dieses Reaktionsprodukt mit eingetragen wobei der Kurvenverlauf im Hinblick auf eine bersichtliche Darstel lung mit dem Faktor 1 10 multipliziert ist HBO 10 Die Auswertung der Mess daten ergibt dass das HBO Messsignal noch ber 2 min l nger ansteht als die Signale der CO und CO2 Messungen Bei der Oxidation wird viel Energie freigesetzt Zu Beginn der Abk hlphase weist die Rechnung eine maximale Oxidationsleistung von 510 kW aus zu der die Oxidation des Absorbermaterials B4C 7 kW beitr gt was etwa 1 4 der maximalen Oxidations leistung entspricht Das Verh ltnis der gesamten Oxidationsleistung 7510 kW zur zu gef hrten elektrischen Leistung 15 kW bei 3340 s betr gt 34 43 4 2 4 Zusammenfassende Diskussion QUENCH 09 war das zweite Experiment in der QUENCH Versuchsanlage bei dem der Einfluss eines B4C Absorberstabs auf ein voroxidiertes LWR Brennstabb ndel bei hohen Temperaturen und bei einer Abk hlung
342. gespeisten He mit 0 5 g s und 528 K bis zum Ende des Experiments unver ndert Bei den vorher durchgef hrten PHEBUS SFD Tests war bei der Oxidation des Zry Liners Hz in die por se ZrO Isolierung eingedrungen wodurch sich eine gro e Ande rung der thermischen Leitfahigkeit der Isolierung ergab Diese unkontrollierte Anderung der Leitfahigkeit sollte beim Versuch B9 dadurch verhindert werden dass wahrend der Oxidationsphase He in den por sen Bereich eingespeist wurde Im Rahmen des ISP 28 waren f r die Leitf higkeit des Materials Werte empfohlen worden die sich dann bei den nachfolgenden Code Analysen als deutlich zu niedrig erwiesen ADR 92 Im Hinblick auf die Simulation des radialen W rmetransports ist daher die Leitf higkeit des Materials eine mit gro en Unsicherheiten behaftete Gr e In Tab 4 5 2 sind die dem abschlieBenden Vergleichsbericht zum ISP 28 ADR 92 entnommenen Absch tzungen der experimentellen Unsicherheiten aufgef hrt um die Ergebnisse der aktuellen Nachrechnung besser bewerten zu k nnen 4 5 3 Ergebnisse der Nachrechnung e Thermisches Verhalten des Testb ndels 62 Abb 4 5 2 zeigt die gerechneten und gemessenen Ergebnisse der Ebene bei 200 mm In dieser Messebene sind H llrohrtemperaturen von Brennst ben des auBe ren Rings sowie Temperaturverlaufe am auBeren Rand des por sen Isoliermaterials verf gbar Der dem Leistungsverlauf Abb 4 5 1 qualitativ entsprechende Tempera turverlauf des
343. gezeigt dass das beste Simulationsergebnis hinsichtlich der B4C Oxidationsprodukte CH4 CO und CO mit der Reaktionsrate nach VERDI BOX Daten f r den ersten Oxidationsschritt und der Rate nach BOX TG Daten f r den zweiten O xidationsschritt d h die 2 gekoppelt mit der B4C Edelstahl Wechsel wirkungs Korrelation nach Nagase berechnet wird Die Oxidation von in Schmelze gel stem Borkarbid wurde durch entsprechende Parameterwahl ber cksichtigt Die molaren Massenanteile des CO und CO wurden als sensitive Parameter des B4C Oxidationsmodells anhand der vorliegenden experimentellen Endwerte vorgegeben der Massenanteil des Methans CH4 wurde vom Code berechnet Ein weiterer sensiti 208 ver Parameter ist mit dem Oberfl chenfaktor gegeben der mit einem Eingabewert gt 1 die durch die Porositat der B4C Pellets vorhandene Vergr erung der reaktiven Ober ber cksichtigt In der QUENCH 07 Nachrechnung wurde mit diesen Eingabeda ten eine sehr gute Simulation der akkumulierten Freisetzung der Reaktionsprodukte erzielt Dem gemessenen Endwert von 11 3 CO steht in der Rechnung ein Wert von 11 15 g gegen ber dem gemessenen Wert von 8 42 g CO ein gerechneter Wert von 8 23 g und dem gemessenen Wert von 0 197 g CH ein gerechneter Wert von 0 201 g AbschlieBend kann festgestellt werden dass in den Nachrechnungen der Referenzver suche QUENCH 07 und 08 mit ATHELET CD 2 0A 1 1L im Vergleich zu den Experi
344. gezogen die in der Validierungsmatrix noch nicht enthalten sind NRU FLHT 2 PARAMETER SF1 QUENCH 11 Halden IFA650 2 3 Von den f r die aktuelle Validierung in der GRS ausgew hlten Versuchen waren PBF SFD 1 4 PHEBUS SFD B9 AIC und NRU FLHT 2 schon einmal mit alteren Programmversionen nachgerechnet worden Die Ver suche QUENCH 07 08 09 10 11 PHEBUS SFD C3 FPT2 FPT3 NRU FLHT 5 und Halden IFA650 2 3 wurden erstmals zur Validierung von ATHLET CD herangezo gen Der Versuch PARAMETER SF1 wurde vorausgerechnet Die ATHLET CD Rechnung zum Einzelstab Experiment Halden IFA650 3 ist der GRS Beitrag f r das OECD LOCA Benchmark die Rechnung zum B ndelversuch PARAMETER SF1 der Beitrag f r das entsprechende doppelt blinde SARNET Benchmark und die Rechnung zum B ndelversuch QUENCH 11 der Beitrag f r das entsprechende halb blinde SARNET Benchmark Wichtige Ergebnisse Bei zwei Experimenten der QUENCH Serie wurde als Absorbermaterial Borkarbid B4C eingesetzt Die Besonderheit der Nachrechnung der Versuche QUENCH 07 und QUENCH 09 lag darin dass erstmals ein spezielles Modell zur Simulierung der B4C Oxidation eingesetzt werden konnte In diesem Modell setzt sich die Absorberschmelze aus aufgel stem Borkarbid B4C aus geschmolzenem Absorber H llrohr Edelstahl und dem Absorber F hrungsrohres Zry zusammen Es wird die Oxidation des F h rungsrohrs und des Borkarbids in der Schmelze ber cksichtigt Der metallische Anteil
345. ggf ein Wiederaufschmelzen werden ebenfalls simuliert Diese Prozesse werden im Rahmen der allgemeinen Unsicherheiten ausreichend gut nachgebildet Die Verlagerung von Schmelzen im Kernbereich wird durch ein verallgemeinertes Mo dell candling model beschrieben Es umfasst die Verlagerung des aufgel sten Brenn stoffes und der Absorbermaterialien entlang der nicht zerst rten eingangs definierten Stabgeometrie Die Verlagerung kann bis zum unteren Kern oder B ndelende erfol gen Eine radiale Ausbreitung in benachbarte Kernzonen wird generell nicht simuliert Auch kann der Einfluss von Abstandhaltern auf den Umlagerungsprozess nicht ber ck sichtigt werden Somit wird die Materialverlagerung bersch tzt d h die wiedererstarr te Schmelze lagert sich bei den Rechnungen im Gegensatz zum Experiment erst in tieferen Bereichen der Brennstabb ndel wieder an wodurch eine teilweise oder voll st ndige Str mungsblockade simuliert werden kann Die Gesamtmasse der umgela gerten Materialien wird zum Teil untersch tzt da in dem vorhandenen Modell das Schmelzen der Abstandhalter nicht m glich ist Insgesamt zeigen die aktuellen Validierungsrechnungen dass durch die Verbesserung und Erweiterung der Modelle im Rechenprogramm ATHLET CD die Prozesse im Kern 216 und K hlkreislauf die bei Kernreaktorunfallen die Kernzerst rung und das Verhalten der Spaltprodukte bestimmen im Vergleich zu fr heren Rechnungen jetzt wesentlich besser und
346. gnale auf weshalb auch die se Messungen in Frage gestellt werden m ssen Insgesamt ergab die Auswertung der Messdaten durch den Experimentator dass weitere Untersuchungen zu den Tempera turmessungen in dieser Leitung erforderlich sind RIT 02 Wie Abb 4 10 10 zeigt sind die gerechneten Str mungstemperaturen nur im ersten Teilbereich des heiBen Strangs von der Wandtemperatur unterschiedlich ca 2 15 m vor Punkt in Abb 2 4 1 Sie verlaufen w hrend der gesamten Versuchsdauer ab gesehen von der Oxidationsphase relativ konstant W hrend der Oxidationsphase wird der Temperatureinbruch von der Rechnung ebenso wie von den experimentellen Daten ausgewiesen wobei beim Experiment auch die Wandtemperaturen diesen Tempera turabfall zeigen Ein wesentlicher Unterschied zwischen Rechnung und Experiment be steht darin dass insbesondere im Anfangsbereich des heiBen Strangs x 129 279 beim Experiment die Wandtemperaturen ber den Str mungstemperaturen liegen bei der Rechnung aber darunter Beim Experiment beginnt am Anfang der Leitung x 129 x 279 der Temperaturab fall bereits deutlich vor der Phase des Dampfmangels Das deutet darauf hin dass die Temperaturregelung in diesem Bereich nicht korrekt erfolgte RIT 02 Ferner zeigten einige Thermoelemente gr Bere St rsignale sodass auch diese Messungen in Frage zu stellen sind Die Thermoelemente TEPF808 f und 809 w 279 die im selben Messquerschnitt der Leitung angebrac
347. gsrohr aus Zircaloy inner liner einer W rmed mmung aus por sem ZrO in sulation F llk rpern saddle einem Str mungsf hrungsrohr f r den separaten Was serkreislauf und dem Druckrohr der Versuchseinheit Der separate Wasserkreislauf der unabh ngig vom K hlkreislauf des Treiberkerns und des das B ndel durchstr menden Wasserkreislaufs ist erm glicht es groBe Bereiche thermodynamischer Zu st nde zu untersuchen Er gew hrleistet einen sicheren Einschluss des Testb ndels auch bei gr Berer Brennstabzerst rung ohne Gef hrdung des Treiberkerns Tabelle 2 3 1 zeigt die Testmatrix der durchgef hrten Experimente 2 4 PHEBUS FP PHEBUS ist eine Integral Versuchsanlage des Institut de Radioprotection et de S ret Nucleaire IRSN des Commisariat l Energie Atomique CEA in Cadarache Frank reich zur Untersuchung des Verhaltens von DWR Brennelementen Im jetzt laufenden internationalen Fission Product FP Programm wird das Untersuchungsspektrum auf die sp teren Phasen schwerer Unf lle ausgedehnt CLE 03a Das Brennelementb n del wird nuklear beheizt in pile Die Brennelementkomponenten entsprechen abge sehen von der Bundellange in Abmessungen und Materialien denen kommerzieller DWR Anlagen Das Versuchsziel des PHEBUS FP Projektes ist die Datenbasis und die Modellent wicklung f r die Berechnung der Kernzerst rung der Freisetzungsrate und f r die phy sikalisch chemische Form der radioaktiven Stoffe die b
348. gt 5 0 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Zeit s B ndelleistung Eingangsmassenstr me ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 3 30 in ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 c3p 0 6 2000 e 0 075m 0 0375 5 8 0 7625 TC 68 inlet exp 6 pres outlet exp TC 69 inlet exp lt 1500 D ke x E 1000 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Zeit s Dr cke in verschiedenen H hen Eintrittstemperaturen Abb 4 4 2 PHEBUS SFD C3 Anfangs und Randbedingungen des Versuchs 00 Abb 4 4 3 Temperatur K Temperatur K ATHLET CD 20 11 PHEBUS C3 c3p 30 in 2500 J Ring 2 e 20 ROD 9 exp s Ring 3 2000 eme 18 ROD 2 exp 4 19 ROD exp 1500 1000 500 Im I 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Brennstofftemperatur bei 100 mm ATHLET CD 20a 11k PHEBUS C3 c3p 30 in 2500 j m a TT 2 770 TC34 Liner HG exp 2000 H Liner CD exp 1 We 1500 f gt if P X 1000 get amp 500 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 Zeit s Temperatur des Liners bei 100 mm Temperatur K Temperatur K ATHLET CD_20a 11k PHEBUS C3 c3p 30 in 2500
349. gung Abb 4 6 5 PHEBUS SFD AIC H2 Erzeugungsrate und erzeugte Masse 2 Rechnung 314 ATHLET CD 20 20 PHEBUS AIC aic 21 in Schmelze Kruste Masse kg 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 Zeit s Abb 4 6 6 PHEBUS SFD AIC Massen Schmelze Kruste des Steuerstabs 2 Rechnung ATHLET CD 20a 20a PHEBUS AIC aic 21 in 10 e Input om oxidation to fluid i to structures error 1 8 i ER 6 i A 2 b 5 h 5 n 4 ws E 2 TT E n 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 Zeit s Abb 4 6 7 PHEBUS SFD AIC Energiebilanz des B ndels 2 Rechnung 315 F SESESESESESESRESTSESRSESRSESRSESESES SEX lt 55 SS SESRSESESISSISS 727272727272727272 727272 7272 72 727272 772 AA A AAA A gt NNN OMEN ENON ON OS ON ER OBOE EOCENE SHROUL N SS Y Y N IN FILL 10 2004 IsIerung Run10 12 ATHLET CD Nodal ATHLET CD 1 1L o 1 E 5 LE a 24 Z NMG n o2 5 ZZ ZZ D u KKK IKN E 2 o
350. h ATHLET CD Technical Note TN TRB 05 3 Nov 2005 Trambauer K et al ATHLET CD SOPHAEROS analysis of Ph bus FPT2 Thermal behaviour and deposition in the circuit 18 CAC Interpretation Circle October 18 2005 Aix en Provence Trambauer K Nachrechnung der Halden Experimente IFA650 Test 2 und 3 mit ATHLET CD zur Validierung des Brennstabmodells TN TRB 05 4 November 2005 Trambauer K Research Needs in the Domain of Severe Accidents ERMSAR 2005 Aix en Provence France 14 16 November 2005 230 VDI 91 WIE 06 YUD 06 VD W rmeatlas Berechnungsbl tter f r den W rme bergang Sechste Auflage VDI Verlag GmbH D sseldorf 1991 Wielenberg A Nachrechnung des Einzeleffektversuchs UPTF Nr 7 Gegenstr mung im Ringraum mit ATHLET GRS A 3348 Oktober 2006 Yudina T Specification of the PARAMETER SF1 Experiment ISTC Project 3194 Moscow 2006 YUD 06a Yudina T Presentation of specification on simulation of PARAMETER facility by col laborators ISTC Project 3194 CEG SAM Meeting March 8 9 2006 Paris 231 7 Tabellen 232 6602 2 1 Versuchsprogramme zur Simulation der Kernzerst rung im RDB SFD DE MP FLHT EP SFD EP MASCA E oan 62 05 84 59 92 05 07 64 65 05 95 eemal a o Beheizung elektrisch Brennstab 3kg 32 18 57 anzahl Absorber material ome men onen _ Ausgangs intakt intakt
351. h die mit ATHLET CD berechneten Ergebnisse hinsichtlich der der Brennstofftem peraturen der Oxidschichtdickenverteilung sowie der zeitlichen Verlaufe der metalli schen und keramischen Schmelze und Krustenbildung im Kern stellen bis zum Zeitpunkt der Tr mmerbett und Schmelzepoolbildung ausbreitung und der massiven Kernverlagerung aus dem aufbrechenden Schmelzepool ein sinnvolles Simulationser gebnis dar das plausibel ist und auch den Simulationsergebnissen anderer Institutio nen und Codes nicht widerspricht Messdaten liegen hierzu nicht vor Das Ausdampfen die Freilegung und das Aufheizen des Reaktorkerns bis zur einsetzenden Kernzerst rung mit Blockadebildung werden in bereinstimmung zur angenommenen Konfiguration des TMI 2 Kerns bei den entscheidenden Zeitpunkten der Unfallsequenz 202 simuliert Die letzte Phase der hier betrachteten Unfallsequenz kann aus den bereits oben angesprochenen Gr nden nicht abgebildet werden Die Wasserstofferzeugung setzt in der Rechnung etwa 130 Minuten nach Unfallbeginn ein Die beim Unfall bis zum Beginn der Pumpentransiente im B Loop bei 174 Minuten erzeugte Wasserstoffmenge von etwa 300 kg wird vom Programm um fast 75 kg ber sch tzt Die nach dem Fluten bzw Quenchen als Folge der Pumpentransiente und der anschlie enden Hochdruckeinspeisung vorliegende H2 Menge von 459 kg bei 240 Mi nuten wird dagegen von ATLET CD um ca 60 kg untersch tzt Dies kann im vorlie genden Fall darauf zur ckz
352. he m 0 0 2 Porosit t Fluid Gesamtvolumen Abb 4 9 12 348 H he m ATHLET CD_20a 20a NRU FLHT 2 flht2 03 in 4 fwslu2 9 005 85 4 600 08 700 05 3 2 5 2 1 5 1 0 5 0 FLHT 2 rel Massenverteilung und Porositat ROD2 rel Massenverteilung ATHLET CD 20 20 FLHT 2 flht2 03 in e met Schmelze we met Kruste ker Schmelze ker Kruste g oO gt 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 Zeit s Abb 4 9 13 FLHT 2 Massen met Schmelze und Kruste ATHLET CD 20a 20a NRU FLHT 2 flht2 03 in 160 e Input oxidation 140 4 to fluid X to structures 120 100 Leistung kW 92 gt 20 Abb 4 9 14 FLHT 2 Energiebilanz 349 ATHLET CD 20a 20a NRUFLHT 2 flht2 04 in 3000 level inch 2500 2000 3 5 1500 a E o 1000 500 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 Zeit s Abb 4 9 15 FLHT 2 ROD1 H llrohrtemp in Ebenen 1 52 3 18 m Var 1 ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 fiht2_04 in 3000 TC2 1000s 2500 22 005 v 400 05 gt 500 08 6000s 2000 X 700 08 x 3 DU Tols S 1500 1 4 400 5 hog m v 700 1000 B 8
353. hend BES 93 ver ndert In beiden Spalten wurde ein konstanter Koeffizient von 40 0 W m K angesetzt der W rme bergangsko effizient nach au en zur Umgebung wurde von 400 0 W m K erste Nachrechnung auf 4 0 W m K fr here Nachrechnung in BES 93 reduziert Einige ausgew hlte Ergeb nisse der dritten Nachrechnung Var 2 sind in Abb 4 9 18 bis Abb 4 9 22 dargestellt In Abb 4 9 18 sind wie in Abb 4 9 6 Temperaturverlaufe der H llrohre im Bereich zwi schen 1 52 m und 3 18 m dargestellt Der Vergleich mit den experimentellen Daten zeigt dass bei der Variationsrechnung 2 die gemessenen und berechneten Tempera turen sehr viel naher beieinander liegen als bei der ersten Nachrechnung Auch be ginnt die Temperatureskalation sehr viel fr her In einem weiten Bereich zwischen level 60 und 100 1 52 2 54 m werden nach 700 s sogar Temperaturen ber 2500 K er reicht Wie Abb 4 9 19 mit den axialen Temperaturverteilungen zu verschiedenen Zeitpunk ten zeigt sind die berechneten Temperaturverl ufe bei 600 700 und 800 s deutlich h her als die gemessenen Werte Wegen der sehr viel h heren Temperaturen wird bei der dritten Nachrechnung Varia tionsrechnung 2 das Versagen der H llrohre des inneren Rings bereits nach 430 s das des u eren Rings nach 450 s ausgewiesen Abb 4 9 20 enth lt entsprechend Abb 4 9 8 erste Rechnung einen Vergleich der gemessenen und gerechneten Temperaturen der H llrohre und des Liners in ein
354. hgewicht sind Die Hochtemperaturphase wird mit dem Ausschalten des Reaktors und der Schutzheizung beendet Zu einem sp teren Zeitpunkt wird die Anlage durch das Spr hsystem weiter abgek hlt und die Testkapsel inertisiert um den Brennstab f r Nachuntersuchungen zu konservieren 141 4 11 2 Brennstabmodell in ATHLET CD Im Rahmen der OECD LOCA Benchmark Rechnungen zum Versuch IFA 650 3 TRA 05a b wurden zur Datensatz und Modellqualifikation Rechnungen zum Versuch IFA 650 2 durchgef hrt und mit den experimentellen Ergebnissen verglichen Die ers ten Rechnungen mit dem Standardmodell von ATHLET CD zeigten dass das H llrohr erst bei einem Zeitpunkt von 130 s nach Beginn der Blowdown Phase versagt experi menteller Wert 98 s Nach der berpr fung der thermohydraulischen Daten und des W rme bergangskoeffizienten zwischen Brennstoff und H llrohr sowie einer Korrektur bei der Berechnung der Kriechgeschwindigkeit konnte eine bessere bereinstimmung erzielt werden Berstzeit 101 s Zur Absicherung der Vorhersage des H llrohr versagens im Versuch IFA650 3 wurden verschiedene Modellansatze zur Berechnung der Kriechgeschwindigkeit angewendet Das Modell zum mechanischen Brennstabverhalten in ATHLET CD ist ausf hrlich in BRU 94 und TRA 92 beschrieben Abhangig von den thermischen Dehnungen von Brennstoff und H llrohr der plastischen Verformung des H llrohrs und der Differenz zwischen Systemdruck und Stabinnendruck werden di
355. hmelzen auf dieser Tem peratur gehalten wird Rg 2 St kommt es bei der entsprechenden Rechnung mit dem Abschmelzmodell zur Umlagerung von Material Rg 3 St Dieses wird in ATHLET CD durch den Abfall der Temperatur auf 273 K bzw 0 C angezeigt Bei dem als HECU Struktur modellierten Stab Rg 1 stimmt der Verlauf der Tempera tur mit der des Zr F hrungsrohrs der zweiten Rechnung Rg 2 Zr berein Die Diagramme in Abb 4 8 15 und Abb 4 8 16 zeigen entsprechend Abb 4 8 14 die Verh ltnisse in den Ebenen bei 2 44 m und 3 04 m Beim Vergleich der Rechnungen mit den unterschiedlichen Modellierungen sind dabei qualitativ ahnliche Ergebnisse festzustellen Die H llrohrtemperaturen der Rechnung Rg 1 steigen gegen ber den Rechnungen Rg 2 und Rg 3 zun chst schneller an Im Zeitbereich von ca 1250 s bene 2 20 m Abb 4 8 15 bis 1500 s Ebene 3 04 m Abb 4 8 16 weisen die beiden Rechnungen Rg 1 und Rg 2 ungefahr die gleichen Temperaturen aus Ahnlich wie in der untersten Ebene bei 1 41 m Abb 4 8 14 verlauft die H llrohrtemperatur bei der 98 Rechnung 3 in weiten Zeitbereichen bis ca 2000 s deutlich unterhalb der Tempe raturen die von den beiden anderen Modellierungen errechnet werden Sp ter liegen dann die H llrohrtemperaturen der Rechnung Rg 3 deutlich oberhalb derjenigen der Rechnungen Hg 1 und Rg 2 Der Einzelstab ROD3B zeigt in den Rechnungen auch den h her gelegenen Ebenen ein hnliches Verhalt
356. hneten Zeitpunkte f r das Erreichen der maximalen H llrohr temperaturen stimmen mit den experimentellen Werten nicht genau berein So werden in der Rechnung bei 750 mm B ndelh he die Maximaltemperaturen zu sp t er reicht bei 950 mm zu fr h Die Zeitpunkte f r das Erreichen der maximalen Shroud temperaturen werden auf einer B ndelh he von 750 mm sehr gut berechnet bei 950 mm analog zu den H llrohrtemperaturen zu fr h Allerdings werden in beiden Messebenen die Temperaturen wiederum untersch tzt Die Untersch tzung sowohl der Temperaturen des B ndels und des Shrouds als auch der Wasserstofferzeugung lassen sich im Wesentlichen auf Vereinfachungen in der Modellierung zur ckf hren Partielles Schmelzen des Shrouds kann vom Code nicht wiedergegeben werden weil der nicht reaktortypische Shroud als HECU Struktur abgebildet werden muss die aber vom Modellansatz her nicht versagen kann Damit k nnen neu freigelegte oxidierbare Oberflachen durch Shroudversagen nicht ber cksichtigt werden Des Weiteren spielt bei der Untersch tzung auch die vereinfachte Modellierung der Simulatorst be eine Rolle wodurch lokale Effekte in azimutaler Richtung nicht ber cksichtigt werden k n nen F r alle in einem HEAT Objekt zusammengefassten St be auf einer B ndelh he wird ein identisches Verhalten unterstellt Den Oxidationsgrad der noch intakten H llrohre berechnet ATHLET CD in guter ber einstimmung mit den Ergebnissen der Nachuntersuchung
357. hnung der H llrohrs unterstellt Um den Effekt ungleichm iger Dehnung auf die Kriechgeschwindigkeit qualitativ zu erfassen kann die H llrohrtemperatur um den Betrag DTCONT RDTC erh ht werden DTCONT ist die berechnete Temperaturdifferenz zwischen Brennstoffoberflache und der Innen seite des H llrohrs RDTC ist ein Sensitivit ts Parameter zwischen null und eins 1 Im Quellprogramm lautete die Gleichung Gs Emoa 1 0 143 F r die verschiedenen hier diskutierten Ans tze ist die Kriechgeschwindigkeit als Funk tion von H llrohrtemperatur und effektiver H llrohrspannung in Abb 4 11 1 und Abb 4 11 2 aufgetragen F r die Materialeigenschaften wurden die f r den Versuch IFA 650 3 ermittelten Daten gew hlt Die Sauerstoffkonzentration mit OX 0 125 Y und die Wasserstoffkonzentration mit Hppm 150 ppm Damit ergeben sich die Tempera turdifferenzen DeltOXwt 25 K und DeltHppm 30 K F r Case im TESPA Modell wurden die Werte 1 und 10 gew hlt Abb 4 11 1 zeigt die Kriechgeschwindigkeit als Funktion der H llrohrtemperatur bei ei ner effektiven Vergleichspannung im H llrohr von 40 MPa die etwa dem Wert zu Beginn der H llrohrverformung entspricht Im oberen Bild ist auf der Abszisse der Kehrwert der Temperatur aufgetragen Der schraffierte Bereich entspricht einer H ll rohrtemperatur von 700 bis 800 C das ist der Temperaturbereich in dem die H llrohr verformung merklich zunimmt und in den Halden Versuchen
358. hrleitungen des Dampferzeugers 1 Material mit 3 radiale Schichten und des kalten Strangs 1 Material mit 1 radialen Schicht bis hin zum Containment werden auf der Au enseite mit einer konstanten Temperatur von 425 K belegt Die Materialdaten wurden den Angaben in CHR 04 entnommen Zur Berechnung der Freisetzung von Spaltprodukten stehen in ATHLET CD z Zt acht verschiedene Modelle zur Verf gung F r diese Nachrechnung wurde ein Modell aus gew hlt das bei Vorhandensein von bestrahlten Brennst ben von den Entwicklern empfohlen wird Option NMODI 7 ORNL 4 10 3 Ergebnisse der Nachrechnung In Abb 4 10 3 bis Abb 4 10 22 werden die Ergebnisse der Rechnung meist durchge zogene Linien mit den experimentellen Daten gestrichelte punktierte Linien sofern vorhanden verglichen In der Legende sind die experimentellen Daten entsprechend den Messstellenbezeichnungen gekennzeichnet Die Ergebnisse einer Versuchsnachrechnung zum B ndelverhalten ohne Verwendung des Moduls SOPHAEROS ist in TRA 04 zu finden Ein wesentliches Ziel der aktuellen Nachrechnung war die Anwendung der neuen SOPHAEROS Version zur Berechnung des Spaltprodukt und Aerosolverhaltens im System Aus diesem Grund wird an dieser Stelle auf das B ndelverhalten nicht detailliert eingegangen Zum besseren Verst nd nis werden aber einige ausgew hlte Temperaturverl ufe und Ergebnisse zur H Erzeugung Schmelzebildung Umlagerung und zur Energiebilanz beschrieben
359. ht hoher Dichte Stahlumfassung so wie der Materialdaten der B ndelumfassung verantwortlich So wurden die Materialda ten dadurch ver ndert dass in den Spalt zwischen dem Liner und der por sen Isolierschicht kontinuierlich He eingespeist wurde um ein unkontrolliertes Eindringen von He in die por se Schicht zu verhindern Bei der zweiten Rechnung mit einem ver nderten bzw erh hten Warmewiderstand der B ndelumfassung und Verwendung eines anderen Oxidationsmodells wurden der Beginn der Temperatureskalation und die Temperaturspitze oberhalb von 0 6 m gut wiedergegeben Unterhalb von 0 6 m verschlechterte sich dagegen im Vergleich zur ersten Rechnung die bereinstimmung zwischen den gerechneten und gemessenen Temperaturverlaufen weil durch die Anhebung des W rmewiderstands der B ndelum fassung die Kerntemperatur auch im unteren Bereich etwas erh ht wurde Zur richtigen Einsch tzung der Qualit t der mit ATHLET CD berechneten Temperatur verlaufe ist darauf hinzuweisen dass beim Internationalen Standardproblem Nr 46 PHEBUS FPT1 die B ndeltemperaturen die von den vielen Teilnehmern mit unter schiedlichen Codes errechneten worden waren f r einen typischen Messwert von ca 2000 K in einem Streuband von 300 400 K lagen Angestrebt ist bei den Nachrech 75 nungen mit ATHLET CD nat rlich eine weitaus geringere Abweichung von den gemes senen Daten Die berechnete und auch die gemessene ZrO Schichtdicke zeigen
360. ht waren zeigen eine unerwartet groBe Tempe raturdifferenz von 20 K zwischen der Str mung und der Wand In RIT 02 wird darauf hingewiesen dass u a diese Probleme noch n her untersucht werden m ssen W h rend der Phase des Dampfmangels wird ein Temperaturabfall von 50 K festgestellt 129 der mit weiterer Entfernung vom Anfang der Leitung abnimmt x2239 279 579 2079 2579 2599 132 Zum Ende des hei en Strangs hin Abb 4 10 11 gleichen sich Wand und Str mungs temperaturen einander an Die gerechneten Temperaturen verlaufen im horizontalen Bereich dabei bis zu 30 K unterhalb der gemessenen Werte 5143 5223 In dem vertikalen Rohrst ck vor dem Dampferzeugereintritt x 638 sind die gerechneten Temperaturen etwa um den gleichen Betrag h her als die gemessene Str mungstem peratur In den Diagrammen der Abb 4 10 12 sind die Temperaturverl ufe im Dampferzeuger dargestellt Der Rohrstrang des Dampferzeugers wurde im Eingabedatensatz der Rechnung in insgesamt 10 Zonen unterteilt Abb 4 10 1 Davon sind der heiBen Seite des U Rohrstrangs die Zonen 1 bis 6 dem Bogen Zone 7 und der kalten Seite die Zo nen 8 bis 10 zugeordnet Zum Vergleich der gerechneten Temperaturverlaufe in den Zonen 1 2 4 bzw 9 10 mit dem Experiment stehen Messwerte auf der heiBen bzw der kalten Seite zur Verf gung Die Ortsangaben nach den Messstellenbezeichnungen geben die H hen in mm von der Einlassh he auf der heiBen Seite bz
361. i dem das B ndel anfangs in drucklosem Zustand mit Wasser gef llt war Es folgt das langsame Ausdampfen infolge der Leistungszufuhr durch das B ndel und der heiBen Strukturen Dieses Experiment wurde von INRNE Sofia konzipiert und mit dem FZK abgestimmt Der Versuch wird als Benchmark Problem spezifiziert in STA 06 im Rahmen des SARNET Programms durchgef hrt und von INRNE koordiniert Das Experiment wurde im Dezember 2005 in der QUENCH Versuchsanlage des Forschungszentrums Karlru he durchgef hrt Es war das zweite Experiment des von der EC European Communi ty gef rderten LACOMERA Projekts Die Rechnungen zu diesem halb blinden Benchmarkproblem wurden mit der ATHLET CD Version 2 1A durchgef hrt ERD 06d ERD 06e ERD O6f 4 15 1 Neue Einbauten in der QUENCH Teststrecke Zur experimentellen Durchf hrung des geplanten Versuchs war es notwendig in das untere Plenum der Teststrecke ein zus tzliches Heiz und Wasserversorgungssystem 188 einzubauen Nach dem Ausdampfen 2578 s sollte f r eine gewisse Zeit noch ein ge ringer Dampfstrom durch das B ndel aufrechterhalten werden mit dem das Verdamp fen von Restwasser an heiBen Strukturen und einer weiteren Oxidierung modelliert werden konnte Zugleich war es erforderlich den Wasserspiegel w hrend dieser Zeit im unteren Plenum zwischen 190 und 175 mm zu halten um die Anlage nicht zu ge f hrden Dazu dienten die Systeme aux heater und aux water Abb 4 15 1
362. ich bis 2 m Uber in den oberen Be reichen untersch tzt Die Temperatureskalation erfolgte bei der ersten Nachrechnung deutlich zu sp t bei der dritten Nachrechnung Var 2 mit ge nderten W rme ber 119 gangskoeffizienten der Umfassung Shroud in etwa zur gleichen Zeit wie ment Ein wesentliches Ergebnis des Experiments war dass die Oxidationsfront beginnend bei 2 53 m sich zun chst nach unten bis auf 1 45 m bewegte und sich anschlie Bend in die oberen Bereiche ausbreitete Von der Rechnung konnte die Ausbreitung der Front zun chst nach unten und zu sp teren Zeiten auch in die oberen Bereiche hinein gezeigt werden wobei allerdings die Oxidation in einer H he von 2 3 m be gann Der Temperaturverlauf innerhalb der B ndelumfassung wird bei den drei Nachrech nungen nicht gut nachvollzogen W hrend des Experiments wurde die Schmelztempe ratur des Liners berschritten und der Liner stark zerst rt Dadurch drangen heiBe Gase in den Bereich des Isoliermaterials ein und beeinflussten auch die Temperatur der F llk rper Infolge des Schmelzens von Teilen der Umfassung nderten sich w h rend des Versuchs auch die physikalischen Eigenschaften der entsprechenden Materi alien wodurch der radiale W rmeaustausch beeinflusst wurde Da das Schmelzen von Materialien des als Struktur modellierten Shrouds nicht m glich ist kann dieser Ver suchsablauf mit ATHLET CD nicht nachvollzogen werden Die beiden S
363. ich der Gesamt B ndelleistungen der Experimente 07 Abb 4 1 1 und QUENCH 08 Abb 4 3 1 zeigt wird die auftretende zeitliche Verschiebung im Temperaturverlauf zwischen beiden Versuchen durch die vorgegebene Leistung verursacht 47 Der Systemdruck liegt zwischen 0 193 B ndelaustritt Messgr Be P512 und 0 200 MPa B ndeleintritt Messgr e P511 4 3 3 Ergebnisse der Nachrechnung Temperaturverhalten Die Abb 4 3 2 bis 4 3 4 zeigen einen Vergleich der gemessenen und berechneten Stabtemperaturen in verschiedenen H hen des B ndelbereichs Hierbei ist auf der ge samten beheizten L nge und dar ber gute bereinstimmung mit den gemessenen Werten festzustellen Das im Experiment zwischen 2200 s und ca 3000 s eingestellte Plateau der Stabtemperaturen von etwa 1723 K konnte urspr nglich nicht nachgerech net werden ERD 04d Erst nach einer umfangreichen Ursachensuche seitens der Entwickler f hrte eine Summe einzelner MaBnahmen auch im Zeitbereich der Voroxi dationsphase zu der hier gezeigten Qualit t der Rechenergebnisse Hierbei wurde die Ursachenermittlung hinsichtlich des urspr nglich nicht befriedigend berechneten Tem peraturplateaus erschwert durch relative groBe Unsicherheiten versuchstechnischer Daten wie 2 B externer elektrischer Widerstand Warmekapazitat und Warmeleitung in der B ndelumfassung sowie verst rkende R ckwirkung der Temperatur der elektri schen Heizleiter auf die Leistungsverteilung un
364. ichst gleichen Versuchsbedingungen wurde f r QUENCH 08 der B C Absorberstab durch einen unbeheizten 27 ersetzt so dass hier im Unterschied zu QUENCH 07 keine B4C Oxidation stattfinden konnte und somit die Bildung der gasf rmigen Reaktionsprodukte CO CH sowie die Frei setzung von zus tzlichem H2 mit dem hiermit verbundenen W rmeumsatz entfiel Der Versuch QUENCH 08 wurde am 24 Juli 2003 durchgef hrt und lieferte als Ver gleichstest zu QUENCH 07 ebenfalls einen Beitrag zur Vorbereitung des Experiments PHEBUS FPT3 Die Nachrechnung dieses Versuchs mit der Code Version ATHLET CD mod 1 1 Cycle L mit ATHLET mod 2 0 Cycle A ist ausf hrlich in AUS 04c STE 05a dokumentiert Daher wird an dieser Stelle nur eine Zusammenfassung gegeben 4 3 1 Versuchsablauf Der Versuchsablauf der Quench Versuche ist in Kapitel 2 1 allgemein dargestellt In STU 03a und STU 03b wird der Versuch QUENCH 08 ausf hrlich beschrieben Die Tabelle 4 3 1 gibt einen berblick ber wesentliche Ereignisse w hrend des Ver suchs Anhand dieser Tabelle und der B ndelleistung Abb 4 3 1 wird nachfolgend der Versuchsablauf kurz dargestellt Die wesentlichen Anfangs und Randbedingungen werden bei der Beschreibung der ATHLET CD Eingabe erlautert Abb 4 3 1 zeigt die B ndelleistung w hrend des Experiments Dargestellt sind die ge samte elektrische Leistung Ptot exp aus dem Experiment sowie die bei der Rech nung als Eingabe verwende
365. idationsphase im metallischen Zirkonium Kristallgitter gel st war reichen f r weitere Modellverbesserungen noch nicht aus eine Weiterentwicklung ist 215 daher notwendig Beim Vergleich der im Experiment bei der Zr Oxidation erzeugten H2 Masse mit der er rechneten Masse muss auch ber cksichtigt werden dass beim Experiment u U mehr Komponenten oxidieren als mit ATHLET CD simuliert werden k nnen Bei den QUENCH Versuchen sind dies Strukturen f r die kein W rmestrahlungsaustausch notwendig f r Oxidation modelliert werden kann wie z B die Befestigungen bzw die sch tzenden Umh llungen der Thermoelemente die Mo Elektroden die zu den Wolf ram Heizdr hten f hren sowie die Eckst be aus Zr Die beim Experiment m gliche Oxidation dieser Komponenten f hrt nat rlich im Vergleich zur Rechnung zu h heren Ein auf die tats chlich simulierten Kernstrukturen bezogener Vergleich ist deshalb sinnvoll Die Simulation der Schmelzebildung ber cksichtigt derzeit eine Reihe verschiedener Vorgange Das sind f r den Brennstab die Brennstoffaufl sung durch fl ssiges Zirkoni um sowie die Bildung keramischer Schmelze von Brennstoff und oxidiertem Brenn stabh llrohr Auch wird das Schmelzen oder die Aufl sung von verschiedenen Absorbermaterialien AIC einschlie lich der sie umschlieBenden H llrohre mit Hilfe entsprechender Temperaturkriterien berechnet Das Erstarren der Schmelze w h rend der Umlagerung und
366. ie Porositat das Verh ltnis des freien zum gesamten Volumen einer Zone an Die Diagramme in Abb 4 14 7 zeigen im Bereich um 1 2 m eine Porosit t von 0 14 Entsprechend dem Modell tritt somit keine Blockade das ware bei einer Porositat 0 1 der Fall im Test b ndel auf 184 4 14 5 Variationsrechnungen e Neue Nodalisation der Teststrecke Im Eingabedatensatz der der ersten Rechnung wurde das TestbUndel in drei getrennte Kan le aufgeteilt um die Prozesse wahrend der Einspeisung des Quenchwassers von oben detailliert zu erfassen Im Eingabedatensatz f r die mit run2 gekennzeichnete zweite Rechnung wurde die Nodalisierung des B ndels entsprechend der blicherwei se f r die Nachrechnung der QUENCH bzw CORA Versuche eingesetzten Nodalisie rung verandert Das bedeutet die Teststrecke wurde mit einem zentralen Kanal simu liert in dem alle Brennstabsimulatoren enthalten sind Konzentrisch angeschlossen ist ein zweiter u erer Str mungskanal ohne Brennstabsimulatoren der von der B ndel umfassung umschlossen wird und mit dem Ausfluss Objekt OUTPIPE verbunden ist Die beiden Kan le sind radial in jeder axialen Ebene miteinander verbunden Im Aus fluss Objekt OUTPIPE wurde zur Verbesserung des Ausstr mvorgangs die im Einga bedatensatz der ersten Rechnung recht groBe letzte Zone in zwei Zonen unterteilt sodass jetzt oberhalb des beheizten Bereichs vier statt drei Zonen angeordnet sind Abb 4 14 8 Zus tzlich wurden zu
367. igation of aerosol reten tion in the secondary side of a model PWR steam generator under dry and flooded conditions SGTR tube ruptures The primary side inside broken tube is 4 5 bar and the secondary side pressure is always at atmospheric pressure 243 Tab 4 1 QUENCH 07 Versuchsablauf Start Aufheizen von 873 K gt 1723 K 3322 Beginn Temperatureskalation bei 950 mm 1850 K TIT A 13 3481 Versagen Brennstab P 411 3558 Dampf am Bundeleintritt T 511 244 Tab 4 2 1 QUENCH 09 Versuchsablauf 2582 T 1775 K Beginn Temperatureskalation bei 950 1050 und 1150 mm 2600 Versagen Brennstab P 411 Kr Messung 2602 Ende des Leistungsplateaus 2605 3156 Elektrische Leistung 8 kW schrittweise auf 15 kW 2623 Versagen Shroud P 406 2636 Reduzierte Dampfeinspeisung auf 0 3 g s F 206 3316 Beginn der Abk hlphase cooldown 245 Tab 4 3 1 QUENCH 08 Versuchsablauf Start der Datenaufzeichnung Testb ndel auf 875 TIT A13 aufgeheizt 2 277 Beginn der Voroxidationsphase Erreichen des Temperaturplateaus bei 1700 K Ende des Leistungsplateaus bei 13 kW 3181 Eckstab B entfernt 3240 Start Transiente Leistungssteigerung von 14 1 auf 17 75 kW mit 0 2 K s 3765 Versagen Shroud P 406 3770 Versagen Brennstab Kr Messung 3776 Start der Abk hlphase mit Beginn der Dampfeinspeisung mit 15 g s Beginn der Temperatureskalation bei 950 mm 3814 Beg
368. igt in dem der hydraulische Durchmesser in den entsprechenden H hen verkleinert wurde Dadurch werden der konvektive W rme bergang und der Str mungsdruckverlust er h ht AuBerdem werden die Abstandhalter auch als Strukturen im Str mungskanal modelliert wobei f r die vier mittleren aus Zirkaloy das Oxidationsmodell Zr Dampf Reaktion angesetzt wird Die W rmeisolierung des Str mungskanals wird von einer Struktur aus drei verschie denen Materialien die wiederum in mehrere radiale Schichten unterteilt sind nachge bildet Dabei wird der oktogonale innere Liner aus Zirkaloy zylindrisch mit f nf Schichten die por se ZrO Isolierung niedriger Dichte 30 96 der theoretischen Dich te und hoher Festigkeit mit neun Schichten modelliert F r die umh llenden F llk rper Zr saddle wurden zwei Schichten vorgegeben Zwischen den Materialien befinden sich fertigungsbedingt gasgef llte Spalte 0 254 mm die mit einem geeigneten W r me bergangskoeffizienten ber cksichtigt werden Die zylindersymmetrische Modellie rung des Shrouds stellt gegen ber der tats chlichen Konstruktion mit ihrer oktogonalen Form auf der Innenseite eine grobe Vereinfachung dar was bei der Auswertung der Ergebnisse f r die Temperaturverh ltnisse ber cksichtigt werden muss An den vier Eckpositionen der Testeinheit sind sog carrier Halte Schutzbleche aus Zirkaloy angebracht mit denen die aus dem B ndel herausf hrenden Leitungen der Thermoelemente
369. il die daf r vorgegebene zu hohe Versagenstemperatur von 2623 K nicht erreicht wurde Die Abnahme der nicht geschmolzenen Masse des Absorbermaterials Abb 4 13 8 not m abs mat wird durch die Bildung des eutektischen Gemischs mit dem Stahl r hrchen hervorgerufen Bei der Zr Dampf Reaktion wird ein Energiestrom freigesetzt der in Abb 4 13 9 je Stab und Langeneinheit in verschiedenen H hen dargestellt ist Die Diagramme zeigen dass der Energiestrom bei der Oxidation des F hrungsrohrs gegen ber dem der Brennst be deutlich h her ist Im mittleren Stabbereich 350 700 mm tritt der h chs te freigesetzte Energiestrom auf Das Abschmelzen und die Materialumlagerung sind in Abb 4 13 10 f r die repr senta tiven Brennst be ROD1 und ROD2 zu verschiedenen Zeiten dargestellt Am Ende der Rechnung ist das Material von ROD1 aus dem H henbereich zwischen 0 3 m und 0 6 m in den H henbereich unterhalb von 0 3 m umgelagert ROD2 wurde weitaus we niger zerst rt Nur ein kleiner Bereich zwischen 0 4 bis 0 5 m wurde nach unten in den Bereich um 0 2 m umgelagert Die Umlagerung von Material infolge von Schmelze aus h heren in tiefere Bereiche hat zur Folge dass der Str mungsquerschnitt vergr ert bzw verkleinert wird Diese Vor g nge werden durch die in ATHLET CD errechnete Porosit t veranschaulicht Sie gibt 173 das Verh ltnis von Fluid zu Gesamtvolumen der betrachteten Zone an In Abb 4 13 10 ist diese der Rechnung
370. iment eine deutlich geringere Erzeugungsrate Vom Start der Transiente an 3140 s bis zum Beginn der Abk hlpha se zeigen die Ergebnisse einen qualitativ hnlichen Anstieg Zus tzlich zur H Rate wurde auch die von ATHLET CD am B ndelaustritt errechnete Dampfrate in das Dia gramm eingetragen wobei die Dampfrate zur Verbesserung der bersichtlichkeit der Darstellung entsprechend dem Molenverh ltnis verringert wurde Steam 9 Es zeigt sich dass bei der Rechnung w hrend der Oxidation im gesamten Ablauf kein Dampf mangel auftritt In Abb 4 1 6 ist die integral erzeugte H2 Masse dargestellt W hrend beim Experiment mit dem Erreichen von 1720 K bereits eine starke H2 Erzeugung beginnt erfolgt sie bei der Rechnung nur sehr langsam Der enorme Zuwachs der H Masse tritt w hrend der Abk hlphase mit dem Beginn der Zerst rung des Shrouds auf Bei der ersten Aus wertung der Daten des Massenspektrometers wurde eine H gt Gesamtfreisetzung von 198 g ermittelt wobei 137 g w hrend der Abk hlphase erzeugt wurden SEP 03 Eine neue Auswertung unter Ber cksichtigung der Oxidschichtdicken ergab eine H Gesamtfreisetzung von 177 g STM 04 Die von ATHLET CD errechneten Werte der Gesamtfreisetzung H2 tot calc sind mit 91 g wobei 77 g auf das B ndel entfallen deutlich niedriger Beim Experiment findet nach dem Durchschmelzen des aus Zr be stehenden Shroud auch eine Oxidation der Shroud Au enseite statt die vom Pro gramm derzeit nicht si
371. iments erfolgte mit der Programmversion ATHLET CD mod 1 1 Cycle J ATHLET mod 1 2 Cycle E ERD 03a STE05a 31 4 1 1 Nodalisierung der QUENCH Teststrecke Abb 4 1 1 zeigt das Nodalisierungsschema der QUENCH Teststrecke f r die Analysen der Experimente 07 08 09 mit ATHLET CD Die Str mungspfade der Teststrecke werden von einem Einlass INPIPE dem K hl mittelf hrungsrohr mit dem B ndel BUNDLE und dem Auslass OFFPIPE gebildet ber die Querverbindungen CROSSFLOW zu einem Bypass BYPASS kann bei ei ner Blockadebildung im B ndel die Str mung aufrechterhalten werden Das Modell des B ndels ber cksichtigt den zentralen Absorberstab B4C mit dem in neren Ring aus 8 Brennstabsimulatoren ROD2 sowie dem auBeren Ring mit 12 Brennstabsimulatoren ROD3 Der Str mungskanal BUNDLE wird von verschiedenen w rmeleitenden Strukturen umgeben Die Struktur SHROUD die das untere Plenum und den beheizten Teil der Teststrecke umgibt Abb 2 1 2 ist radial von innen nach au en entsprechend der Versuchsanordnung Abb 2 1 4 aus den Materialien Zirkaloy Shroud ZrO2 Isolierung und Stahl innere Wand des K hlrohrs cooling jacket aufgebaut Die Struk tur SHRTOP Abb 4 1 1 umfasst den Bereich oberhalb der Isolierung in dem sich w hrend des Experiments Argon befindet Sie ist entsprechend der Struktur SHROUD aufgebaut wobei hier anstelle der ZrO Isolierung Argon mit einer modifizierten War meleitf higkei
372. in pile Experimente Bei diesen Experimenten konnten Kenntnisse ber Ph nomene erlangt werden wie z B Oxidation der H llrohre mit der damit verbundenen H2 Erzeugung chemische Wechselwirkungen zwischen Steuerstab AIC Abstandhaltern H llrohr Aufl sung des Brennstoffs durch ge schmolzenes und festes Zirkaloy Umlagerung von Schmelze und Ausbildung von Kernblockaden H llrohroxidation und Fragmentation bei rascher Abk hlung Ferner konnte auch die Bildung eines festen Sch ttbettes beobachtet werden Die Abbildungen 2 2 1 und 2 2 2 zeigen schematische Darstellungen der wesentlichen Anlagenteile Der PHEBUS Reaktor ist ein Wasserbeckenreaktor mit insgesamt 1576 Brennst ben Abb 2 2 1 Es kann eine maximale thermische Leistung von 40 MW erreicht werden Die aktive L nge der Brennst be betr gt 0 8 m bei einer Gesamtl nge von 1 433 m Der Hauptteil der Anlage besteht aus dem Treiberkern mit dem das Testb ndel nukle ar beheizt wird Vertikal zur dessen Achse ist der SFD Loop angeordnet dem die thermo hydraulischen Zust nde in einem Reaktor nachgebildet werden Der SFD Loop wird von folgenden wesentlichen Komponenten gebildet ber drei Einspeiseleitungen kann Dampf H gt oder He in den unteren Testbereich ber einen zweistufigen Uberhit zer eingespeist werden Das aus der Teststrecke austretende Gasgemisch wird ber ein Druckregelsystem in einen K hler und nachfolgend in einen Auffangtank 500 m geleitet I
373. ine begrenzte Anzahl von Thermoelementen war an der auBeren Seite der Umfassung angebracht Wahrend des Versuchs wurden mit einer Vielzahl von Messwertaufnehmern Tempera tur H llrohre Fluid B ndelumfassung und Druckverlaufe sowie der Verlauf des Wasserspiegels erfasst Ferner wurden Massenstr me die Erzeugung von Wasser stoff und die y Aktivitat aufgezeichnet Nach Beendigung eines Versuchs erfolgten noch metallographische Untersuchungen 2 6 Halden IFA650 Das Halden Reactor Project ist das gr te Forschungsvorhaben der NEA 05 und besteht bereits seit 40 Jahren Das internationale Programm wird von etwa 100 Organisationen aus 20 L ndern unterst tzt Einer der Forschungsschwerpunkte ist die Untersuchung des Brennstabverhaltens bei K hlmittelverlust St rf llen Loss of coo lant accident LOCA Betreiber des Forschungsreaktors ist das norwegische Institutt for energiteknikk IFE IFE 05 Der Reaktor ein Siedewasserreaktor der mit schwerem Wasser moderiert und gek hlt wird Halden Boiling Heavy Water Reactor HBWR steht in einer Felsen kaverne am Nordufer der Tista in der von Halden einer kleinen Stadt s dlich von Oslo an der Skagerrak K ste unmittelbar an der Grenze zu Schweden Der HBWR hat eine maximale thermische Leistung von 25 MW und wird im Naturum lauf bei etwa 240 C und 3 33 MPa betrieben Abb 2 6 1 zeigt vereinfacht die drei Kuhlkreislaufe des Reaktors Der primare Schwerwasser Kreislauf wir
374. ine radiale Ausbreitung der Schmelze von ATHLET CD nicht berechnet wird d h die Schmelze l uft im Modell str hnenf rmig am jeweili gen Stab herab Das Abschmelzen des Steuerstabs vermindert in der Rechnung Rg2 Abb 4 13 22 im Vergleich zu Rg1 Abb 4 13 9 den freigesetzten l ngenbezogenen Energiestrom in folge der Oxidationsreaktion der St be Da infolge der Umlagerung von Schmelzmasse des Steuerstabf hrungsrohrs in einzelnen Zonen Masse fehlt erfolgt die Oxidation der H llrohre dort teilweise ber einen l ngeren Zeitraum elev 150 750 mm oder heftiger elev 950 mm Die Umlagerung von Steuerstabmaterial ist in Abb 4 13 23 dargestellt Die relative Massenverteilung zeigt dass bis auf einen Rest von 0 2 Anteil der eutektischen Schmelze das gesamte Steuerstabmaterial in den B ndelbereich unterhalb von 0 10 m umgelagert wird Vom Modell in ATHLET CD wird die eutektische Schmelze des Steuerstabs nach dem Versagen des F hrungsrohrs nicht mit umgelagert so dass der Rest von 20 ber der Lange des Stabs erhalten bleibt Auf die Porosit t wirkt sich die Umlagerung des einzelnen Steuerstabs nicht wesentlich aus 4 13 4 Zusammenfassung Eine Besonderheit des im November 2004 durchgef hrten Experiments PHEBUS gegen ber den vorher durchgef hrten Versuchen FPTO FPT1 und 2 der FP Serie war die Verwendung eines Steuerstabs mit Borkarbid B4C als Absorbermaterial Mit diesem Experiment sollte der Einfluss des
375. iner und der Isolierung eingef hrt der von der Tempera tur des Liners abhangig ist Die starke Abweichung zwischen dem gerechneten und experimentellen Temperaturverlauf im Zeitbereich zwischen 1000 bis 3000 s k nnte z B durch einen zu geringen Energieeintrag von innen als Folge der Modellierung der Einlaufgeometrie und dem daraus resultierenden W rme bergang hervorgerufen wer den aber auch durch die Wahl einer in dieser Phase zu hohen Warmeleitfahigkeit der Isolierung mit der die K hlung von au en deutlich bersch tzt wird W hrend der nachfolgenden bergangsphase bis 4080 s Beginn der stufenweisen Kernaufheizung Abb 4 4 2 nahern sich die errechneten Temperaturverlaufe des Li ners des Brennstoffs und der H llrohre den Messwerten an Zu Beginn dieser Phase wird der Druck in der Teststrecke auf 3 5 MPa erh ht Abb 4 4 2 Bis zum Beginn des starken Anstiegs der Kernleistung bei 9360 s weisen die gerechneten und gemesse nen Temperaturverl ufe des Brennstoffs der H llrohre und des Liners eine sehr gute bereinstimmung auf Innerhalb der Isolierung folgen w hrend der Oxidationsphase t 3000 s die analyti schen Ergebnisse sehr genau den Daten der Messstelle TC46 und sp ter dann den Daten der Messstelle TC47 Abb 4 4 3 56 Die genaue Auswertung der Ergebnisse der Rechnung ergibt dass bereits nach ca 4635 s also vor Erreichen des ersten Temperaturplateaus nach 4920 s infolge des er h hten Drucks ein Kontakt
376. inn der Absenkung der elektrischen Leistung von 17 7 auf 3 9 kW Elektrische Leistung bei 3 9 kW 3840 Auftreten der gemessenen Maximaltemperaturen 4020 Abschalten der elektrischen Leistung 4648 K hlung aus B ndeltemperatur 473 K erreicht Ende der Datenaufzeichnung 246 4 4 1 Zeit s 3000 3800 4000 4080 4920 5580 6750 7380 8000 9360 10260 11160 PHEBUS SFD C3 experimenteller Versuchsablauf ee 247 4 5 1 PHEBUS SFD 9 experimenteller Versuchsablauf Tab 4 5 2 PHEBUS SFD B9 Absch tzungen der experimentellen Unsicher heiten B ndeltemperatur 50 K oberhalb von 2400 K Dampfmassenstrom 5 96 Heliummassenstrom 5 0 10 kg s Leistung 5 96 Erzeugung 20 248 Tab 4 7 1 SFD 1 4 Freisetzungsanteile in von Spaltprodukten und Absorbermaterialien f r den Versuch Element Experiment Rechnung 89 PET89b Xe Kr 23 52 35 4 Cs 39 51 34 9 24 29 8 1 3 0 98 30 Sr 0 88 0 49 Sb 0 13 0 98 21 Absorbermaterialen NMODI 8 NMODI 7 Ag 0 027 0 054 12 3 Cd 6 2 11 3 55 In 0 088 0 18 9 5 Tab 4 7 2 SPD 1 4 berpr fung der Portierbarkeit der ATHLET CD Ver sion 1 1L Plattform FORTRAN CPU Zeit Anzahl der Anzahl der Compiler s Zeitschritte Jacobi Matrizen mserver1 Digital FORTRAN90 8698 29916 5854 V4 0 1 mserver2 IBM XL FORTRAN 584
377. ion 750 mm Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 4000 3000 level 11 C Rod Rod Rod 2 Oxidation W m D e 1000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Oxidation at elevation 350 mm Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1000 level 23 800 600 C Rod Rod_i R d 2 400 Oxidation W m 200 4000 6000 Abb 4 13 22 FPT3 Rg2 Warmequellen je Stab und Langeneinheit 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Oxidation QOX at elevation 950 mm 927 Relative mass distribution Relative mass distribution Abb 4 13 23 Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 ROD1 SLFW 005 90085 lt 100415 11035 6 12040 s 15005 s 160055 16508 s 17363 s 17513 300005 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Mass distribution ROD1 Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 ROD2 SLFW 0 0s 9008 s 100415 11035 s 12040 s 15005 s 160055 16508 s 17363 s 17513 s 300005 0 2 0 0 2 0 4 0 6 Elevation m Mass distribution ROD2 0 8 1 1 2 FPT3 Rg2 Massenverteilung Porositat Porosity Relative mass distributi
378. ischer Zr Anteil mehr ausgewiesen d h die H llrohre sind voll st ndig oxidiert oder in untere Bereiche abgeschmolzen Abb 4 8 20 Wie oben erw hnt wurde bei dem als Steuerstab modellierten Einzelstab ROD3B die Zr Ummantelung als F hrungsrohr modelliert der Kern aus Edelstahl als Absorberma terial mit dem zugeh rigen H llrohr aus Edelstahl Die Rechnungen ohne Hg 2 bzw mit dem Abschmelzmodell Rg 3 weisen am Ende unterschiedliche Wandstarken des metallischen Zr Anteils aus Mit dem Abschmelzmodell ist entsprechend den H llroh ren der Brennst be oberhalb von 0 50 m kein metallisches Zr mehr vorhanden Da 100 gegen ist ohne Abschmelzmodell das metallische Zr noch ber nahezu die gesamte Lange des Stabs vorhanden weil mit Erreichen der Schmelztemperatur in der Zone keine Oxidation mehr gerechnet und das metallische Zr nicht in tiefere Zonen verlagert wird Eine vollst ndige Oxidation des Zr w rde zu einer Oxidschichtdicke von ca 0 9 mm f hren In Abb 4 8 21 sind die Oxidschichtdicken am Ende der Transiente dargestellt F r die H llrohre der Brennst be im inneren Ring ROD1 wird im Bereich zwischen 1 70 und 2 40 m bei den Rechnungen Hg 1 und 2 aufgrund der Bildung kerami scher Schmelze und nachfolgender Verlagerung keine Oxidschichtdicke ausgewiesen dagegen ist bei der Rechnung Rg 3 speziell in diesem Bereich noch eine d nne Oxid schicht von 0 12 mm vorhanden da hier nur metallische Komponenten schmelze
379. ist auf den Strahlungsaustausch zwischen den H llrohren und dem Liner zur ckzuf h ren Eine deutliche Temperaturerh hung im Testb ndel bewirkt ber den Liner und die Iso lierung eine Temperaturerh hung der F llk rper Saddle die auch von der Rechnung nachvollzogen werden kann Im Experiment dringen nach dem Versagen des Liners heiBe Gase in den Bereich der Isolierung der B ndelumfassung ein wodurch die Tem peratur der F llk rper Saddle beeinflusst wird Wie oben erw hnt kann mit dem HECU Modell in ATHLET CD das f r die Shroud Nachbildung eingesetzt wird das Durchschmelzen einer Struktur nicht simuliert werden Dieser Einfluss der dadurch beim Experiment die Temperaturerh hung der F llk rper bewirkt kann daher von der Rechnung nicht nachvollzogen werden Beim Experiment wurde festgestellt dass sich die Oxidationsfront zun chst beginnend bei etwa 2 44 m rasch nach unten und dann in die oberen Bereiche hinein ausbreitete Auch von der Rechnung wird dieses Verhalten der Oxidationsfront sehr gut wiederge geben wobei allerdings der Temperaturanstieg um ca 40 s 2 44 m bzw um ca 100 s 1 02 m vor dem gemessenen beginnt Bei den Messdaten der Temperaturverl ufe der F llk rper Saddle zeigt sich nach ei nem ersten kurzen Temperaturpeak zwischen 1100 und 1400 s im oberen Bereich ei ne zweiter ausgepragter Peak wobei die Temperaturmaxima im H henbereich von bei 2 44 m bei 1700 s bis 3 45 m bei 2900
380. istribution g m Mass distribution g m Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 BUND FPCS 0 06 9008 5 100415 11035 s 12040 s 15005 s 16005 s 16508 5 17363 5 175135 30000 s 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Bundle mass distribution of Caesium Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 2 BUND_FPMO 008 so 9008s 1 5 lt 100415 4 110355 N 120408 vt N exe 150055 1 PA IN 16005s 1 Ww 16508 5 a du 173638 3 OK gr 175135 SH gt 300005 05 x a x V 2 y RAS S L 0 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Bundle mass distribution of Molybdenum Mass distribution g m Mass distribution kg m Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 BUND_FPBA 0 05 9008 5 100415 110355 12040 s 15005 s 16005 s 16508 s 17363 s 175135 30000 s 0 2 0 4 0 6 Elevation m Bundle mass distribution of Barium 0 8 1 1 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 BUND MASS e 0 05 20 m 9008s er 0041s 11035s 120406 15 sexes 150056 16005 5 16508 5 17363 5 10 r 175136 gt 300005 0 2 0 4 0 6 Elevation m Fuel rod mass distribution 0 8 1 1 axiale Ve
381. it Abschmelzen des Steuerstabs 176 Bei der oben beschriebenen ersten Rechnung nachfolgend mit Hoi bezeichnet war das Schmelzen des Steuerstabs auf Grund der Vorgabe einer zu hohen Versagens temperatur von 2623 K verhindert worden In einer zweiten Rechnung nachfolgend mit Rg2 bezeichnet wurde bei sonst gleichen Randbedingungen die Versagenstempera tur des Steuerstabs auf 1523 K herabgesetzt Diese Temperatur entspricht in etwa dem Beginn der Schmelzebildung infolge einer eutektischen Wechselwirkung Bei einer dritten Rechnung nachfolgend mit Rg3 bezeichnet wurde zus tzlich zur herabge setzten Versagenstemperatur 1523 K noch das Modell der B4C SS Wechselwirkung ausgeschaltet um im Vergleich mit Rg2 den Einfluss dieses Modells auf das Ergebnis Zu zeigen Das geschmolzene Material des Steuerstabs f hrt insbesondere im unteren Bereich bis 50 mm zu Temperaturerh hungen bis auf ca 800 Rg2 Abb 4 13 17 im Vergleich zu Rg1 Abb 4 13 14 Die Temperaturspitzen zeigen dass der Abschmelzprozess nicht kontinuierlich verlauft In den h heren Bereichen wirkt sich das Abschmelzen des Steuerstabs auf die Temperaturverlaufe nicht nennenswert aus Dieses zeigen auch die axialen Temperaturverteilungen des F hrungsrohrs der H llrohre und in der B n delumfassung die nur geringf gige Unterschiede zur ersten Rechnung aufweisen vgl Abb 4 13 18 Rg2 Abb 4 13 19 Rg3 mit Abb 4 13 6 Rg1 Beim Vergleich der axialen Temp
382. it Tr m merbett und Schmelzepoolbildung im Kernbereich sowie einer massiven Verlagerung von Kernschmelze zum RDB Boden einhergeht Daf r notwendige Sp tphasenmodelle wie 2 B MESOCO sind nur eingeschrankt anwendbar oder noch nicht implementiert 4 16 5 Nachrechnung des Versuchs QUENCH 03 Die Nachrechnung des Versuchs QUENCH 03 mit der Programmversion ATHLET CD 2 0A 1 1K im Rahmen des BMWi Vorhabens 1501 305 wird in HOL 05 ausf hrlich 203 beschrieben Der Versuch QUENCH 03 bestand aus einer Aufheizphase aus einer transienten Pha se und einer Quenchphase Wahrend der 1 bis 2h dauernden Aufheizphase wurde das B ndel mit einer elektrischen Leistung von 4 kW auf eine Temperatur von ca 600 bis 850 C erw rmt Hierbei str mte ein Argon Wasserdampfmassenstrom von ca 6 g s durch das B ndel In der anschlieBenden transienten Phase die von 900 bis 2600 s nach Beginn der Messwertaufzeichnung dauerte wurde die elektrische B ndel leistung mit einem Gradienten von 0 4 W s auf 18 4 kW erh ht Ab 2380 s setzte bei einer B ndelh he von 750 mm und dann auch in den oberen B ndel und Shroud Bereich aufgrund der exothermen Zirkon Wasserdampf Reaktion eine Temperatures kalation ein die zum Versagen von Thermoelementen f hrte Mit dem Erreichen der festgesetzten Temperaturgrenze von 2400 K wurde bei 2600 s die Quenchphase ein geleitet wobei das B ndel von unten mit einer Wasserrate von 90 g s und nach ca 25 s noch mit ca 40 g s gefl
383. iterten Freisetzungsmodells bei dem die Freisetzung von Ab sorbermaterialien als Funktion des Partialdrucks der Absorberd mpfe zur Berechnung an Stelle der fr her verwendeten CORSOR Raten ber cksichtigt wird trifft 2 B PBF SFD 1 4 deutlich besser Im Verlauf des Projekts wurde eine neue Version von SOPHAEROS mit dem der Transport sowie die Ablagerung von Spaltprodukten und Aerosolen simuliert werden in ATHLET CD integriert U a werden mit diesem neuen Modell chemische Verbindun gen bestimmt die in der alteren Version nicht ber cksichtigt wurden Die Auswertung der Rechnungen zeigen dass das Transport und Ablagerungsverhalten der Elemente qualitativ plausibel wiedergegeben wird Wegen fehlender experimenteller Daten konn ten rechnerische Ergebnisse bez glich des Verhaltens chemischer Verbindungen nicht direkt berpr ft werden Aber auch die hier zeigte die Rechnung plausible Resultate 2 B PHEBUS Die berpr fung des Brennstabmodells ergab dass das H llrohrverhalten in guter bereinstimmung mit den bisher bekannten Versuchsergebnissen berechnet werden kann z B Halden Durch die Validierungsrechnungen wurden St rken und Schw chen der genannten Modelle erkannt Durch den engen Kontakt zu den Entwicklern wurde und wird daf r gesorgt dass die im Validierungsvorhaben RS1155 festgestellten Code Schw chen bei der weiteren Programmverbesserung und entwicklung ber cksichtigt werden Abstract Within the reactor saf
384. itt bezogen Der Beginn des aktiven Brennstabs liegt in einer H he von 900 mm Die wesentlichen Abmessungen und Ma terialdaten sind in Tab 2 6 1 aufgef hrt Im Zentrum der Versuchskapsel ist der 500 mm lange Brennstab angeordnet umge ben von einer gleichlangen elektrischen Schutzheizung Heater und der druckfesten UmschlieBung Pressure Flask Die auBere H lle Shroud ist ein doppelwandiges Rohr aus Zr 2 in das eine mit He gef llte Rohrschlange Coil eingebettet ist Die Ver suchskapsel wird durch Reaktorwasser gek hlt das durch den Ringspalt zwischen Druckrohr und Shroud str mt Die Aufheizung der Kapsel erfolgt durch den Brennstab und die Schutzheizung Die Leistung des Brennstabs wird durch die Reaktorleistung Driver core und den He Gasdruck gesteuert An der Versuchskapsel sind drei Lei tungen angeschlossen unten der K hlmittelzulauf Inlet flow tube oben der K hl mittelauslass Outlet flow tube und eine Spr hleitung mit drei Spr hk pfen in H he des oberen Stopfenbereiches Coolant Spray 33 mm ber dem Ende der Brennstoff s ule Die Schaltung und Betriebsweise der K hlmittelleitungen und der Abblaseleitung sind aus Abb 2 6 5 ersichtlich die Isometrie der Leitungen ist in Abb 2 6 6 dargestellt Die Lange der Leitungen zwischen den Steuerventilen VA 6304 VA 6305 VA 6333 und der Versuchskapsel bzw dem Abblasetank betr gt etwa 20 m die Durchmesser sind 6 mm im Reaktortank 8 mm in der Reaktorgrube und 9
385. iven St ben nach 9575 s 9585 s und 9635 s in einer H he von 350 mm erreicht Der zentrale Brennstab ROD1 ist im Bereich von 0 25 bis 0 60 m abgeschmolzen das Material wurde in untere Bereich verlagert Die beiden anderen Stabe ROD2 ROD3 sind nur zum Teil abgeschmolzen wobei auch dieses Material in den unteren Bereichen wieder zu finden ist In Abb 4 4 6 sind f r die Brennstabe die in der Rechnung entstehenden metallischen und keramischen Massen der Schmelze dargestellt weiterhin die Ausbildung von Krus ten als Folge der Abk hlung Am Ende berwiegt mit ca 1 73 kg das metallische eu tektische Material gegen ber dem keramischem U Zr O Material mit ca 0 17 kg Abb 4 4 7 zeigt die Energiebilanz der Rechnung f r das Brennstabb ndel Der weitaus gr te Anteil der zugef hrten Leistung input wird ber W rmestrahlung direkt an den Liner abgegeben to structures Dies f hrt insbesondere w hrend der Oxidationsphase dazu dass die Temperatur der Brennst be stark untersch tzt wird Ein deutlich gerin gerer Teil wird an das Helium im Str mungskanal bertragen to fluid Wahrend der Oxidation wird nur relativ wenig Energie freigesetzt oxidation Die Strahlung an die Abstandhalter wurde nicht ber cksichtigt 4 4 4 Zusammenfassende Diskussion Die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD C3 mit ATHLET CD mod 1 1 Cycle K zeigt insbesondere w hrend der bergangsphase ab 3000 s bis 10000 s d h bis 59 kurz v
386. konnte auf Grund der wenigen Messwerte nur qualita tiv berpr ft werden Die mit einer gewissen Unsicherheit behafteten Messwerte und die Rechenergebnisse liegen aber nicht weit auseinander Gegen ber der im Vorhaben RS1100 erfolgten Nachrechnung STE 03b konnte ge zeigt werden dass das erweiterte Modell zu realistischeren Freisetzungsraten von Ab sorbermaterialen unter hohem Systemdruck f hrt Die Rechnungen zu den Experimenten der PHEBUS FPT Serie dienten u a ebenfalls der berpr fung der Modelle zur Freisetzung zum Transport und zur Ablagerung von Spaltprodukten Auf den Transport und insbesondere die Ablagerung von Spaltprodukten hat die Struk turtemperatur einen groBen Einfluss Die Temperaturmessungen konnten f r den Ver such PHEBUS FPT2 noch nicht endg ltig ausgewertet werden Eine Auswertung der Spaltproduktablagerungen wurde bisher noch nicht durchgef hrt Daher konnten die Rechnungen zum Spaltproduktverhalten mit der neuen SOPHAEROS Version nicht mit Messwerten verglichen werden Die analytischen Ergebnisse zeigen jedoch dass das Transport und Ablagerungsverhalten plausibel wiedergegeben wird Die Ergebnisse der Nachrechnung des Experiments PHEBUS konnten bisher nur mit wenigen experimentellen Temperaturdaten verglichen werden da andere wich tige Daten insbesondere zur B4C Oxidation bisher noch nicht zur Verf gung stehen Das thermische Verhalten des B ndels wurde sehr gut nachvollzogen Beim Experime
387. konnte diese zu niedrige H gt Erzeugung f r QUENCH 07 nach Beginn der Abk hlphase nicht korrigie ren Wie sich aus den Ergebnissen der Parameterrechnungen zu 07 ohne Aktivierung der B C Wechselwirkung und mit den Randbedingungen von QUENCH 08 ableiten l sst sind die Unterschiede in den beiden Versuchsergebnissen fast aus schlieBlich auf die Unterschiede in den Randbedingungen Vergleich der Leistungen zur ckzuf hren Weiterhin ergibt sich aus den Rechnungen dass die Wechselwirkung des B C Absorberstabs au er einer direkten H Bildung von 9 g ca 10 der gesam ten Wasserstoffmasse die Ergebnisse nur wenig beeinflusst und kaum eine Auswir kung des Absorberstabs auf das thermische Verhalten des B ndels festgestellt werden kann Weil in der Version ATHLET CD mod 1 1 Cycle L die Verlagerung des mit Stahl in L sung gegangenen Borkarbids nicht ber cksichtigt wird und auch keine Wechsel wirkung des Absorberstab Materials mit den Brennstab Simulatoren modelliert ist wird in der Rechnung der Einfluss des Borkarbids auf den Schadensumfang untersch tzt 51 Die Auswertung der berechneten B ndelzerst rung zeigt ein maximales Abschmelzen bei 1150 mm sowie eine maximale Anlagerung bei 550 mm B ndelh he Hinsichtlich der tats chlich im Versuch vorliegenden Zerst rung ist bisher nur bekannt dass eine Besch digung des Shrouds im Bereich zwischen 750 mm und ca 1200 mm B ndelh he vorliegt Dieser Befund deckt sich
388. kten Brennstoff und Strukturmaterialien freigesetzt Nach dem Abschalten der Leistung t 19740 s folgte die Abk hlphase und mit dem Abschalten der K hlmitteleinspeisung wurde die Zerst rungsphase beendet 124 F r die Simulation des Experiments FPT2 mit ATHLET CD sind die Anfangs und Randbedingungen entsprechend der experimentellen Daten vorzugeben Vor Simulati on der eigentlichen Transiente Beginn bei t 0s wurde eine Einschwingrechnung durchgef hrt um das modellierte System zu stabilisieren Die f r eine Analyse erforderlichen wesentlichen physikalischen Randwerte sind die in das B ndel eingebrachte Leistung der indie Teststrecke eingebrachte K hlmittelstrom der Druck in der Teststrecke die Eintrittstemperatur des K hlmittels In den Diagrammen von Abb 4 10 3 sind die in der ATHLET CD Eingabe verwendeten Daten f r die B ndelleistung den K hlmassenstrom den Druck und die Temperatur des K hlmittels dargestellt Das Verh ltnis der Leistung des Treiberkerns zur B ndelleistung Kopplungsfaktor wird mit 195 angegeben In das Diagramm Abb 4 10 3 links oben ist die redundant gemessene Leistung des Treiberkerns G2 1 195 bzw G2 2 195 eingetragen die als Eingabewert f r die B ndelleistung vorgegeben wird Ferner ist noch die im B ndel er zeugte thermische Leistung SQPOW dargestellt Diese stimmt mit der vorgegebenen Leistung berein solange keine Verlagerung des Brennstoffs stattgefu
389. lauf Anfangs und Randbedingungen 189 Ergebnisse der cene eere 191 ZUSAMMEMASSUNG 195 Nachrechnungen Rahmen der externen ATHLET CD Validierung 195 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS FPT 2 196 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS FPT 4 197 Nachrechnung des Versuchs 2 000 199 Nachrechnung des Unfalls an der Reaktoranlage TMI 2 201 Nachrechnung des Versuchs QUENCH 03 203 Nachrechnung der Referenzversuche QUENCH 07 und QUENCH 08 206 Zusammenfassung und Bewertung 210 Literatur nos cpi oce ona Ce S hiya uS 218 Tabellen 232 ele Du e ET EEN 263 Verteiler annehmen 451 VIII Tabellenverzeichnis Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab Tab 2 1 2 1 1 2 2 1 2 3 1 2 4 1 2 6 1 2 7 1 2 8 1 2 9 1 4 1 1 4 2 1 4 3 1 4 4 1 4 5 1 4 5 2 4 7 1 4 7 2 4 8 1 4 9 1 4 10 1 4 10 2 4 10 3 4 10 4 4 11 1 4 11 2 4 11 3
390. lauf auf Die bei der Rechnung insgesamt ausgestr mte Masse betragt 4065 kg Dieser Wert stimmt gut mit dem vom Experimentator anhand von F llstandsmessungen in den Abblasebeh ltern abge sch tzten Wert von 4200 kg berein Zeitverlaufe der experimentellen Massenstr me liegen nicht vor Des Weiteren stellt sich wahrend der Kernzerst rungs und Quenchphase im Testb ndel ein Massendurchsatz ein der innerhalb der von den Ex perimentatoren vorgegebenen Grenzen liegt 199 Die Temperaturverlaufe im Testb ndel werden auf allen B ndelh hen w hrend des gesamten St rfalls mit guter Naherung zum Experiment simuliert Im Treiberkern stim men die gerechneten Temperaturverlaufe auf allen betrachteten B ndelh hen bis zum Ende der Druckentlastungsphase sehr gut mit den Messungen berein In den sich an schlieBenden Phasen der Kernaufheizung und zerst rung werden die Temperaturen teilweise leicht untersch tzt und es wird keine Temperatureskalation berechnet weil der Massenstrom im Treiberkern wahrscheinlich etwas zu hoch ist Die an der u eren zum Treiberkern gerichteten Shroud Oberfl che berechneten Temperaturen werden w hrend der Kernzerst rungsphase von der Rechnung im Ver gleich zum Experiment deutlich untersch tzt Auch dies k nnte auf den zu hohen Mas senstrom im Treiberkern zur ckzuf hren sein Die berechnete axiale Oxidschichtdickenverteilung im Testb ndel entspricht der zu Grunde liegenden Temperaturverteilung und
391. len zu k n nen Die Quench Phase wurde eingeleitet indem die Argon Dampf Zufuhr von unten in das B ndel abgeschaltet und stattdessen Quench Wasser in das untere B ndel Plenum eingeleitet wurde Zugleich erfolgte die Einspeisung von Argon in den oberen Bereich des B ndels Etwa 30 s sp ter wurde die Leistung im B ndel abgesenkt und die Teststrecke von unten her geflutet In Tab 2 1 1 sind die wesentlichen Versuchsbedingungen f r die bisher durchgef hrten und die in n chster Zeit geplanten B ndelexperimente zusammen fassend dargestellt Bei den Versuchen QUENCH 01 04 05 und 06 ISP 45 war keine Temperatureskala tion und keine wesentliche Steigerung der Wasserstofferzeugung mit Beginn des Flu tens beobachtet worden Die Gr nde daf r werden noch diskutiert In den Versuchen 04 und 05 wurde statt Wasser ein Dampfstrom mit hoher Geschwindigkeit in das B n del eingespeist der infolge des hohen W rme berganges die Oxidation beendete Ausblasen einer Flamme Bei den Versuchen 01 und 06 war wahrscheinlich die Tem peratur der H llrohre zu Beginn des Flutens zu niedrig so dass Rissbildung in der sch tzenden Oxidschicht durch Thermoschock keinen Austritt von Schmelze und damit keine zus tzliche Oxidation bewirkte Im Gegensatz dazu war in den Versuchen 02 03 und 07 eine sehr hohe Steigerung der Oxidation und der Wasserstofferzeugung mit Beginn des Flutens zu beobachten Im Versuch 02 der hnlich wie Versuch 03 durchgef hrt wur
392. lichen Ereignissen ist in Tab 4 8 1 aufgelistet Die Ausdampf und Aufheizphase wird mit einer Reduktion des K hlmassenstroms von 11 3 g s auf 1 26 g eingeleitet 507 s Abb 4 8 2 Dadurch sinkt der Wasserspiegel sehr rasch Etwa 5 min sp ter wird die Erzeugung von Wasserstoff festgestellt etwa 8 min sp ter der Beginn der Temperatureskalation in einer H he von 2 44 m Kurz dar auf erfolgen das Versagen der ersten Brennst be und das Durchschmelzen des Liners Der Wasserspiegel f llt in den folgenden ca 100 s bis auf ca 0 76 m ab Die Oxidati onsfront schreitet zun chst nach unten bis auf eine H he von 1 22 m fort Danach er folgt die Oxidation in den oberen Bereichen bis hin zu den oberen Stopfen der Brennst be Vom Auftreten der ersten H2 Signale bis zur Beendigung der Wasserstoff erzeugung vergehen 48 min Nach der Beendigung der Oxidation wird die Leistung noch ca 15 min aufrechterhalten Als Randbedingungen sind f r eine Analyse die folgenden physikalischen Gr en er forderlich Abb 4 8 2 die in das B ndel eingebrachte Leistung der in die Teststrecke eingebrachte K hlmittelstrom der Druck der Teststrecke die Eintrittstemperatur des K hlmittels Die Leistungszufuhr betr gt 30 kW W hrend des Versuchs andern sich mit dem ab nehmenden Wasserinventar der Neutronenfluss und damit die Leistung im Testb ndel Daher wird bei der Rechnung eine Leistungserh hung im B ndel von 15 auf 34 5 kW
393. lichen weite ren Materialien und bei unterschiedlichen atmospharischen Bedingungen Im Rahmen des Arbeitspakets Aerosolverhalten WP15 werden vor Allem die Ergeb nisse folgender Versuchsanlage analysiert 25 1 ARTIST PSI Schweiz Versuche zur Aerosol R ckhaltung und Transport auf der Sekund rseite eines Dampferzeugers bei trockenen und gefluteten Bedin gungen Weitergehende Informationen sind ber die Publikationen des ersten European Re view Meeting on Severe Accident Research ERMSAR in Aix en Provence Frank reich vom 14 bis 16 November 2005 ber http www sar net org zug nglich Das nachste ERMSAR ist f r 2007 in Karlsruhe geplant 26 3 Entwicklungsstand des Rechenprogramms ATHLET CD Zur Simulation von St rfallabl ufen im Rahmen von Sicherheitsanalysen f r Kernkraft werke wird gefordert deterministische Rechenprogramme einzusetzen die nach Stand von Wissenschaft und Technik m glichst realistische Ergebnisse best estimate lie fern Diese Forderung wird sowohl f r Auslegungsst rf lle als auch f r auslegungs berschreitende St r und Unf lle erhoben Dabei stehen die Beherrschung von St rf llen und die Wirksamkeit von Ma nahmen des anlageninternen Notfallschutzes bez glich des Anlagenverhaltens und des Quellterms aus dem nuklearen Dampfer zeugungssystem im Mittelpunkt des Interesses Daf r werden die Rechenprogramme ATHLET Analyse der Thermohydraulik von Lecks und Transienten f
394. liegt bei einer relativ niedrigen Temperatur von ca 1070 K 800 C BLA 91 HAG 96 bei der das Stahlr hrchen aber noch intakt bleibt Der Innendruck des Edelstahlr hrchens betrug 0 1 MPa bei Umge bungstemperatur Zur W rmeisolierung des B ndels diente eine Ummantelung aus mehreren Schichten mit unterschiedlichen Materialien Abb 2 2 2 Eine oktogonale innere Liner Schicht 6 mm aus Zirkaloy wurde von einer dicken por sen ZrO Schicht zur thermischen Iso lierung umgeben Diese Isolierung wurde von einer d nnen 1 mm Zr Schicht aus dichterem Material umh llt Diese Einheit wurde von einem Stahlrohr mit einer st rke ren Wand 8 mm umgeben mit dem der innere Kreislauf des Testb ndels vom u e ren Druckwasserkreislauf getrennt wurde Zwischen dem oktogonalen Liner Zr und der por sen Isolierschicht ZrO war noch ein kleiner mit He gef llter Spalt In der por sen Isolierschicht waren Kan le f r die Leitungen der Thermoelemente vorgesehen Diese ungleichf rmige Gestaltung der por sen Isolierschicht oktogonal auf der In nenseite kreisf rmig an der Au enseite und mit Kabelkan len f r die Thermoelemente versehen f hrt zu groBen Unsicherheiten bei der Bestimmung des radialen W rme austauschs Hinzu kommen noch die unklaren Materialeigenschaften da der Spalt und das por se Isoliermaterial mit He gef llt waren und somit der Warmewiderstand dieser Einheit nicht bekannt ist Der die Teststrecke umschlieBende
395. lisierung f r 393 QUENCH 10 B ndelleistung und Eckstabtemperatur 394 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 250 mm H he 395 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 450 mm H he 396 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 650 750 mm H he 397 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen 850 mm H he 398 QUENCH 10 Vergleich der Temperaturen in 950 mm H he 399 XVI Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb 4 12 8 4 12 9 4 12 10 4 12 11 4 12 12 4 12 13 4 13 1 4 13 2 4 13 3 4 13 4 4 13 5 4 13 6 4 13 7 4 13 8 4 13 9 4 13 10 4 13 11 4 13 12 4 13 13 4 13 14 4 13 15 4 13 16 4 13 17 4 13 18 4 13 19 4 13 20 4 13 21 4 13 22 4 13 23 414 1 414 2 4 14 3 4 14 4 QUENCH 10 Axiales Temperaturprofil vor dem Quenchen 400 QUENCH 10 H2 Erzeugungsrate und integrale H gt Erzeugung 401 QUENCH 10 Vergleich der Sauerstoffrate am B ndelausgang 402 QUENCH 10 Verf gbarkeit von O2 Reduktionsfaktor g pO2 402 QUENCH 10 Axiales Profil der Oxidschichtdicke vor dem Quee e e c 403 QUENCH 10 durch Oxidation erzeugte chemische Leistung 403 An
396. m ATHLET CD 20 FPT2 fpt2 09 in ATHLET CD 20B 2 fpt2 09 676 100 100 10 e BaPLENI 10 HOTP1 1 BaPLEN2 1 2 PLEN3 HOTP3 5 0 1 4 PLEN4 5 0 1 4 HOTP4 0 01 v BaPLENS 0 01 v 5 PLEN6 Ba HOTP6 S 0 001 0 001 0 00010 0 00010 S S S 1 00e 05 S 1 00e 05 lt 1 00e 06 lt 1 00e 06 1 00e 07 1 00e 07 1 00e 08 1 00e 08 1 00e 09 1 00e 09 0 5000 10000 15000 20000 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Zeit s Ba kondensiert Wanden PLENUM Ba kondensiert an Wanden ATHLET CD 20B FPT2 2 09 in ATHLET CD 20B FPT2 fpt2 09 in 10 1 00e 07 1 e 1 04 5 2 5 00 08 BaSTGE3 BaSTGE4 B 01 Ba STGES 2 Z 02001 BaSTGEe 5 7 c gt 0 00010 e STGE8 gt 1 00e 08 1 00e 05 J BaSTGE9 5 BaSTGE10 5 5 00e 09 1 00e 06 lt x 1 00e 07 1 00e 08 1 00e 09 eg 1 Zeep 1 00 09 0 5000 10000 15000 20000 0 5000 10000 15000 20000 Zeit s Zeit s Ba kondensiert an Wanden Ba kondensiert an Wanden COLPIP Abb 4 10 21 FPT2 Lokale Ablagerungen von Ba im Sy
397. m Vergleich mit der integral gemessenen H Produktion von insgesamt 85 g Massenspektrometer wird in der ATHLET CD Rechnung mit integral 75 3 g eine gute bereinstimmung erreicht Abb 4 3 8 Ber cksichtigt man einen Abzug von 10 bis 15 g f r die Oxidation der in der Rechnung nicht simulierten Komponenten Eckst be Thermoelemente Shroud AuBenwand so stimmt der berechnete Wert mit den nach STM 04 korrigierten Messdaten 70 75 g sehr gut berein 49 e Oxidations und Abschmelzverhalten Die mit ATHLET CD berechnete Oxidschichtdicke der auf den H llrohren gebildeten Oxidschichten ist in Abb 4 3 9 Rod2 dargestellt W hrend im Zeitbereich der Voroxi dationsphase ca 2000 bis 3600 s die Oxidation eine allm hliche Zunahme der Oxid schichtdicken bewirkt ist wahrend der Eskalationsphase ein nahezu sprunghafter Anstieg festzustellen Diese schnelle Schichtdicken Zunahme ereignet sich an man chen Positionen zeitgleich mit der Einleitung der K hlung 3775 s an der am st rksten oxidierten Position in 950 mm H he zeigt sich der berechnete Anstieg bereits 100 s fr her Aus diesem Verhalten ist zu erkennen dass die hier berechnete Oxidation nicht durch Dampfmangel begrenzt ist In Abb 4 3 10 ist die in den H llrohren noch nicht oxidierte Materialdicke von Zirkon als Funktion der Stabh he dargestellt Zum Ende der Rechnung sind alle Positionen zwi schen 750 mm und 1150 mm nahezu vollst ndig oxidiert bzw verlagert so das
398. m Verh ltnis 0 045 0 27 und 0 685 Axial wurden die Kan le in 19 Zonen unterteilt von denen die unteren beiden bzw die oberen drei Zonen den Stopfen bzw den Elektrodenbereichen zugeordnet sind Die 3 Kan le sind in jeder H he miteinander verbunden Der u ere Kanal CORES wird von isolierenden Strukturen umgeben H LPWALL SHRLP SHROUD H UPWALL Die unteren drei Strukturen werden entsprechend der Spezifi kation mit 3 Materialien modelliert 1 eine d nne Zr Schicht auf der Innenseite zum Str mungskanal 2 eine dickere Isolierschicht aus ZrO und 3 nach auBen ein Stahl rohr das mit Wasser gek hlt wird Jedes Material ist radial in einzelne Schichten 3 7 3 unterteilt Das Argon und der Dampf werden von unten in die Teststrecke einge speist INPIPE und verlassen nach dem Durchstr men des Systems zusammen mit dem bei der Zr Dampf Reaktion erzeugten Wasserstoff die Versuchsstrecke OUTPIPE Die Einspeisung des Flutwassers erfolgt ber das Objekt TOPH2OINJ al lein in den Kanal CORE2 Das Ausflussrohr OUTPIPE ist nur mit dem auBeren Kanal 180 CORES verbunden Damit ist sichergestellt dass keine direkte Verbindung zwischen der Einspeisung des Flutwassers und dem Ausfluss existiert INPIPE und OUTPIPE sind ebenfalls nach auBen isoliert H INPIPE H OUTPIPE Der Druck im System wird zeitabhangig ber das Objekt PHCOROUT gesteuert Die 6 Abstandhalter aus Zr 1 Nb sind als w rmeleitende Strukturen GRID1 bis GRID6 modelliert
399. m engen Zusammenhang mit den zeitlich leicht versetz ten Vorhaben RS 1126 und RS 1162 zur Weiterentwicklung des Rechenprogrammsys tems ATHLET AHLET CD sowie RS 1141 und RS 1161 zur Weiterentwicklung des ATHLET Moduls FLUBOX 2D 3D Das Ubergeordnete Ziel des Vorhabens RS1155 war die Erh hung des Standes der Validierung und damit der Aussagesicherheit des Rechenprogrammsystems ATHLET ATHLET CD Die spezielle Zielsetzung der ATHLET Validierung war den Validierungsstand von ATHLET im Hinblick auf St rf lle aus dem erweiterten Anwendungsspektrum sowie auf weiterentwickelte und neue Modelle zu erh hen d h St rf lle bei Nichtleistungsbetrieb mit Stickstoffgas oberhalb des Wasser spiegels erweitertes Anwendungsspektrum St rf llee mit Deborierungs und Borvermischungsproblematik im Reaktor k hlsystem erweitertes Anwendungsspektrum das Thermofluiddynamik Modell auf der Basis von 6 Grundgleichungen 6 Gleichungsmodel und weitere damit verbundene Modelle Zwischenphasen reibung in normalen Str mungskan len und im Ringraum Dampfkondensation im unterk hlten Wasser in Abhangigkeit von der Str mungsform Kondensation am Kaltwasser Einspeisestrahl in Abh ngigkeit von der Einspeisegeometrie Impulseintrag durch Kaltwasser Einspeisestrahl Str mungsverteilung bei Hut zeneinspeisung Dampfkondensation in vertikalen Dampferzeuger Rohren bei Reflux Condenser Betrieb u a Modelle zur Ber cksichtigung des Ei
400. m gleichen H henbereich betr gt die Schichtdicke des Stabs im inneren Ring ROD2 175 um Die Lage des Maximums stimmt bei Rechnung und Experiment zwar gut berein aber im Experiment erfolgte die Oxidation im Wesentlichen im H henbereich zwischen 600 bis 1100 mm und in der Rechnung etwas oberhalb im Bereich zwischen 700 bis 1350 mm Nach 7000 s sind der Rechnung die Profile der Oxidationsschichten der drei Stabe sehr unterschiedlich ausgepr gt Abb 4 15 7 links unten Die Schicht des unbeheiz 193 ten zentralen Stabs hat H henbereich von 950 mm eine Dicke von 0 40 mm dox1 und ist etwa nur halb so dick wie die des Stabs des inneren Rings dox2 Die Oxidschicht der B ndelumfassung doxsh ist relativ d nn Der Grund liegt darin dass hier von ATHLET CD die Oxidation beendet wird sobald die Schmelztemperatur des Zr erreicht wird Auf der rechten Seite der Abb 4 15 7 sind die berechnete Massenverteilung nach 7000 s sowie die freie Fl che im Str mungskanal dargestellt Der Parameter mzry bezeichnet die geschmolzene Masse vor der Wiedererstarrung mdeb die erstarrte Debrismasse Die Schmelze wurde in den H henbereich um 450 mm umgelagert Wie bereits erw hnt stellen die Abstandshalter im Modell der Rechnung keine Barriere f r die abflie ende Schmelze dar Die abflieBende Schmelze wurde der Rechnung erst durch das Erstarren in unteren k lteren B ndelbereichen mit niedriger Temperatur ge stopp
401. materials wodurch die Oxidation der AuBenseite des Liners verhindert wird 104 Die erste Nachrechnung Rg 1 hat zwar bereits gezeigt dass mit dem Programm das thermische Verhalten des Testb ndels mit sehr guter Genauigkeit analysiert werden kann die W rmetransportmechanismen durch Strahlung und Konvektion im Testb n del k nnen aber nur bei der Modellierung des Einzelstabs als Steuerstab Modul ECORE richtig erfasst werden AuBerdem kann nur mit dem Modul ECORE bei gend hohen Temperaturen das Abschmelzen des Einzelstabs simuliert werden In der zweiten Nachrechnung Rg 2 des Experiments NRU FLHT 5 wurde deshalb der Steuerstab mit dem Modul ECORE ohne Verwendung des Abschmelzmodells mo delliert um den Einfluss der Strahlung und Konvektion auf den W rmetransport zwi schen den Brennst ben und dem Steuerstab im Vergleich zur ersten Nachrechnung mit dem HECU Modul beurteilen zu k nnen In der dritten Nachrechnung wurde zu s tzlich das Abschmelzen des als Steuerstab modellierten Einzelstabs zugelassen Bei der in der ersten Nachrechnung verwendeten Modellierung des Einzelstabs als einfa che Struktur mit dem Modul HECU bleibt der W rmeaustausch zwischen den Brenn staben und dem Einzelstab auf den konvektiven Anteil beschrankt weiterhin k nnen die Abschmelzvorg nge nicht simuliert werden Wie erwartet liefern die beiden ersten Rechnungen Rg 1 Rg 2 qualitativ und quanti tativ bereinstimmende Ergebnisse Die Ergebni
402. mit ATHLET CD war die Spezifikation STA 06 der auch die Beschreibung des zus tzlichen Heiz und Wasserversorgungssystems Laux Heat und aux water Materialeigenschaften der B ndelisolierung u s w entnom men wurden Einige zur Verf gung gestellte Messdaten wie Leistungen Einspeisera ten Temperaturen und Dr cke konnten nach einer Reduzierung der St tzstellen als Eingabe verwendet werden Zus tzliche Daten wurde den Angaben in HER 01 zu QUENCH 06 ISP 45 entnommen Die Temperatur des K hlwassers im System zur K hlung des oberen Plenums coo ling bundle head in Abb 4 15 1 wurde mit 348 K 78 C festgelegt Die Zr Oxidation wurde mit den Gleichungen von Leistikow 1800 K und Pra ter Courtwright 22600 K mit einer bergangsfunktion berechnet F r die Oxidation der Schmelze wurde dasselbe Modell verwendet Die Aufl sung von UO beginnt mit dem Erreichen der Schmelztemperatur von metalli schem Zirkaloy bei 2030 K a Zr Diese Phase endet sobald die Versagenstemperatur 190 der H llrohre erreicht ist und das Abschmelzen beginnt 2400 K Oxidschichtdicke 20 6 mm Die Abstandshalter stellen im Modell beim Abschmelzen keine Barriere dar Ein Ab schmelzen nach unten wird erst gestoppt wenn die Temperatur in den unteren kalte ren Bereichen unter die Erstarrungstemperatur fallt In Tab 4 15 2 sind ausgew hlte Eingabedaten aufgelistet F r die Rechnung mit der Programmversion ATHLET CD 2 1A wurde das
403. mit Langsschnitt der Teststrecke WATER SUPPLY Ha SUPPLY He or H20 SUPPLY z STEAM OUTLET z STEAM OUTLET TUBE EXCHANGER PRESSURIZED WATER CIRCUIT AEROSOL FILTER TUBE FOR THE FLUID MECHANICAL PROTECTION SUPPLY TUBE BUNDLE ZIRCON INSULATOR FUEL BUNDLE BORON SCREEN PRESSURIZED WATER CIRCULATION T 280 C P 80 bars 1st SUPERHEATING STAGE 2nd SUPERHEATING STAGE electrical power supply 490 4 E i 62 REACTOR N NS SS V SBS d 9 IN N n N QW OO AX N SBS OES S QAWAY IR an 5 K SE 7 RER ELEVATIONS w s N ORR URRAN cata conditions s KY OI t 6 RE RL S 0 906 conical exit N vos 291 0 896 shroud top HX REN s S SEIN 0 8735 rods toj XXI TN FTN GG s top lt bx T EH SEEN lt es KRG 54 SER 0 800 top of fuel 2 623 p e 2 ad u u H PX SRS S i 94 lt lt SS Oe RY YY 4 0 661 upper spacer S ER RAN grid N Ky WR 5 5550 N EN y 0 KR V Go 4 X N KX EN 4 DESIQUTIOM materials N Gi lesa k s 1 21 pine test bundle UO2 Ze N Cl Ee 2 Octogonal tube Zirceloy BOO AQ Test 3 Thermal insulation porous 102 AW REN device 4 Dense zirconia flame sprayed layer N NI 0 138 pr spacer pressurized 5 Test device tube atainless steel 1904 water 6 Pressurize
404. mittels Dampf untersucht wurde Bei diesen Versuchsbedingungen wurden w hrend der Zr und B4C Oxidation gasf rmige Reaktionsprodukte wie H2 CO COs und CH freigesetzt Speziell diese Phase aus der sich die Temperatureskalation entwickeln kann ist f r den Unfallablauf von Bedeutung Der Vergleich der analytischen mit den experimentel len Daten der H2 Erzeugung zeigt in dieser Phase eine recht gute bereinstimmung Dagegen wurde von ATHLET CD w hrend der Quenchphase die H2 Erzeugung nicht zufrieden stellend wiedergegeben Dies liegt einerseits an messtechnischen Unsicher heiten und andererseits an der nicht vollstandigen Simulation der Vorgange in der Ver suchsanlage So kann z B mit ATHLET CD die Oxidation des aus Zr bestehenden Shrouds auf der AuBenseite nicht simuliert werden W hrend des Experiments ist bei 2623 s der Shroud durchgeschmolzen und sp ter bei 3343 s noch das innere Rohr des mit Ar gef llten K hlkanals cooling jacket in Abb 2 1 4 Die Ergebnisse der Rechnung zur B4C Oxidation zeigen in der fr hen Phase eine be friedigende bereinstimmung mit den experimentellen Daten Weil die Leistungs bzw Temperaturexkursion mit einer ersten H gt Erzeugungsspitze im Kern bereits kurz vor der Reduktion der Dampfeinspeisung von 3 3 auf 0 3 g s Beginn der Dampfmangelphase bei 2636 s aufgetreten ist die Entwicklung von CO CO und CH aber erst mit der Erh hung der Dampfeinspeisung von 0 3 auf 50 g s Beginn der Abk hlph
405. mittelzulauf den K hlmittelabfluss und die Abblaseleitung Abb 4 11 3 Die W rme 144 verluste der K hlmittelleitungen werden mit den W rmeleitungsobjekten HCO H PIPE IA H PIPE IB H PIPE IC H PIPE OD H PIPE OE und H PIPE OF modelliert Wahrend der Versuchsphase vor dem Blowdown werden am Beginn des PIPE IN der K hlmittel Massenstrom FILL IN und am Ende des PIPE OUT der Systemdruck PHBOUND als Randbedingungen vorgegeben Mit Beginn des Blowdown wird das Ventil am Ende des PIPE OUT geschlossen und das Ventil zwischen PIPE IN und LEAK ge ffnet Die Druckrandbedingung ist dann der Druck im Abblasetank TANK am Ende der Leitung LEAK W hrend der Blowdown Phase wird angenommen dass am Ende der Leitung LEAK der Leckmassenstrom durch kritische Str mung begrenzt werden kann Die Versuchskapsel wird durch die TFOs CORE und ANNULUS abgebildet Abb 4 11 4 Beide sind am unteren Ende mit dem Ende des PIPE IN verbunden Das PIPE OUT zweigt kurz vor dem Ende des ANNULUS von diesem ab Zwischen CORE und ANNULUS sind im Test 2 vier Querstr mungs Verbindungen im Test 3 nur eine Querstr mungs Verbindung CORE ANN angeordnet Die Spr hleitung SPRAY ist kurz ber dem oberen Ende der aktiven Zone des Brennstabes am CORE angeschlossen Da ber die Isometrie der Leitung keine Angaben vorlagen wurde diese nur als Str mungsrandbedingung FILL SPRAY modelliert Zwischen CORE und ANNULUS sind die HCO H SHROUDB H HEATER und H SHROUDT angeo
406. mm level 2642 Temperature at elevation 1353 mm level 26 4 Abb 4 13 14 FPT3 Temperaturverl ufe im Plenum level 26 1 level 264 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1100 1100 1000 E Dad T 1000 Kee 2 wir o r y 3 Z 9 900 sm 9 900 ae o Thermocouple 1340 mm o Thermocouple 1340 mm 800 9 50 Vlin W amp 800 o 50 Vlin 5 o TCK51 W 5 o TCK51 Vlin W Fluid Fluid Surface 4 Surface 700 outer S 700 v outer S 600 600 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Time s Temperature at elevation 1377 mm level 26 5 Temperature at elevation 1502 mm level 26 6 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1100 1100 1000 Etgen 1000 dap VW lt 900 900 a E S Thermocouple 1795 mm 5 Thermocouple 3657 mm o TCK53 o 54 800 x TCK52 Vlin W g 800 Fluid 7 Fluid 2 4 Surface Surface
407. mm im brigen Bereich ber die Isometrie der Spr hleitung liegen keine Angaben vor 18 2 7 PARAMETER Der PARAMETER Versuchsstand der FSUE NPO LUTCH dient zu Untersuchungen von WWER Brennelementb ndeln unter Auslegungs und Auslegungs berschreiten den Bedingungen bis hin zu schweren St rf llen Eine Beschreibung der Anlage ist zu sammen mit dem beabsichtigten Ablauf des Versuchs SF1 in YUD 06 dargestellt Nachfolgend wird eine kurze Beschreibung der Anlage gegeben Die Abbildungen 2 7 1 und 2 7 2 geben eine allgemeine bersicht ber die Anlage mit dem Brennelementb ndel Dampf und Argon werden getrennt voneinander von unten in den Testbereich eingespeist Zusammen mit dem bei der Zr Dampf Reaktion er zeugten Wasserstoff verl sst das Gasgemisch im oberen Bereich die Teststrecke Der Str mungsweg im obere Bereich mit der Richtungsumkehr um den zylindrischen Teil Zr1 Nb ist in Abb 2 7 3 detailliert gesondert dargestellt Das Quenchwasser von o ben wird innerhalb eines F hrungsrohrs Zr1 Nb in das Testb ndel geleitet Damit wird das nach oben abstr mende hei e Gas Dampf Ar H2 von dem herabflieBenden kalten Quenchwasser in diesem Bereich getrennt da hier kein radialer Austausch er folgen kann Abb 2 7 4 zeigt einen Querschnitt des Testbereichs Die Geometriedaten des B ndels und der Umfassung sind in Tab 2 7 1 aufgelistet Die Brennst be werden von 6 Ab standhaltern in ihrer Position gehalten Der hexagonale Str
408. modell IOXMOD 19 mit Beziehungen von Leistikow 1573 K und Prater Courtright 1573 K Berechnung des W rme bergangskoeffizienten in den beiden Spalten des Shrouds abh ngig von der Temperatur und der Spaltbreite unter Ber cksichti gung der thermischen Ausdehnung Berechnung der W rmeabfuhr vom Shroud an die Umgebung mit einem W r me bergangskoeffizienten von 400 0 W m K Zweite Nachrechnung Var 1 Oxidationsmodell IOXMOD 16 mit Beziehungen von Cathcart 1853 K und Urbanic Heidrick 21853 K Berechnung des W rme bergangskoeffizienten in den beiden Spalten des Shrouds abh ngig von der Temperatur und der Spaltbreite unter Ber cksichti gung der thermischen Ausdehnung Berechnung der W rmeabfuhr vom Shroud an die Umgebung mit einem W r me bergangskoeffizienten von 400 0 W m K Dritte Nachrechnung Var 2 Oxidationsmodell IOXMOD 19 mit Beziehungen von Leistikow 1573 K und Prater Courtright 21573 K In beiden Spalten wurde ein konstanter W rme bergangskoeffizient von 40 0 W m K angesetzt und f r die Berechnung der Warmeabfuhr vom Shroud an die Umgebung ein W rme bergangskoeffizient von 4 0 W m K aus fr here Nachrechnung in BES 93 nderung des Oxidationsmodells Wie oben bereits erw hnt stehen in ATHLET CD f r die Berechnung der Oxidation des Zirkons verschiedene Modelle parabolische Ratenans tze zur Verf gung Bei der zweiten Nachrechnung Variationsrechnung 1 wurde eine Opti
409. mt es zu ersten Umlagerungen von Material aus h heren in tiefere Zonen wodurch das freie Fluidvo lumen den oberen Bereichen vergr Bert wird Wahrend der Schmelzphase der Brennst be sinkt die Porositat im Bereich um 0 2 m unter 0 1 Der Einfluss der Porosi tat auf die Str mung wird ATHLET CD ber cksichtigt Bei einer Porosit t gt 0 3 wird die Str mung nicht beeinflusst bei einer von 0 1 wird das EinflieBen von Schmelze in diese Zone verhindert es tritt eine Blockade auf Das Diagramm zeigt an dass in der Rechnung im Bereich um 0 2 m eine solche Blockade aufgetreten ist In Abb 4 10 8 ist die von ATHLET CD berechnete Leistungsbilanz des B ndels darge stellt W hrend der chemischen Reaktion 2H O Zr gt 2H ZrO wird Energie freige setzt die zus tzlich zu der im B ndel erzeugten Energie dem System zugef hrt wird oxidation Im Zeitbereich von ca 9000 bis 11000 s wird bei dieser St rfallrechnung ein Anteil von fast 50 der B ndelleistung erreicht Bei anderen St rf llen kann die Oxidationsleistung die B ndelleistung deutlich bersteigen Als Folge der Energiezu fuhr durch die heftige Oxidationsreaktion steigt die Abgabe von Energie an das K hl mittel to fluid und bei h heren Temperaturen auch die Energieabgabe als Strahlung an die Strukturen to structures ber die der weitaus gr Bte Anteil der thermischen Leistung an die umgebenden Strukturen abgegeben wird Zu dieser Zeit wird den Brennst ben Energie
410. muliert werden kann Weiterhin wird von ATHLET CD die Oxidation der Eckst be 10 g der Temperaturmessf hler 4 g sowie der Molybdan Elektrode 22 g und der Schmelze 13 g nicht erfasst d h allein durch diese bei der Rechnung nicht ber cksichtigten Oxidationsvorgange wird beim Experiment nach STM 04 eine Wasserstoffmasse von insgesamt 49 g erzeugt Die Oxidation des Absorber stabs tr gt mit 12 zur im B ndel bei vergl 2 4 calc und Bundle calc Wie aus Abb 4 1 7 hervorgeht wird im Versuch nach 2160 s erstmals eine deutliche Zunahme der Reaktionsprodukte CO und CO festgestellt bei der Rechnung nach 2760 s sobald das Stahlh llrohr versagt Beim Experiment ist bis zum Beginn der Temperatureskalation die Erzeugungsrate von CO nahezu konstant wohingegen die von CO kontinuierlich auf etwa die 3 5 fache Rate von CO ansteigt Bei der Rechnung ergeben sich fur CO und CO etwa gleich groBe stetig zunehmende Reaktionsraten 35 Speziell beim sind w hrend der Anfangsphase der Temperatureskalation die Ent stehungsraten bei Rechnung und Experiment in etwa von gleicher Gr e Der schlieBende steile Anstieg der Reaktionsprodukte wird auch von der Rechnung wiedergegeben AuBer den bereits aufgef hrten Reaktionsprodukten entsteht bei der Rechnung in bereinstimmung zum Experiment in sehr geringem Ma e CH Das Re chenmodell ber cksichtigt auch die Entstehung von w h
411. mum von ca 1875 K W hrend der Voroxidationsphase steigt der Innendruck der Brennst be bis auf 0 54 MPa Im weiteren Verlauf wird der Druck in den St ben so hoch dass die vorge gebene Maximalspannung der H llrohre 38 96 ca 100 s vor dem Beginn der Quench phase erreicht wird Der Innendruck betragt zu dieser Zeit bei 8390 s etwa 0 59 MPa Abb 4 14 3 links unten Das letzte Diagramm der Abb 4 14 3 rechts unten gibt einen berblick ber die Leis tungsverteilung im Testb ndel Qtot gibt die in das B ndel eingetragene elektrische Leistung wieder In ATHLET CD werden mit einem besonderen Modell die Leistungs verluste infolge der elektrischen Widerst nde der zu den Heizleitern f hrenden Leitun gen ber cksichtigt Dieser elektrische Widerstand hat einen groBen Einfluss auf die in den Brennst ben zur Verf gung stehende Leistung ist aber unbekannt Nach einigen Variationsrechnungen wurde dieser Widerstand zu 3 2 mQ je Stab angenommen wor aus sich die in der Rechnung verwendete Leistung BUNDLE calc ergibt Aufgrund des im Bild gew hlten Maximalwerts der Leistungsachse sind die Unterschiede zwi schen Qtot und BUNDLE calc kaum erkennbar W hrend der Voroxidationsphase 182 wird der gr te Anteil der Leistung das K hlmittel abgegeben Qcool Etwa halb soviel wird infolge thermischer Strahlung direkt an die B ndelumfassung abgestrahlt Qloss Kurz bevor die Quenchphase beginnt wird bei der Oxidatio
412. n Der Messaufnehmer f r die H llrohrtemperatur ist ab 2000 s ausgefallen Der entsprechende Kurvenverlauf der Rechnung folgt in etwa der Brennstofftemperatur Die gerechnete Temperatur der Isolierung stimmt im gesamten Zeitbereich mit den gemessenen Werten recht gut berein Wie bereits bei SFD C3 angesprochen Kap 4 4 1 wurde die oktogonale Umfassung des Str mungskanals als kreisf rmig modelliert Weiterhin befinden sich am Rand der oktogonalen Umfassung und der por sen Isolierschicht zum Stahlrohr hin jeweils vier Kan le durch die Drahte der Thermoelemente hindurchgef hrt werden Der durch die se Kan le halbkreisf rmig an der oktogonalen Seite rechteckig an dem Stahlrohr veranderte Warmeaustausch konnte bei der Modellierung der Isolierschichtdicke nicht genau erfasst werden Au erdem stimmt im Eingabemodell die Lage radial der Messstellen nur ann hernd mit der Lage der Messf hler im Experiment berein Die 63 Temperatur des Shrouds Liner und Isolierung kann deshalb analytisch nur ann hernd ermittelt werden wie der Vergleich der gemessenen und gerechneten Ergebnisse in Abb 4 5 2 und 3 zeigt e Wasserstofferzeugung und Oxidation In Abb 4 5 4 sind die H gt Erzeugungsrate und die erzeugte H gt Masse dargestellt Die Darstellung zeigt oben einen Vergleich der H2 Raten der ATHLET CD Rechnung H2 BUNFL und des Experiments H2 flow exp Die bereinstimmung zwischen der Rechnung und dem Experiment ist sehr g
413. n und verlagern Unterhalb und oberhalb dieses Bereiches wird von den drei Rechnun gen noch eine Oxidschicht von ca 0 17 bis 0 18 mm ausgewiesen wobei die Oxid schicht bei der Rechnung Rg 3 gegen ber den anderen beiden Rechnungen deutlich dicker und in einer H he von ca 3 40 m eine ausgepr gte Spitze vorhanden ist Im uBeren Ring ROD2 wird von allen drei Rechnungen im Bereich zwischen ca 1 30 bis 3 40 m eine Schichtdicke von 0 15 bis 0 2 mm ausgewiesen und oberhalb dieses Bereichs ein Spitzenwert von 0 5 mm Eine Besonderheit die durch die komplexen Vorgange Temperaturanstieg Oxidation Dampfmangel Verlagerung und Str mungs blockade sowie den Wechselwirkungen zwischen diesen Prozessen hervorgerufen wird ist im unteren Bereich bei etwa 1 0 bis 1 25 m festzustellen Die Rechnung Rg 1 bei der der Stab ROD3B als HECU Struktur modelliert wurde f hrt zu einem Spitzen wert der Schichtdicke von 0 9 mm Die Rechnung Rg 3 zeigt in diesem Bereich noch eine Dicke von 0 4 mm an w hrend bei der Rechnung Rg 2 hier kein besonderer Spitzenwert ausgewiesen wird F r den Einzelstab ROD3B ergeben sich den Rechnungen Rg 2 und Rg 3 nur sehr geringe Oxidschichten im Bereich von 0 06 bzw 0 03 mm In Abb 4 8 22 unten ist zus tzlich noch der Anteil der H2 Masse eingetragen der al lein infolge der Oxidation des Brennstabb ndels erzeugt wurde Das obere Diagramm in Abb 4 8 22 zeigt die H gt Erzeugungsraten der dr
414. n Materials Blockaden des K hlkanals untersucht werden Die erneute Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD AIC dient der berpr fung der aktuellen Programmversion ATHLET CD mod 2 0 Cycle A ERD 04c STE 05a Im Vergleich zur Vorlauferversion ATHLET SA enthalt ATHLET CD weiterentwickelte und neue Modelle die speziell f r die Nachrechnung dieses Experiments von Bedeu tung sind So ist inzwischen ein Thermohydraulik Modell verf gbar mit dem die Ein speisung von nicht kondensierenden Gasen Helium in die Teststrecke simuliert werden kann In der Vorl uferversion musste dies durch einen dem Warmekapazitats strom von Helium entsprechenden Wasserdampfmassenstrom angen hert werden Durch das AufreiBen bzw Schmelzen der H llrohre bedingte Materialverlagerungen mit Schmelzeausbreitung konnten wegen fehlender Modelle berhaupt nicht simuliert werden Die aktuelle Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD AIC besteht aus drei einzel nen Rechnungen in denen der Einfluss unterschiedlicher Shroud Modellierungen und Oxidationsmodelle auf das Temperaturverhalten des Testb ndels untersucht wurde 4 6 1 Nodalisierungsschema der PHEBUS SFD Teststrecke Eine Beschreibung der PHEBUS SFD Versuchsanlage ist in Kap 2 2 zu finden F r die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD AIC wurde das gleiche Nodalisie rungsmodell der PHEBUS SFD Teststrecke verwendet wie f r die Nachrechnung der PHEBUS SFD Versuche C3 4 4 und 9 Kap 4 5 Das Nodali
415. n QUENCH 07 und QUENCH 08 besteht darin dass der f r die Rechnung von 07 eingef gte B4C Kontrollstab im Heizleiter Objekt ROD2 enthalten durch einen Stab ohne Leis tungszufuhr ersetzt wird neues Heizleiter Objekt ROD1 Bei der Analyse der Transiente und dem Vergleich mit den experimentell ermittelten H Erzeugungsraten ist zu ber cksichtigen dass in der vorliegenden Nachrechnung die Oxidation der Brennstab H llrohre der Abstandhalter GRID2 5 und der Innensei te des Shrouds zur H gt Produktion beitr gt Da jedoch die Au enseite des Zr Mantels keine eigene Strukturoberfl che bildet sondern innerhalb des als Gesamtstruktur bis zum Cooling Jacket reichenden Warmeleitobjektes liegt s Abb 4 1 1 kann die Oxi dation der uBeren Zirkonflache des Shrouds der Rechnung nicht ber cksichtigt werden Die Oxidation des Zirkons wurde mit den Beziehungen von Cathcart 1773 K bzw Prater Courtright 21773 K analysiert Die wesentlichen Anfangs und Randbedingungen f r die Nachrechnung sind die elektrische Leistung der inneren und auBeren Ringe der Brennstabsimulatoren sowie der gesamte Leistungseintrag die Massenstromraten von Dampf und Argon am B ndeleintritt die Eintrittstemperatur der Druck im Testb ndel Der Vergleich der Anfangs und Randbedingungen f r die Versuche QUENCH 07 und QUENCH 08 zeigt dass diese nur geringf gig voneinander abweichen ERD 04d STE 05a Wie der Vergle
416. n Research on Severe Accident Phenomenology Der berwiegende Teil der durchgef hrten Arbeiten und erzielten Ergebnisse zur Vali dierung von ATHLET und des ATHLET Moduls FLUBOX 2D 3D wurde in den GRS A Berichten GRA 06a GRA 06b RIN 04 STE 04 STE 05c STE 06a WIE 06 doku mentiert und zur ATHLET CD Validierung in STE 05a BAL 06 ERD 05a ERD 05b ERD 05 ERD 05d ERD 06a ERD 06b ERD 06c ERD 06e ERD 06f TRA 05 Hin zu kommen die Beitrage f r internationale Workshops BUR 03 ERD 04 ERD 06d STE 03a STE 05b STE 06b Der Abschlussbericht zum Vorhaben RS1155 besteht aus zwei Teilberichten Der Teil 1 des Abschlussberichts enth lt im Hinblick auf die Validierung von ATHLET und den ATHLET Modul FLUBOX 2D 3D eine Zusammenfassung der durchgef hrten we sentlichen Arbeiten und erzielten Ergebnisse Im vorliegenden Teil 2 des Abschlussbe richts sind die im Hinblick auf die Validierung von ATHLET CD durchgef hrten wesentlichen Arbeiten und erzielten Ergebnisse zusammengefasst 2 Anlagen und Versuchsprogramme zur Untersuchung von Ereignissen mit schweren Kernsch den Im Rahmen der Reaktorsicherheitsforschung werden umfangreiche experimentelle Un tersuchungen durchgef hrt die zum Ziel haben Abl ufe und Prozesse auslegungs berschreitender Unf lle mit schweren Kernsch den zu simulieren Die Ergebnisse dieser Untersuchungen werden sowohl zur Entwicklung von Modellen und Rechenpro grammen als auch zu deren Verifikation un
417. n der Abgasleitung ist ein Probeentnahmesystem Spektrometer zur kontinu ierlichen Hz Messung vorhanden Ein unabh ngiger u erer K hlkreislauf Druckwas ser 8 MPa 533 K umschlieBt den SFD Loop Die Abbildung 2 2 2 zeigt einen Quer und einen L ngsschnitt durch das Testb ndel Die Versuche C3 und B9 wurden mit 21 unbestrahlten UO Brennst ben durchge f hrt Die St be waren auf einer Tragplatte befestigt und wurden mit zwei Abstandhal tern Inconel in den H hen 138 mm und 661 mm bezogen auf die Unterkante des aktiven Kerns Bezugsh he 0 m BFC Abb 2 2 2 auf einen Abstand von 12 6 mm 9 Mitte zu Mitte gehalten Die oberen Stopfen der Brennst be waren mit schmelzbaren Dichtungen versehen Schmelzpunkt 1120 K 850 C um ein Aufbl hen der H llroh re zu vermeiden Der Innendruck betrug in kaltem Zustand 0 2 MPa He Beim Experiment PHEBUS SFD AIC wurden 20 unbestrahlte UO Brennst be einge setzt Anders als in den vorhergehenden Experimenten war im Zentrum des Testb n dels ein Absorberstab des Typs Silber Indium Cadmium AIC mit F hrungsrohr eingebaut worden Die Zusammensetzung des im Experiment eingesetzten Absorber stabs war gleich den in blichen Druckwasserreaktoren verwendeten St ben 80 96 Silber 15 Indium 5 Cadmium Das Absorbermaterial befand sich in einem R hr chen aus rostfreiem Stahl Inconel und wurde vom F hrungsrohr aus Zirkaloy umge ben Der Schmelzpunkt der Legierung Ag In Cd
418. n flow no steam flow Inert gas no steam flow Air ingress test Low system pressure 0 5 MPa Medium system pressure 3 0 MPa High system pressure 5 5 MPa Ballooning of cladding Oxidation of Cladding Early phase of core degradation Ceramic melting occurred Pool of ceramic melt was formed Ablation of structure materials None FP or aerosol release Release of FPs or aerosols detected only transport with deposition resuspension Release amp transport of FPs or aerosols detected Detection of B4C reaction products Calculation performed for model verification Calculation performed for code validation Calculation planned for code validation Test selected for validation 2 9 1 Beschreibung von Versuchsprogrammen die SARNET einge bunden sind Corium Topic in vessel WP9 Early phase of core degradation W Hydrogen generation during core reflooding PARAMETER Electrically heated out of pile facility similar to QUENCH Lutch near Moscow facility fuel rod bundle with VVER geometry and materials low Tests planned rate top flooding mixed flooding at high flow rates WP9 2 Early phase core degradation effects VERDI IRSN Induction furnace heated by an iridium susceptor tests to de Tests finished termine the kinetics of oxidation of a BAC pellet by steam WP9 3 Zircaloy oxidation by air or by steam mixture MOZART IRSN Test sample is an open section of real rod cladding
419. n geschmolzenem Material ist ahnlich der in der ersten Rechnung die Masse des geschmolzenen Zr ist aber ein wenig gr Ber vgl Abb 4 14 13 mit Abb 4 14 7 was zu einer Porositat von 0 12 in einer H he um 1 2 m im Str mungskanal f hrt Dadurch wird aufgrund der Querschnittsverringerung von ATHLET CD die axiale Durchstr mung des B ndels verringert dazu der konvektive Warmetransport Der An teil der radialen Warmestrahlung am Energietransport vergr Bert sich Die aber bei ei ner Porositat lt 0 1 beginnende Blockade der B ndeldurchstr mung wird nicht erreicht Bei der dritten Rechnung run3 wurde bei sonst gleichen Eingabedaten im Vergleich zu run2 anstelle des 5 Gleichungssystems das 6 Gleichungssystem verwendet Der 186 Einfluss auf das thermische Verhalten des B ndels war aber nur sehr gering Die Zr Dampfoxidation erfolgte etwas weniger heftig was gegen ber der Rechnung run2 zu einer um 8 96 geringeren H2 Erzeugung von 31 9 g f hrte vgl Abb Abb 4 14 12 mit Abb 4 14 14 Etwas gr er ist der Einfluss auf die Wiederbenetzung des Brennstabb ndels wie Abb 4 14 15 zeigt Nach Beendigung der Quenchphase 8800 s sind die St be ber die gesamte Lange wiederbenetzt Der kollabierte Wasserspiegel erreicht eine H he von ber 1 0 m etwas unterhalb des beheizten Bereichs von 1 275 m Die Verwendung des 6 Gleichungssystems hatte keinen merklichen Einfluss auf die Berechnung des Abschmelzprozesses
420. n geschmolzenem Material schmelzen oder verla gern sich auch die Thermoelemente so dass die angezeigten Messwerte den Tempe 90 raturen im unteren heiBeren Bereich des B ndels zuzuordnen sind und damit f r die sen Bereich nicht mehr verwertet werden k nnen Die Leitungen der Thermoelemente zur Messung der Shroudtemperaturen Liner wer den direkt nach oben abgeleitet Nach dem Durchschmelzen des Liners dringen Schmelze und hei e Gase in das Isoliermaterial ein und beeinflussen dort die oberen Thermoelemente zur Messung der Linertemperatur In LAN 88 wird angegeben dass Temperaturdaten oberhalb von 1 22 m level 48 der H llrohre bzw des Liners nur bis zum Beginn der Temperatureskalation verwertbar sind 71000 bis 1200 s F r einen Vergleich mit errechneten Werten sind diese daher nur in begrenztem Umfang brauch bar In den Diagrammen der Abb 4 8 3 sind zum Vergleich zwischen experimentellen und analytischen Ergebnissen exemplarisch einige Temperaturverlaufe von H llrohren von den Schutzblechen CARR4 und des K hlmittels TFLUID in verschiedenen H hen dargestellt Die bereinstimmung zwischen den gerechneten und den experimentellen Daten ist bis zum Beginn der Temperatureskalation ab 1000 s insgesamt sehr gut Im unteren Bereich bis 1 22 m weist die Rechnung gegen ber dem Experiment eine we sentlich heftigere Temperatureskalation aus Im mittleren Bereich 1 63 m und 2 20 m zeigen sowohl die Rechnung als auch di
421. n international abgestimmten Nachtr ge Die weitere Auswahl der Versuche zur Validierung von ATHLET CD basiert auf der bei der Aufstellung der internationalen Validierungsmatrix angewandten Methodik Bei den neueren Versuchen kann im All gemeinen die Dokumentation der Versuchsergebnisse immer mit sehr gut bewertet werden Weniger gut bewertet werden Versuche die nicht wie geplant verliefen oder bei denen die Rand oder Anfangsbedingungen mit gr eren Unsicherheiten behaftet sind Bei ahnlichen Versuchsbedingungen werden die Versuche besser bewertet die sich durch eine gr ere Basis der Versuchsauswertung und analyse auszeichnen Damit ergeben sich wie auch bei der CSNI Validierungsmatrix drei Klassen 1 Versuche der Klasse 1 sind unter den vergleichbaren Versuchen besonders zur Validierung von Rechenprogrammen empfohlen Dazu geh ren im Allgemeinen In ternationale Standard Probleme ISP Die Versuchsergebnisse sind vollst ndig und gut dokumentiert die Anfangs und Randbedingungen sind vollst ndig defi niert die Anforderungen sind lockerer f r einzigartige Versuche 2 Versuche der Klasse 2 sind zur Validierung gut geeignet Sie decken einen gr e ren Parameterbereich ab und steigern damit das Vertrauen in der Programman wendung 3 Versuche der Klasse 3 sind zur Modellverifikation geeignet bei der Einzeleffekte untersucht werden und nicht die Reproduktion aller Versuchsparameter angestrebt wird Tab 2 7 1 gibt einen
422. n kann von ATHLET CD nicht exakt bestimmt werden da derzeit keine speziellen Abschmelzmodelle f r die Abstandhalter und das Dampfleit blech nicht reaktortypisch existieren Die Rechnung weist die weitaus gr te Masse des umgelagerten Materials der Brennst be im H henbereich um 0 10 m aus Dieses umgelagerte Material besteht aus metallischer Kruste Insgesamt zeigt die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD B9 dass ATHLET CD das thermische Verhalten des Testb ndels und die H2 Erzeugung mit guter Genau igkeit analysieren kann F r eine bessere Analyse der Massenbewegungen im Kernbe reich sollte f r die Abstandhalter ein Abschmelzmodell zur Verf gung gestellt werden 67 4 6 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD AIC Der Versuch PHEBUS SFD AIC wurde im Juni 1989 durchgef hrt und 1990 von der GRS mit ATHLET SA Vorlauferversion von ATHLET CD erstmals nachgerechnet BAA 90 Der Versuch war der letzte von sechs Tests aus der PHEBUS SFD Ver suchsreihe und zugleich der einzige bei dem ein Steuerstab mit den Absorbermateria lien Silber Indium und Cadmium AIC zum Einsatz kam Die Zielsetzung dieses Experiments war die Ph nomene beim Abschmelzen eines f r einen Druckwasserre aktor typischen Steuerstabs infolge eines schweren St rfalls zu untersuchen Insbe sondere sollte dabei die Zerst rung des Absorberstabs der Einfluss der Schmelze auf das F hrungsrohr und die benachbarten Brennst be sowie das Wiedererstarren des geschmolzene
423. n ungef hr genau so viel Energie freigesetzt Qchem wie infolge der elektrischen Leistung in das B ndel eingebracht wird Wahrend der Flutung des berhitzten B ndels wird ein sehr hoher W rmestrom bei der Verdampfung des eingespeisten Wassers verbraucht Qcool Die Diagramme der Abb 4 14 4 geben einen berblick ber die Temperaturverl ufe der H llrohre und der B ndelumfassung Die H llrohrtemperaturen sind etwas h her als die Temperatur des K hlmittels oder der Umfassung Die Temperaturen der Ringe 2 und 3 unterscheiden sich nur um weni ge Grad voneinander Die h chste Temperatur von 2150 K tritt im oberen Bereich des auBeren Rings zwischen 1200 bis 1250 mm auf Abb 4 14 5 Von den Temperaturen der B ndelumfassung sind die Temperaturverl ufe der inneren Schicht dargestellt Bei der Modellierung wurde die d nne Zr Umfassung in 3 Schich ten unterteilt Wahrend des konstanten Leistungsplateaus wird von der Rechnung zwi schen 6000 und 8000 s in einer H he von 1300 bis 1500 mm eine Temperatur von 71400 K ausgewiesen Die maximale Temperatur von 2050 in dieser inneren Zr Schicht wird zum Ende der Oxidationsphase kurz vor der Einspeisung des Quench wasser erreicht Die Ausflussrate des erzeugten H2 nimmt infolge der zunehmenden Oxidschichtdicke wahrend des Leistungsplateaus von 6 kW langsam ab Abb 4 14 5 Der steile An stieg des H Massenstroms nach ca 8300 s erfolgt infolge der Leistungssteigerung und der zunehme
424. n war Die Zufuhr von berhitztem Dampf in das Plenum der Versuchsanlage siehe Abb 2 5 1 w hrend der Vorbereitungsphase wurde durch eine W rmezufuhr SUPERHEAT von 8 kW m in den oberen B ndelbereich zwischen 3 40 m bis 4 45 m modelliert Da durch wurde ein nahezu konstanter Wasserspiegel im B ndel eingestellt der zum Zeit punkt 0 s um 35 cm tiefer als der gemessene lag Die B ndelleistung betrug 23 kW W hrend des Versuchs nderten sich mit dem ab nehmenden Wasserinventar der Neutronenfluss im ausgetrockneten B ndelteil und damit die Leistung im Testb ndel In LOM 88 wird die Erh hung der Leistung im frei gelegten Bereich der Brennst be mit 15 bis 20 angegeben Das wurde bei der Rechnung durch eine Leistungserh hung im B ndel auf 26 5 kW mit Beginn der Ab 108 senkung K hlmitteleinspeisung von 9 3 g s auf 1 48 g s ber cksichtigt Entspre chend wurde auch die axiale Leistungsverteilung im oberen Teil ver ndert Der Eingangsmassenstrom des K hlmittels Abb 4 9 1 INLIQ wurde bei 35 s von 9 3 g s auf 1 48 g s abgesenkt In das Diagramm ist zus tzlich noch der austretende Dampfmassenstrom OUT eingetragen Aufgrund der str mungstechnischen Modellie rung des B ndels und des Bypasses teilt sich in der Rechnung der Eingangsmassen strom des K hlmittels in die entsprechenden Teilmassenstr me auf Der Druck im B ndel wurde mit 1 48 MPa vorgegeben Das Diagramm zeigt sowohl die Druckverlaufe im Ein
425. nchfront kollabierter Wasserspiegel Massenbilanz run3 cooling bundle head to aerosol collection system AEKI p mass spectrometer containmen Ar cooling jacke aux water heated length test bundle TR shroud ZrO insulation cooling bundle foot Abb 4 15 1 Ar overpressure Wem inlet pipe elevation 300 mm connection to the shroud bottom line axial position of the inlet pipe centerline 412 mm inlet plenum 7 e tube 088 9x2 5 T 308 foot outer surface of bundle foot f lt lt T511 fluid Ch distance to the valve NN INS j 760 mm T8306 ovs surface auxiliary heater T 305 water QUENCH 11 Teststrecke mit neuen Heiz und Wassersystemen err Abb 4 15 2 1 5 1 4 1 3 1 2 1 1 1 0 0 9 0 8 0 7 0 6 0 5 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 Z Z 2 2 2 Z ty Z Z Z Z Z Z 7 lt Z Z 7 Z 77777 7 Z Z Z 2 2 N S N SE 422 N RR IS h HL 2 Z 22222211422 CHR 777 PHBUNO
426. ndels In den Abbildungen 4 6 2 und 4 6 3 sind exemplarisch f r die erste und zweite Rechnung und das Experiment die Temperaturen des Brennstoffs des F hrungsrohrs 70 der H llrohre der Brennst be ROD2 bzw ROD3 des Liners sowie der thermischen Isolierung und gesondert die des Absorbermaterials in jeweils einer Ebene 700 mm dargestellt Durch diese Darstellungsweise ergibt sich eine bessere bersicht ber die Temperaturverh ltnisse in der jeweiligen Ebene Im H henbereich um 700 mm tritt beim Experiment mit 2020 K die maximale Tempe ratur auf Abb 4 6 2 Bevor die Temperatureskalation bei allen Brennst ben fort schreitet wird die Dampfzufuhr unterbrochen und das Testb ndel mit Helium gek hlt Der steile Temperaturanstieg infolge der Zirkonoxidation der H llrohre und des Liners wird von der ersten Rechnung nicht nachvollzogen d h die Warmeabfuhr ber die Umfassung des Testb ndels wird deutlich bersch tzt und damit die ausgepr gte Temperaturspitze nicht simuliert Wahrend beim Experiment das Versagen des F h rungsrohrs nach 3353 s festgestellt wurde REP 91 ist dies in der Rechnung erst nach 3480 s der Fall In der zweiten Rechnung mit den neuen Randbedingungen und dem anderen Oxida tionsmodell wurde im unteren Bereich der Beginn und der weitere Verlauf des Tempe raturanstiegs des Brennstoffs der H llrohre und der B ndelumfassung Liner und Isolierung insgesamt sehr gut simuliert Das
427. nden exothermen Oxidation Der groBe Flutmassenstrom f hrt zu einer pl tzlich einsetzenden K hlung der St be und zur Beendigung der Erzeugung Am Ende der Quenchphase sind insgesamt 39 4 g H gt erzeugt Abb 4 14 5 Die Kur ve BUNDLE calc zeigt welche Masse Hp allein infolge der Oxidation der H llrohre erzeugt wurde und die insgesamt erzeugte H2 Masse Mh2 Die Differenz zwischen Mh2 und BUNDLE calc entsteht bei der Oxidation der B ndelumfassung und der Abstandhalter Die Dicke der ZrO Schichten des repr sentativen H llrohres ROD2 des Rings 2 ist ebenfalls in Abb 4 14 5 dargestellt Die maximale Dicke von 480 um tritt in einer H6 he von rund 1100 mm dem Bereich der h chsten Temperaturen auf Eine vollst ndige 183 Oxidation einer metallischen Zr Schicht von 0 7 mm w rde eine Schichtdicke von 1 mm ergeben Das erste Diagramm der Abb 4 14 6 links oben zeigt den Verlauf der Quenchfront von oben und unten im B ndel Zwischen 8790 s und 8860 s ist der repr sentative Stab ROD2 im Ring 2 vollst ndig benetzt Top2 Bottom2 wahrend die beiden ande ren St be nur zum Teil wiederbenetzt wurden Ein Teil des Wassers verdampft im berhitzten Bereich des B ndels Etwa 2 3 des eingebrachten Quenchwassers str mt aus der Teststrecke ber das Objekt OUTPIPE nach auBen Es kann sein dass der Wasserverlust auf Grund der Modellierung des oberen Bereichs der Teststrecke ber sch tzt wird Bei der hie
428. nden hat t 16000 s Die Umlagerung von Brennstoffmaterial in tiefere Bereiche in denen der Neutronenfluss niedriger ist hat eine Verringerung der B ndelleistung zur Folge Der den experimentellen Daten entnommene Eingangsmassenstrom des K hlmittels Dampf in das Testb ndel INFLOW in Abb 4 10 3 rechts oben wird entsprechend der Modellierung zwischen den beiden Kernkan len BUNDLE und BYPASS aufgeteilt Die Boreinspeisung wurde nicht extra modelliert Stattdessen wurde als Randbedingung im System eine Borkonzentration von 1000 ppm vorgegeben In das Diagramm ist zus tz lich noch der insgesamt aus dem B ndel austretende Massenstrom G 27 der ATHLET CD Rechnung eingetragen Ab 9180 s beginnt die Phase der heftigen Zr Oxidation Die starke Str mungsabnahme resultiert aus der heftigen chemischen Zr Reaktion bei der wegen des geringen K hlmittelstroms der Dampf nahezu vollst ndig verbraucht und H erzeugt wird Wenn das metallische Zr nahezu vollst ndig oxidiert ist steigt der austretende Massenstrom wieder an Der beim Experiment herrschende Systemdruck wurde als Randbedingung im Con tainment Objekt CONTAN mit 0 22 MPa vorgegeben Die Darstellung Abb 4 10 3 125 links unten enth lt die Druckverlaufe Eintritts INPRES und Austrittsvolumen PRESS 26 des B ndels Die Temperatur des in die Teststrecke eingespeisten K hlmittels wird entsprechend der Messung mit 440 K 165 C vorgegeben INTEMP in Abb 4 10
429. nflusses nichtkondensierender Gase auf Str mung und W rme bergang bisher noch nicht validiertes Bortransportmodell 1 A 3D Modelle im neuen ATHLET Modul FLUBOX 2D 3D zur Simulation mehr dimensionaler Str mungsvorg nge Zur Validierung des Rechenprogramms ATHLET wurden im Vorhaben RS1155 Integ ralexperimente aus dem Vorhaben PKL III E und ein Einzeleffektversuch aus dem Vor haben UPTF nachgerechnet und zur Validierung des ATHLET Moduls FLUBOX 2D 3D Einzeleffektversuche aus dem Vorhaben UPTF TRAM Die spezielle Zielsetzung der ATHLET CD Validierung war den Validierungsstand von ATHLET CD im Hinblick auf St rf lle aus dem erweiterten Anwendungsspektrum so wie auf weiterentwickelte und neue Modelle zu erh hen d h Simulation der Unfallablaufe bei DWR und WWER von der fr hen bis zur sp ten Phase der Kernzerst rung erweitertes Anwendungsspektrum verbesserte Modelle zur Simulation des Temperaturverhaltens der Oxidation und Wasserstofferzeugung sowie der Bildung von metallischer und kerami scher Brennstabschmelze verbesserte Modelle zur Schmelzeverlagerung bis in den unteren Kernbereich mit Erstarren der Schmelze und Bildung von Str mungsblockaden verbesserte Modelle zur Simulation der Freisetzung des Transports und der Ablagerung von Spaltprodukten und Aerosolen neue Modelle zur B4C Oxidation und B4C SS Wechselwirkung Absorberstab sowie zur Zr Oxidation bei Lufteinbruch
430. ng von Csl Abb 4 10 20 zu er kennen ist Ferner zeigen die R ckhaltefaktoren der ber cksichtigten Elemente TRA 05c definiert als das Verh ltnis der abgelagerten Massen im System zur jeweils frei gesetzten Masse dass der Transport und das Ablagerungsverhalten mit SOPHAEROS plausibel beschrieben wird AbschlieBend sei noch angemerkt dass das Modul SOPHAEROS z Zt noch nicht vollst ndig in das Programm ATHLET CD eingebunden ist d h die von ATHLET CD berechneten atmosph rischen Bedingungen im System werden nicht vollst ndig an das Modul SOPHAEROS bergeben wodurch nicht alle bereits m glichen chemischen Verbindungen entstehen k nnen 4 10 4 Zusammenfassende Diskussion Ein wichtiger Punkt dieser Nachrechnung des Experiments FPT2 war die berpr fung der neuen Version des Moduls SOPHAEROS mit dem in ATHLET CD der Transport und die Ablagerung von Spaltprodukten und von deren chemischen Verbindungen si muliert werden kann Speziell f r die Ablagerungen sind die Wandtemperaturen von Bedeutung Daher wur de zun chst versucht diese im Vergleich zu den experimentellen Daten so genau wie m glich nachzuvollziehen Im Allgemeinen liegen die Abweichungen der berechneten zu den gemessenen Temperaturen zwischen 3 5 96 Insbesondere wird der Tempe raturabfall wahrend der Phase des Dampfmangels in der der Dampf bei der exother men Oxidationsreaktion des Zirkons nahezu vollst ndig verbraucht wird und damit f r den Energietran
431. ngen geplant im Rahmen von ST LOC Tab 2 6 1 Halden Abmessungen und Materialdaten der IFA 650 Versuchseinrichtung 8602 Beschreibung Dimension Test 650 2 Test 650 3 Brennstab Aktive Brennstabl nge mm 500 480 Brennstoffdurchmesser mm 8 29 9 30 Spaltweite mm 0 035 0 0 H llrohrdicke mm 0 57 0 725 Brennstabdurchmesser mm 9 50 10 75 Plenum Gasvolumen cm 18 19 Brennstoffmasse kg 0 282 0 339 Anreicherung U235 2 0 3 5 Abbrand MWd kguo2 frisch 81 9 H llrohrmaterial 7 4 Low DX ELSO 8b Spaltgas Helium Argon Schutzheizer Durchmesser P on mm 26 2 20 0 26 2 20 0 Material Zircaloy Zircaloy Druckrohr Durchmesser anen mm 40 0 34 0 40 0 34 0 Material AISI 316Ti X10CrNiMoTi1812 X10CrNiMoTi1812 Tab 2 7 1 PARAMETER SF1 Daten der Testanlage YUD 06 Bundle of fuel rods Number of rods heated unheated 19 18 1 Grid spacer pitch mm 12 75 9 13 0 7 Zr 1 Nb 3120 2920 Elevations from 0 up to 1275 Steam inlet mm 175 Steam outlet mm 1425 Fuel rods internal overpressure MPa 0 1 0 2 Fuel pellets Outer diameter central hole mm 7 5 4 4 Outer diameter central hole mm 7 5 1 2 Outer across flats dimension Axial distance between grids mm 255 Elevation of first bottom grid mm 30 Number of grids 6 Zr 1 Nb 60 1 5 1650 225 Material 239 ATHLET CD Validierungsmatrix Tab 2 8 1 XA009
432. ngsverh ltnisse w hrend der sp ten Blowdown Phase bedingt sind In der blinden Versuchsnachrechnung wurde fehlerhaft mit einem zu fr hen Dryout ge rechnet Bei dieser Versuchnachrechnung konnte mit der aus dem Versuch abgeleite ten Verz gerung der Ventil ffnung und den korrigierten Dryout Bedingungen der Beginn der Aufheizung des Brennstabs und der Schutzheizung mit 48 s sehr gut wie dergegeben werden im Versuch wurde das Ende des Blowdown mit 50 s angegeben Auch w hrend der Aufheizphase stimmen die gerechneten Temperaturen von Schutz heizung und Brennstab Abb 4 11 24 und Abb 4 11 25 mit den gemessenen sehr gut berein Aufgrund der wesentlich niedrigeren Aufheizrate wirken sich bei diesem Ver such Fehler in der Berechnung der W rmekapazit ten der Komponenten in der Ver suchskapsel nicht sp rbar aus Zu erw hnen ist dass in diesem Versuch die Temperaturmessstellen der Schutzheizung um 50 und 85 mm h her liegen als im Ver such IFA 650 2 Damit fehlt f r diese Komponente eine Temperaturmessung im unte ren Bereich Bemerkenswert ist dass in diesem Versuch hnlich wie im Versuch IFA 650 2 die un tere Temperaturmessstelle des Brennstabs 1000 mm um etwa 20 K h here Werte anzeigt als die h her gelegene Messstelle 1300 mm In der Rechnung ist dagegen die Temperatur im oberen Bereich um denselben Betrag h her als im unteren Die Ver lagerung der maximalen Temperatur in den unteren Brennstababschnitt kann nur mit einer e
433. nn zwar die Oxidation der Zirkaloy Ummantelung bis zum Erreichen der Schmelztemperatur des Zr analytisch erfasst werden nicht aber das Abschmelzen der Zr Ummantelung des Stabs oder des Stab kerns sowie der Strahlungswarmeaustausch zwischen dem Brennstabb ndel und die sem Einzelstab Betrachtet man den Einzelstab ROD3B als Steuerstab dann kann der ECORE Modul in ATHLET CD zur Simulation herangezogen werden Der Edelstahlkern muss hierbei 96 als Absorbermaterial mit H llrohr und die Zr Ummantelung als F hrungsrohr modelliert werden Bei einer solchen Modellierung wird der Strahlungswarmeaustausch zwischen dem Brennstabb ndel und dem Einzelstab ber cksichtigt In den Eingabedaten f r den ECORE Modul kann f r den Steuerstab vorgegeben werden ob au er der Oxidation auch das Abschmelzen von Material ber cksichtigt werden soll Mit dem ECORE Modul wurde zuerst eine Rechnung ohne Abschmelzen des Einzel stabs durchgef hrt die im Vergleich zur ersten Rechnung nur den Einfluss des Strah lungswarmeaustauschs zwischen Einzelstab und Brennstabb ndel zeigen sollte und dann eine realistische Rechnung mit Abschmelzen des Einzelstabs Beim Experiment war es n mlich zum Abschmelzen des Einzelstabs gekommen Die Ergebnisse der Rechnungen sind in den Legenden der diskutierten Bilder Abb 4 8 14 bis Abb 4 8 23 mit Rg 1 Rg 2 und Rg 3 bezeichnet e Rg 1 die erste Rechnung bei der der Einzelstab ROD3B als HECU Struktur modelliert is
434. noch zeitweise vollst ndig mit dem Zr Die H Erzeugung erfolgt bei der Rechnung im Wesentlichen in der Zeit zwischen ca 800 s und 2000 s Dies wird durch den Vergleich der ein und ausstr menden Massenstr me INLIQ EXITFLOW in Abb 4 8 10 best tigt ber einen l ngeren Zeitraum von 1000 s bis 1700 s wird nahezu das gesamte K hlmittel durch die Oxidationsreaktion verbraucht Zus tzlich ist in Abb 4 8 10 in das Diagramm noch der in der Dampfleitung nach der Teststrecke gemessene Gesamtmassenstrom H2 N gt als Tr gergas eingetragen exp In Abb 4 8 11 werden der errechnete und der gemessene H Partialdruck verglichen Die experimentelle Kurve ist infolge der Signalverz gerung gegen ber der errechneten Kurve zeitlich etwas verschoben In dieser Darstellung wird der unterschiedliche Ablauf der Oxidation zwischen dem Experiment und der Rechnung deutlich Bei der Rech nung erfolgt die Reaktion im Zeitbereich von ca 800 bis 2100 s recht heftig im Expe riment weniger heftig daf r ber einen wesentlich l ngeren Zeitraum wobei nach LAN 88 die H2 Erzeugung ab 3600 s endete Abb 4 8 9 zeigt im unteren Diagramm au er der in der Rechnung insgesamt erzeug ten H2 Masse H2 tot calc auch die allein durch die H llrohroxidation erzeugte H Masse Die Differenz wird bei der Oxidation der Strukturen Liner Abstandhalter Edel stahlrohr mit Zr H lle Schutzbleche erzeugt Die Rechnung weist mit einer H2 Masse von 147 g g
435. nprogramm ATHLET CD Technische Notiz ERD TN 2 03 RS 1155 November 2003 Erdmann W Nachrechnung des Experiments PHEBUS SFD C3 mit dem Rechenprogramm ATHLET CD mod 2 0A 1 1K Technische Notiz ERD TN 01 04 RS 1155 Mai 2004 Erdmann W Nachrechnung des Experiments PHEBUS SFD B9 mit dem Rechenprogramm ATHLET CD mod 2 0A 1 1K Technische Notiz ERD TN 02 04 RS 1155 August 2004 Erdmann W Nachrechnung des Experiments PHEBUS SFD AIC mit dem Rechenprogramm ATHLET CD mod 2 0A 2 0A Technische Notiz ERD TN 03 04 RS 1155 Oktober 2004 Erdmann W C Bals Post Test Calculation of QUENCH 07 and QUENCH 08 with ATHLET CD 10 International QUENCH Workshop Forschungszentrum Karlsruhe October 26 28 2004 221 ERD 05a ERD 05b ERD 05c ERD 05d ERD 06a ERD 06b ERD 06c Erdmann W Nachrechnung des Experiments NRU FLHT 5 mit dem Rechenprogramm ATHLET CD mod 2 0A Technische Notiz ERD TN 01 05 RS1155 Marz 2005 Erdmann W Vergleich unterschiedlicher Modellierung des Einzelstabs aus NRU FLHT 5 bei der Nachrechnung mit ATHLET CD Technische Notiz ERD TN 02 05 RS1155 Mai 2005 Erdmann W Nachrechnung des Experiments NRU FLHT 2 mit dem Rechenprogramm ATHLET CD mod 2 0A Technische Notiz ERD TN 03 05 RS1 155 Juni 2005 Erdmann W Nachrechnung des Experiments PHEBUS FPT2 mit dem Rechenprogramm ATHLET CD Technische Notiz ERD TN 04 05 RS1155 November 2005 Erdmann W Nachrechnung
436. nsfaktor OXXLIM 0 1 und UO Schmelztemperatur TCOMPM 2600 mit denjenigen aus dem Experiment zeigt dass die Brennstabtemperaturen bis zur Temperatureskalation auf allen B ndelh hen sehr gut wiedergegeben werden Zwischen 300 mm und 600 mm werden auch die lokalen Temperaturmaxima in der Eskalationsphase quantitativ gut berechnet Bei den B ndelh hen 200 und 700 mm werden die Maxima etwas sp ter als im Experiment erreicht und um 180 bzw 145 K bersch tzt An den Messpositio nen bei 800 und 900 mm sind die berechneten Stabtemperaturen etwas zu niedrig Nach der Eskalationsphase werden bis etwa 14000 s die Temperaturen an allen H henpositionen zwar tendenziell bersch tzt aber qualitativ gut berechnet Der Absor berstab schmilzt in der Rechnung etwa bei 9000 s was in etwa dem experimentellen Ergebnis entspricht Weiterhin ist in der Rechnung im H henbereich von 400 bis 500 mm nach 16000 s und f r den H henbereich bei 300 sowie 600 mm um etwa 18000 s eine Verlagerung von Stabmaterial zu beobachten Im Experiment setzt bei 14250 s die B ndelzerst rung mit Materialverlagerungen aus dem mittleren H henbe reich bei 500 mm ein Die Shroudtemperaturen bilden den Temperaturverlauf der Brennst be auf niedrigerem Temperaturniveau und ged mpft ab Die bereinstimmung der berechneten mit den gemessenen Temperaturen im auBeren Shroud ist vor allem im mittleren B ndelbe reich 400 mm bis 700 mm gut Die Temperaturen im inneren Shroud werden
437. nt PHEBUS FPT4 wurde die spate Phase der Kernzerst rung bei der das Kernmaterial bereits in Form eines Partikelbetts angeordnet ist untersucht Eine solche Konfiguration kann in Zukunft mit einem neuen Modell MESOCO simuliert wer den Weil die Kopplung dieses Modells an das Thermo und Fluiddynamik Modell noch nicht abgeschlossen ist wurde das Partikelbett ersatzweise mit mehreren radial ver bundenen Str mungskan len simuliert wobei die vorgegebenen UO und ZrO Mas senverteilungen ber cksichtigt wurden Auch mit dieser sehr einfachen Simulation der Verh ltnisse konnten bez glich der Temperaturen im Partikelbett bereits befriedigende bereinstimmungen zum Experiment erzielt werden Der in pile Versuch LOFT LP FP 2 eignet sich insbesondere wegen der gut doku mentierten Freisetzungen von Spaltprodukten f r die Validierung von ATHLET CD Die 213 thermodynamischen Parameter wie z B Druck Temperatur H gt Erzeugung werden von der Rechnung sehr gut wiedergegeben Die Freisetzung von Spaltprodukten wei sen dagegen groBe Unterschiede zu den gemessenen Daten auf Ein wesentlicher Grund hierf r ist dass die im Modell verwendeten Freisetzungsraten auf hoch abge brannten Brennstoff bezogen sind beim Experiment aber schwach abgebrannter Brennstoff verwendet wurde Anhand der Einzelstabversuche bei den Halden Experimenten wurde gezeigt dass mit dem verbesserten Brennstabmodell auch Tests mit Brennst ben mit hohem und mittle
438. ntsprechenden Leistungsverteilung bottom peak und der Simulation einer ge ringf gigen Leckage aus der Spr hleitung bewirkt werden In Abb 4 11 26 und Abb 4 11 27 sind der Brennstabinnendruck und die H llrohrdeh nung dargestellt Ab 200 s nimmt die H llrohrdehnung deutlich zu und der Druck und 151 Temperaturanstieg nehmen ab In der Rechnung treten die h chsten Dehnungen in Brennstabmitte und oberhalb auf im Versuch vermutlich in der Mitte und im unteren Brennstababschnitt Der Brennstabinnendruck ist wie im Versuch IFA 650 2 in der Rechnung kurz vor dem Brennstabversagen deutlich h her als der gemessene Wert was durch die vereinfachte Simulation des Brennstabplenums oder durch zu hohe Temperaturen in diesem Bereich verursacht sein kann Die gerechneten H llrohrtem peraturen geben jedoch den Verlauf der gemessenen sehr gut wieder Abb 4 11 25 Auch die H llrohrtemperatur von 778 C zum Zeitpunkt des Brennstabversagens stimmt sehr gut mit den Messwerten 777 berein Nur der Versagenszeitpunkt ist um 8 s versp tet was durch einen zu niedrigen W rme bergangskoeffizienten zwi schen Brennstoff und H llrohr bedingt durch die niedrige Warmeleitfahigkeit des Ar gon F llgases im Spalt verursacht sein k nnte In der blinden Versuchsnachrechnung wurde fehlerhaft mit der Warmeleitfahigkeit von Helium gerechnet was ein um 15s fr heres Versagen bewirkte Abb 4 11 28 zeigt den axialen Verlauf der H llrohrdehnung zu verschie
439. nung eese 62 Zusammenfassende Diskussion 66 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD 68 Nodalisierungsschema der PHEBUS SFD Teststrecke 68 Versuchsdurchf hrung Anfangs und Randbedingungen 69 Ergebnisse der Nachrechnung eet o Heer 70 Zusammenfassende Diskussion 74 Nachrechnung des Versuchs PBF SFD 1 4 76 Nodalisierungsmodell der PBF GED Teststrecke ee 77 Versuchsdurchf hrung Anfangs und Randbedingungen 78 Ergebnisse der Nachrechnung esee 80 Zusammenfassende Diskussion 84 Nachrechnung des Versuchs NRU 5 86 Nodalisierungsmodell der NRU FLHT Teststrecke 86 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen 88 Ergebnisse der 90 Vergleich der Ergebnisse bei unterschiedlicher Modellierung des Eirizelstabs ODS Bs EE 96 Zusammenfassende Diskussion eee 103 Nachrechnung des Versuchs 2 106 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen
440. o National Enginee ring Laboratory INEL wurden 4 Experimente durchgef hrt bei denen das zu untersu chende B ndel nuklear beheizt wurde in pile Versuche Der Severe Fuel Damage Test SFD 1 4 der im Februar 1985 durchgef hrt wurde war der letzte DWR Test dieses internationalen Forschungsprogramms Das Ziel dieses Programms war eine Datenbasis und Modelle f r folgende Prozesse zu entwickeln Verhalten der Brennstabe Wasserstofferzeugung infolge der Zirkon Wasser Reaktion Spaltproduktverhalten Freisetzung Transport Ablagerung Der PBF Reaktor besteht wie der PHEBUS Reaktor aus einem ringf rmigen Treiber kern der die zentrale Neutronenflusszone mit der Versuchseinheit umschlie t Die Abbildung 2 3 1 zeigt einen Langs und einen Querschnitt durch die nuklear be heizte Versuchseinheit Sie besteht aus einer Druckr hre AuBendurchmesser 0 2 m Innendurchmesser 0 15 m in der sich das Testb ndel mit Brennst ben und Steuer st ben befindet Beim Versuch SFD 1 4 bestand das Testb ndel aus 2 unbestrahlten und 26 vorbestrahlten UO2 Brennstaben sowie 4 Silber Cadmium Indium AIC Steuer 11 st ben Die Brennst be entsprechen bis auf die L nge denen eines Druckwasserreak tors Der Abstand der Brennst be betr gt 12 75 mm Das B ndel wird von drei Ab standhaltern aus Inconel und einer unteren St tzplatte fixiert Das Testb ndel wird von einer mehrschichtigen Umfassung umgeben u a mit einem F hrun
441. olge der verhinderten W rmeabfuhr an die Umgebung steigt die H gt Erzeugung auf ber 78 g Abb 4 9 22 Bereits ab ca 530 s wird am B ndelaustritt kein K hlmittel mehr ausgewiesen es wurde bei der chemischen Reaktion verbraucht Umgelagertes Material sammelt sich im Wesentlichen zwischen 0 8 m und 1 6 m an Wegen der sehr hohen Temperaturen wird bei der Rechnungsvariante 2 auch kerami sche Schmelze und Krustenbildung ausgewiesen die beim Experiment nicht beobach tet wurde 4 9 4 Zusammenfassende Diskussion Das Testb ndel im Experiment NRU 2 bestand aus zw lf frischen Brennsta ben wobei die geometrischen Abmessungen der Brennst be insbesondere die Lange denen in realen Anlagen entsprachen Der Test wurde bei einem sehr geringen K hl mitteldurchsatz durchgef hrt Die Randbedingungen f hrten zum Ausdampfen des K hlmittels zur berhitzung mit der Erzeugung von Wasserstoff bei der Zr Dampf Reaktion zu schwerer Kernzerst rung und der Umlagerung von Schmelze sowie zur Freisetzung und zum Transport von Spaltprodukten Oberhalb von 2200 K sind die Messdaten der Temperaturverlaufe der H llrohre nicht belastbar Die Thermoelemente waren bei diesen Temperaturen geschmolzen bzw mit der Schmelze umgelagert worden Die gemessenen Temperaturen konnten daher nicht mehr einer bestimmten axialen H he zugeordnet werden oder zeigten nicht verwertba re Ergebnisse Die H llrohrtemperaturen wurden im unteren Bere
442. on 0 6 2252 150055 16005 s 16508s 17363 5 0 4 Doe 175135 30000 5 0 2 Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 ROD1 CRFW 00s 22422 9008s 100415 11035 s 12040 s 15005 s 160055 16508 s 17363 s 17513 s 30000 s 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Mass distribution of absorber assembly Phebus Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 ROD1 PORO 9 00s em 9008s 100415 110355 1204065 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 Elevation m Porosity in Bundle Do ainjesodway 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Time s 1000 Argon and steam inlet flow rate 0 600 500 400 9000 e e e e a 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 5 1000 Proposed inlet gas temperature y eunjejeduie 0 3 a eje d 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Time s 1000 Proposed total electric power 0 0 1000 2000 3000 ues 5000 6000 7000 8000 9000 SF1 Anfangs und Randbedingungen YUD 06 Bundle coolant pressure Abb 4 14 1 8 Abb 4 14 2 H JACTUBE JAGKETTUBE H JACOUT SSSSSSSSSSS SSS RN OPH20INJ S SSS IN TR N IN TR N IN RS _ 48 N SSSSS TR IN IN RSV _0
443. on 0 001 deM EH ah EEEN ETE a 1 D exse aps pene KE D 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 2 Abb 4 2 5 QUENCH 09 Druckverl ufe RC case 289 QUENCH 09 que09 16 in ATHLET CD 20 11 0 5 e H2 tot cal 0 45 m Steam 9 calc 9 rate H2 exp 0 4 0 35 2 8 os 5 0 25 2 N 0 2 l S 0 15 0 1 0 05 0 2000 2200 2400 2600 2800 3000 3200 3400 3600 3800 4000 Zeit s H2 Erzeugungsrate ATHLET CD 20a 11k QUENCH 09 que09 16 in 500 He tot calc 450 m H2 Bundle calc H2 CRGT B4C calc 400 jntl H2 exp 350 Co H2 Erzeugung 9 N 200 150 100 50 0 2000 2200 2400 2600 2800 3000 3200 3400 3600 3800 4000 Zeit s H2 Erzeugung Abb 4 2 6 QUENCH 09 H Erzeugungsrate und integral erzeugte Masse RC case 290 ATHLET CD 20 11 QUENCH 09 que09 16 in 0 5 calc 0 45 CO2 calc calc 0 4 2 10 calc t8 exp 9 rate CO2 exp 0 35 rate CH4 exp T 5 2 0 3 0 25 2 I o 1 2 02 N 1 0 15 7 ML 0 1 d HT 0 05 0 E 2000 2
444. on der effektiven Umfangs spannung hoop stress Oy 2 0 N3 O y berechnet Im Allgemeinen werden in der Harper Dorn Gleichung unterschiedliche Koeffizienten f r die a und B Phase des Zirkoniums verwendet Die Bereichsgrenzen f r die Pha senumwandlung liegen bei etwa 800 C und 1000 C Die H llrohrverformung wird auch durch die Sauerstoff und Wasserstoffaufnahme des Zirkoniums beeinflusst Dies wird durch eine Verschiebung der Bereichsgrenzen und der in der Exponentialfunktion verwendeten Temperatur ber cksichtigt Im TESPA Modell werden folgende Bezie hungen verwendet Sauerstoffeffekt K DeltOXwt 200 OX OX in Gewichtsprozenten Wasserstoffeffekt K DeltHppm 0 2 Hppm Hppm in ppm Bereichsgrenze a Phase Talpha 1085 15 DeltOXwt DeltHppm Bereichsgrenze B Phase Tbeta 1248 15 DeltOXwt Effektive H llrohrtemperatur Tom DeltOXwt F r den bergangsbereich Talpha lt Tom lt Tbeta gibt es unterschiedliche Ans tze zur Berechnung der Kriechgeschwindigkeit F r das Brennstabmodell in ATHLET CD wur de zur Interpolation der Koeffizienten ein Polynom dritter Ordnung gew hlt das einen stetig differenzierbaren bergang der berechneten Kriechgeschwindigkeit an den Be reichsgrenzen gew hrleistet Versuche zeigen dass sich das H llrohr nicht gleichm ig verformt Das wird in TESPA durch eine Exzentrizitat zwischen Brennstoff und H llrohr ber cksichtigt In ATHLET CD wird jedoch eine konzentrische De
445. on gew hlt bei der die 116 Beziehungen von Cathcart 1853 K und Urbanic Heidrick gt 1853 K verwendet wer den IOXMOD 16 Alle anderen Parameter aus der ersten Rechnung wurden beibe halten Nachfolgend werden einige ausgew hlte Ergebnisse der zweiten Nachrechnung Var 1 dargestellt Abb 4 9 15 bis Abb 4 9 17 Abb 4 9 15 gibt entsprechend 4 9 6 eine zusammenfassende bersicht ber die Tem peraturverl ufe in verschiedenen H hen Ein gro er Unterschied zeigt sich nur bei 670 5 wenn der ersten Rechnung die Zr Dampf Reaktion einsetzt Mit dem in der zweiten Nachrechnung verwendeten Oxidationsmodell IOXMOD 16 Beziehungen von Cathcart 1853 K und Urbanic Heidrick gt 1853 K verl uft die Temperatureska lation nicht ganz so flach wie der ersten Nachrechnung IOXMOD 19 Beziehungen von Leistikow 1573 K und Prater Courtright gt 1573 K Insbesondere wird beim le vel 92 2 34 m nach 700 s eine um 200 K h here Temperatur ausgewiesen Aus der axialen Temperaturverteilung in Abb 4 9 16 l sst sich im Vergleich zu Abb 4 9 7 erkennen dass bei 700 s im H henbereich von ca 1 5 bis 2 2 m und bei 800 s im H henbereich von ca 1 0 bis 1 6 m das in der zweiten Rechnung verwendete Oxi dationsmodell IOXMOD 16 zu geringeren Temperaturen f hrt Die niedrigeren Tem peraturen f hren bei der Oxidation dazu dass eine geringere H2 Masse von 41 g Abb 4 9 17 gegen ber 51 g Abb 4 9 11 der ersten
446. onsphase von Plateau P2 nach t 7380 bis 8100 s begann die B ndelaufheizung und die exotherme Zirkon Dampf Oxidation Wahrend des Leistungsplateaus t 8100 8520 s wurde vor der Temperatureska lation aufgrund der Oxidationsreaktion erneut die Instrumentierung und der Zustand der Anlage berpr ft Der Leistungsanstieg von Plateau nach P4 8520 bis 9660 s f hrte zur Zerst rung des Absorberstabs und zur Temperatureskalation infolge der H llrohroxidation Wegen der geringen Einspeiserate wurde wahrend einer Periode von ca 18 bis 19 min das gesamte Dampfangebot bei der Oxidation verbraucht Kurz vor Ende dieser Phase des Dampfmangels infolge der heftigen Zr Dampf Reaktion wurde aufgrund der Sch digung der Brennstabh llrohre durch Oxidation eine betr chtliche Freisetzung von Spaltprodukten detektiert Zu Beginn des Leistungsplateaus P4 9960 bis 13860 s war der obere Bereich des B ndels noch nicht vollst ndig oxidiert Wahrend dieser Phase sollten die frischen Brennstabe auf eine maximale Temperatur von 2220 K gebracht werden Dazu muss te die Leistung in zwei Stufen angepasst werden Die Leistungssteigerung wahrend der nachfolgenden Aufheizphase t 13860 bis 19740 s hatte zum Ziel die Schmelztemperatur des Brennstoffs zu erreichen und zu berschreiten Es bildete sich ein keramischer Schmelzepool aus und gleichzeitig wurde durch das Schmelzen der Brennst be erneut eine groBe Masse von Spaltpro du
447. or 10 Mo um den Faktor 100 vergr ert Das Diagramm zeigt die Ablagerungen infolge direkter Kondensation an den Rohrwanden im System Die Ablagerungen der Elemen te nehmen mit der Freisetzung standig zu Eine Ausnahme hiervon ist bei Cs festzu stellen Etwa nach Beendigung der Oxidation nimmt die Masse der Ablagerung infolge thermischer Resuspension wieder ab Zum Zeitpunkt des Abbruchs der Rechnung nehmen die abgelagerten Massen von In und Sn unrealistisch hohe Werte an Als Beispiel f r integrale Ablagerungen durch direkte Kondensation an den W nden wall bzw durch Ablagerung als Aerosole aero sind in Abb 4 10 19 die Ergebnisse von einigen Jodverbindungen Agl Csl Cs l2 Bal dargestellt Die Ablagerung durch direkte Kondensation an der Wand berwiegt bei den betrachten Jodverbindungen bis auf Csl deutlich die Ablagerung von Aerosolen die aus reinen Kondensattr pfchen o der an festen Aerosolen kondensierten Dampfen bestehen k nnen Bei Csl sind beide Ablagerungen von gleicher Gr enordnung Die Ablagerungen von Agl sind in beiden F llen wall aero wesentlich gr Ber als die der anderen Verbindungen Die Kondensa tion von Agl nimmt w hrend des gesamten Zeitbereichs st ndig zu w hrend die von Csl und Csl ab ca 12000 s nahezu konstant verlauft Die Ablagerung von Bal er 136 reicht erst zu einem sp teren Zeitpunkt einen Maximalwert Danach nimmt die konden sierte Masse infolge von thermischer Resuspension wiede
448. or Erreichen der Schmelztemperatur eine gute Simulation des thermischen Ver haltens der Brennst be und des Liners Die gerechneten Temperaturmaxima von ca 2500 K liegen um nur 8 ber den gemessenen Maxima von 2300 K Dagegen wer den w hrend der Oxidationsphase die Brennstoff und H llrohrtemperaturen zu niedrig berechnet weil die radialen Energieverluste an den umfassenden Shroud bzw die Warmeleitung durch das Isoliermaterial nicht genau genug erfasst werden k nnen Die den Str mungskanal umfassenden Strukturen oktogonale Zr Schicht por se ZrO gt Schicht mit Zr Schicht hoher Dichte Stahlumfassung wurden als Struktur mit drei Ma terialien modelliert wobei die Materialeigenschaften unsicher sind Bereits w hrend der Oxidationsphase diffundierte H in die por se Isolierschicht in der sp teren Aufheiz und Abschmelzphase gelangte dann noch He in diese Schicht Durch beide Gase wur de die thermische Leitfahigkeit der Isolierung wesentlich verandert Bei dieser und der Analyse des Versuchs PHEBUS SFD B9 ISP 28 s Kap 4 5 wurden die gleichen Materialdaten verwendet Die bei der Rechnung ermittelten Oxidschichtdicken der Brennst be und des Liners werden stark vom Energietransport im B ndel beeinflusst Bei dieser Nachrechnung ergab sich f r die H2 Erzeugung ein Wert von ca 3 4 g der um 40 unter dem ge messenen Wert von 5 4 g liegt Bei den Analysen von J A Martinez MAD 91 mit ICARE2 wurde die H2 Masse mit 9 81
449. oud bei 3 05 m 336 SFD Test NRU 5 SFD Test NRU FLHT 5 frrzri 0 06 frrzr2 0 06 Rg 1 1 Rg 2 Rg 2 2 Rg 3 Rg 3 10 Bel ES 0 0 2 0 4 0 6 0 8 0 0 2 0 4 0 6 0 8 Dicke mm Dicke mm ROD1 met Zr Schicht ROD2 met Zr Schicht SFD Test NRU FLHT 5 H he m errzr1 0 08 Rg 2 Rg 3 0 0 2 0 4 0 6 0 8 Dicke mm RODSB met Zr Schicht Abb 4 8 20 FLHT 5 Metallische Zr Schichten 337 SFD Test NRU FLHT 5 H he m oxlay1 0 05 Pg 1 Rg 2 Pg 3 0 2 0 4 0 6 0 8 Dicke mm ROD1 Oxidschicht SFD Test NRU FLHT 5 H he m 1 0 08 Pg 2 Rg 3 Abb 4 8 21 0 2 0 4 0 6 0 8 Dicke mm RODSB Oxidschicht FLHT 5 Dicke der Oxidschichten 338 H he m 3 5 2 5 1 5 SFD Test NRU FLHT 5 oxlay2 0 06 Rg 1 Rg 2 3 0 2 0 4 0 6 0 8 Dicke mm ROD2 Oxidschicht SFD Test NRU FLHT 5 H2 Erzeugungsrate g s 0 500 1000 1500 2000 250
450. ourtright und bei der dritten Rechnung wieder die Beziehun gen der ersten Rechnung Es wurde festgelegt dass eine Oxidation nur auf der AuBenseite der H llrohre und auf der Innenseite des Liners m glich ist Das Abschmelzen des Liners und der Abstand halter kann nicht modelliert werden Die Materialdaten des Liners und der Shroud Isolierung wurden bei der ersten Rech nung den Angaben zum ISP 28 bernommen dessen Basis das Experiment PHEBUS SFD 9 war und entsprechend den Anmerkungen aus ADR 92 nach h heren Wer ten hin W rmeleitf higkeit modifiziert s a Kap 4 5 2 Der Einfluss des Spalts zwi schen Liner und Isolierung wurde wie bei der Nachrechnung zu PHEBUS SFD C3 ber cksichtigt Bei der zweiten und dritten Rechnung wurde wie bei der PHEBUS SFD B9 Nach rechnung der Einfluss des Spalts zwischen Liner und Isolierung vernachl ssigt weil w hrend des Experiments sehr groBe Verformungen aufgetreten waren und in weiten Bereichen der Liner abgeschmolzen war Die Daten f r die W rmeleitf higkeit der Shroud Isolierung wurden dem ATHLET CD Eingabedatensatz zur Nachrechnung von PHEBUS SFD B9 entnommen die Dichte und die W rmeleitf higkeit der Shroud Isolierung wurden entsprechend den PHEBUS SFD AIC Nachrechnungen mit ATHLET SA BAA 90 angesetzt wodurch sich f r die B ndelumfassung insgesamt ein h herer W rmewiderstand ergab 4 6 3 Ergebnisse der Nachrechnung e Thermisches Verhalten des Testb
451. outer S 700 v outer S 700 600 600 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Time s Temperature at elevation 1827 mm level 26 8 Temperature at elevation 3537 mm level 26 10 Abb 4 13 15 FPT3 Temperaturverlaufe im Plenum level 26 5 level 26 10 61 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1000 900 P Thermocouple mm lt Fluid Es 800 Surfado 5 v outer S 8 700 5 600 500 400 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 4312 mm level 26 11 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1000 900 lt 800 zc um 2 4 Surface 5 700 outer S _ open 600 500 400 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Temperature at elevation 4504 mm level 26 14 Temperature K Temperature K Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1000 pesce Wega 900 Thermocouple mm Fluid 800 Surface v outer S 700 600 500 400 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 5 Temperature at elevation 4403 mm level 26 12 Phebus
452. ovence France 14 16 November 2005 http www nea fr html jointproj halden html 225 PET 89 PET 89b POW 94 REP 91 RIN 04 RIT 02 ROM 91 ROS 79 Petti D A et al Power Burst Facility PBF Severe Fuel Damage Test 1 4 Test Results Report NUREG CR 5163 EGG 2541 U S Nuclear Regulatory Commission April 1989 Petti D A Silver Indium Cadmium Control Rod Behaviour in Severe Reactor Accidents Nuclear Technology 84 1989 128 151 Powers D A et al A review of the technical issues of air ingression during severe reactor accidents NUREG CR 6218 Sept 1994 Repetto G P Correggio Rapport definitive de depouillement de l essai AIC IPSN Note PHEBUS CSD n 125 91 Ringer F J Analyse des UPTF TRAM Experiments C3 mit dem CFD Code FLUBOX3D GRS A 3200 April 2004 Ritter G et al FTP2 Preliminary Report vol 1 2 Ph bus FP Document IP 02 514 IRSN France September 2002 Romanetti P et al Rapport de depouillement de l essai C3 Note PHEBUS CSD n 126 91 09 08 91 Rosinger H E et al Steady state creep of Zircaloy 4 fuel cladding from 940 to 1873 K Journal of Nuclear Materials 82 1979 pp 286 297 226 03 SEP 04 SON 02 STA 06 STE 00 STE 03a STE 03b Sepold L et al Synthesis Report on the QUENCH 07 and QUENCH 09 Experiments Forschungszentrum Karlsruhe Interner Bericht 32 21 08 PSF 3386 SAM COLOSS P056 Februar 2003
453. p ten Phase einer Kernzerst rung zu untersuchen Das geplante Experiment FPT5 wird nicht mehr im Rahmen des PHEBUS FP Projekts durchgef hrt 15 2 5 NRU FLHT Eine detaillierte Darstellung der Versuchsanlage ist in LAN 88 LOM 88 zu finden In dem National Research Universal NRU Reaktor der Chalk River Nuclear Laborato ries CRNL in Ontario Kanada wurden zwischen 1985 und 1987 vom Pacific North west Laboratory PNL vier Experimente mit nuklearer Beheizung in pile tests zur Kernzerst rung durchgef hrt Diese Versuche wurden als full length high tempera ture FLHT Experimente bezeichnet da die eingesetzten Brennst be die in realen Reaktoranlagen verwendeten Abmessungen hatten aktive Lange 3 63 m und wah rend des Versuchs Temperaturbereiche von 2300 K bis ber 2600 K erreicht wurden Der NRU Reaktor dient als Neutronenquelle zur nuklearen Beheizung des Versuchs b ndels Die wesentlichen Komponenten der Versuchsanlage sind in der Abb 2 5 1 dargestellt In die Versuchsstrecke mit dem Brennstabb ndel wird ber ein K hlsystem Loop and Makeup Coolant System K hlwasser von unten eingespeist Makeup Flow Nach dem Durchstr men des B ndels wird der Dampf zusammen mit dem erzeugten Wasserstoff durch das Plenum ber einen Verschlussdeckel SCC System und der Ausflussregeleinheit ECM System in einen Auffangtank Catch Tank geleitet In dem ECM System wird dem ausstr menden Gasgemisch noch N als Tr gerga
454. palte innerhalb des aus drei Materialien aufgebauten Shrouds ndern sich mit der Temperatur wobei es bis zum Verschwinden der Spalte und zur Ber hrung der Materialien kommen kann AuBerdem f hrt die Modellierung der oktogonalen Form mit Kanalen zur Durchf hrung der Messleitungen als zylindersymmetrische Struktur zu einer Unsicherheit bei der Be rechnung des radialen Temperaturprofils Der Vergleich der experimentell ermittelten H2 Erzeugung 48 mit dem analytischen Wert 51 g der ersten Nachrechnung zeigt eine Abweichung von 6 96 auf Der we sentliche Grund f r die Differenz ist der von ATHLET CD ermittelte unterschiedliche Ablauf des Aufheizens und Abschmelzens der Materialien in der Teststrecke Die zwei te Nachrechnung Var 1 mit ge ndertem Oxidationsmodell f hrt in diesem Fall zu kei ner wesentlichen Verbesserung der analytischen Ergebnisse im Vergleich zu den experimentellen Daten In der dritten Nachrechnung Var 2 mit stark reduziertem Warmeverlust an die Umgebung wird die H2 Erzeugung sogar um ca 62 ber sch tzt Unterschiede beim Vergleich von Rechnung und Experiment ergeben sich dadurch dass z B die Abstandhalter und der Liner im Modell nicht abschmelzen k nnen und auch eine R ckhaltefunktion der Abstandhalter f r herabst rzendes Material nicht si 120 muliert wird Ferner kann die Bildung von Eutektika zwischen dem Inconel der Ab standhalter und den H llrohren wie es beim Experiment in groBem
455. peratur der F llk rper saddles bei 1 83 m 345 NRU FLHT 2 flht2 03 in ATHLET CD 20 20 Ze H 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 Zeit s Abb 4 9 10 FLHT 2 Temperatur der F llk rper saddles bei 2 44 m 346 ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in 1000 250 9 H tot calc 900 225 Gee Steam 9 800 200 Hu 0 700 m 600 160 5 500 3 126 P 400 100 o e a 5 gt 300 75 3 a 200 50 4 100 25 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 5 H2 Massenstrom ATHLET CD 20a 20a FLHT 2 flht2 03 in 3000 HS tot calc Bundle calc melt oxi calc 2500 9 2 2000 g 1600 N I o Si 1000 500 0 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Zeit s Wasserstoff Erzeugung Abb 4 9 11 FLHT 2 H2 Erzeugungsrate und erzeugte Masse 347 ATHLET CD 20 20 4 NRU FLHT 2 flht2 03 in 3 5 fwslu1 0 05 600 05 e 700 05 m 800 05 1500 0 s H he m 0 0 5 1 1 5 2 ROD1 rel Massenverteilung ATHLET CD_20a 20a 4 NRU FLHT 2 flht2_03 in porosi 0 0s 600 0s 700 05 800 0 s 1500 0 s 3 5 H
456. psel f r Test IFA 650 3 377 Halden Randbedingungen f r Test 650 2 378 Halden Axiale Verteilung der Brennstableistung Test IFA 650 2 378 Halden Druckverlauf w hrend Blowdown Test IFA 650 2 379 Halden H llrohrtemperaturen w hrend Blowdown Test IFA 690 2 EE 379 Halden Heizertemperaturen wahrend Blowdown Test 650 2 380 XV Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb 4 11 10 4 11 11 4 11 12 4 11 13 4 11 14 4 11 15 4 11 16 4 11 17 4 11 18 4 11 19 4 11 20 4 11 21 4 11 22 4 11 23 4 11 24 4 11 25 4 11 26 4 11 27 4 11 28 4 11 29 4 11 30 4 11 31 4 11 32 4 11 33 4 11 34 4 12 1 4 12 2 4 12 3 4 12 4 4 12 5 4 12 6 4 12 7 Halden Heizertemperaturen w hrend Aufheizphase Test IFA 6902 E T 380 Halden H llrohrtemperaturen w hrend Aufheizphase Test IFA E 381 Halden Brennstabinnendruck und H llrohrspannung Test IFA p 381 Halden Relative H llrohrdehnung Test IFA 650 2 382 Halden Axiale Verteilung der H llrohrdehnung Test IFA 650 2 382 Halden H llrohrtemperaturen w hrend Test IFA 650 2 383 Halden Heizertemperatur
457. r Oxidation insgesamt erzeugte H gt Masse betr gt beim Experiment 5 4 g ROM 91 und bei der Rechnung 3 4 g Im Vergleich zum Experiment ist dieser Wert um 40 zu gering Ein Vergleich mit dem aus Messdaten ermittelten Verlauf ROM 91 zeigt dass die Wasserstofferzeugung von Beginn an sehr viel steiler ansteigt als bei der Rechnung Gr nde f r die bei der Rechnung zu niedrige H2 Erzeugung sind dass der Oxidati onsphase bis ca 3000 s gegen ber den Messergebnissen im Kern zu niedrige Tempe raturverlaufe errechnet wurden Abb 4 4 3 4 und auch die Oxidation des Liners zu wenig Hs lieferte J A Martinez MAR 91 konnte bei den Analysen mit ICARE2 w hrend der Ab schmelzphase ebenfalls eine gute bereinstimmung bei den Temperaturen f r den Brennstoff die H llrohre und die por se Isolierung mit dem Experiment erzielen Da gegen weisen seine Rechnungen w hrend des gesamten Ablaufs eine deutliche ber sch tzung der Temperatur des Liners auf Diese k nnte nach seiner Darstellung ein Grund daf r sein dass die erzeugte H Masse bei den Analysen mit 9 81 g um mehr als 80 von dem gemessenen Wert abweicht Weitere m gliche Erklarungen k nnten nach MAR 91 auch chemische R ckhaltungen von H im Experiment oder H Anlagerungen in verschiedenen Ebenen sein Nach dem Ende der Dampfeinspeisung bei 3100 s betr gt die maximale ZrO Schichtdicke des zentralen Brennstabs ROD1 ca 120 um in einer H he von 0 5 m Die Br
458. r Vermeidung sehr kleiner Rechenzeitschritte die sehr unterschiedlichen Volumina der beiden oberen Zonen im beheizten Bereich hin sichtlich ihrer Gr enordnung angeglichen vgl Abb 4 14 2 mit Abb 4 14 8 Bei den neuen Rechnungen wurden speziell f r die Oxidation von H llrohrmaterial aus Zr 1 Nb von Sokolov entwickelte Korrelationen verwendet Die Oxidation des Krus tenmaterials wurden mit den Korrelationen von Leistikow 1573 K und Prater Courtwright 21573 K berechnet AuBerdem wurde die Dicke der anfangs auf den H llrohren vorhandenen Oxidschicht die einen merklichen Einfluss auf die Berechnung der Oxidschichtdicke und somit auf die Erzeugung von hat in der Eingabe von 5 um auf 1 um reduziert Mit diesen nderungen im Eingabedatensatz wurden zwei Rechnungen durchgef hrt Bei der nachfolgend mit run2 bezeichneten Rechnung wurde wie in der ersten Rech nung siehe Kap 4 14 5 das 5 Gleichungssystem zur Beschreibung der Thermohyd raulik verwendet bei der mit run3 bezeichneten Rechnung das 6 Gleichungssystem Ausgew hlte Ergebnisse der neuen Rechnungen 185 Die Ergebnisse der Rechnung run2 sind den Diagrammen der Abb 4 14 9 bis Abb 4 14 13 gezeigt Im Vergleich zu den Darstellungen der Abb 4 14 3 bis 4 14 7 Kap 4 14 4 sind die Temperaturen im Allgemeinen etwas niedriger Der Hauptgrund hierf r ist wahrscheinlich die Verwendung des neuen Oxidationsmodells von Sokolov das zu einer Gesamte
459. r Versuchsprogramme sind in der Tabelle 2 8 1 beschrieben und werden im Folgenden kurz erlautert Die Reihenfolge der Versuche spiegelt die SARNET Struktur wider die sich durch die Einteilung in verschiedene Arbeitspakete Work Package WP ergibt die wiederum bestimmten Themenbereichen Topics zu geordnet sind Im Rahmen des Arbeitspakets Fr hphasen der Kernzerst rung WP9 werden die Er gebnisse folgender Versuchsanlagen analysiert 1 PARAMETER Lutch Moskau Elektrisch beheizte Stabb ndelversuche Geo metrie und H llrohrmaterial entsprechend VVER Quenchen von oben oder von unten Versuchsziel sind die Wasserstofferzeugung Grad der Brennstabsch digung und Freisetzung von Spaltprodukten w hrend des Quenchens 2 VERDI IRSN Induktiv beheizter Ofen zur Messung der Oxidationskinetik von B4C in einer Dampfatmosph re 3 MOZART IRSN Ofen mit beheiztem H llrohrabschnitt zur Messung der Oxi dationskinetik von Zr H llrohren in Gemischen aus Dampf und Luft 4 BOX FZK Elektrisch beheizte Versuchsanlage zur Messung der Gaszusam mensetzung bei der Oxidation von Zr H llrohren oder B C Pellets in Gemischen aus Dampf und Luft 5 QUENCH SR FZK Einzelstab Versuchsanlage zur Messung der Wasserstoff erzeugung bei der Oxidation von Zr H llrohren in Gemischen aus Dampf und Luft oder beim Quenchen Im Rahmen des Arbeitspakets Sp tphasen der Kernzerst rung Eigenschaften der Kernschmelze WP10 werden die Ergebni
460. r ab In den Diagrammen der Abb 4 10 20 sind die durch Kondensation den Wanden verursachten lokalen Ablagerungen der Jod Verbindung Csl dargestellt Es ist zu be achten dass dieses als Beispiel ausgew hlte Ergebnis nicht auf andere Verbindungen zu bertragen ist Im Plenum kondensiert Csl nur in der ersten zweiten und vierten Zone Die W nde der ersten beiden Zonen waren nicht beheizt Ebenso war bei der Verengung vierte Zone des Plenums keine Heizung von auBen vorgesehen In den brigen Bereichen des Plenums erfolgte keine Kondensation Nach Beendigung der Oxidationsphase nimmt die Ablagerung noch einmal kurzfristig bis zum Erlangen eines Endwertes zu Im anschlieBenden heiBen Strang HOTPIP wird wie in den oberen Be reichen des Plenums keine Kondensation von Csl berechnet Im Dampferzeuger STGEN erfolgt wieder eine Kondensation wobei die Ablagerungen vom Eintritt in den Dampferzeuger bis zum Austritt stetig abnehmen Im kalten Strang COLPIP konden siert nur noch eine sehr geringe Menge des Csl Im Dampferzeuger und im kalten Strang erfolgt bereits zu Beginn der heftigen Oxidationsphase und dem daraus resultie renden Dampfmangel die Kondensation von Csl an den W nden Danach endet dort die Ablagerung dieser Jod Verbindung Als ein weiteres Beispiel f r die lokale Ablagerung auf Grund von Kondensation ist in den Diagrammen der Abb 4 10 21 das Element Ba dargestellt Ba kondensiert an allen Wandelementen im System auBer Bo
461. r abgeschiedene Aerosole und selektive Jodfilter Im PHEBUS Reaktorgeb ude wurde zudem eine Messstation aufgebaut in der die Ver suchskapsel vor und nach dem Experiment durch R ntgenaufnahmen und Gamma Scans untersucht wird Bei den in Tab 2 4 1 angegebenen FP Versuchen wurden bis auf den Versuch FPTO Brennst be verwendet die im BR3 Reaktor Mol Belgien zur Erzeugung eines reak tortypischen Abbrands 30 GWd turan mit langlebigen Spaltprodukten vorbestrahlt wor den waren Beim ersten Versuch FPTO wurden unbestrahlte Brennst be frischer Kern eingesetzt Die ersten drei Experimente in Tabelle 2 4 1 bestehen jeweils aus einer Vorbestrah lungsphase durch den Treiberkern der PHEBUS Anlage der Hochtemperaturtransiente und der Tank Phase Bei Versuchsbeginn werden die Brennst be zunachst durch den Treiberkern der PHEBUS Anlage sechs bis neun Tage lang bestrahlt um kurzlebige Spaltprodukte zu erzeugen Dabei str mt das K hlwasser des Hochdruck Kreislaufs durch das ge ffnete Bodenventil auch durch das B ndel Die Vorbestrahlung in situ kann auf diese Weise unter reaktorphysikalischen Normalbetriebsbedingungen stattfinden Am Ende dieser Phase wird der PHEBUS Reaktor abgeschaltet das Bodenventil geschlossen Be strahlungsvorrichtung und horizontale Leitung werden getrocknet Entsprechende Ven tile unterbrechen die Verbindung zum Hochdruck Kreislauf und ffnen diejenigen zum Versuchsgebaude Danach wird der Reaktor wieder progr
462. r verwendeten Nodalisation wurden das F hrungsrohr f r das Quenchwasser und der Bypass f r den Dampfaustritt wie in Abb 2 7 3 dargestellt nicht detailliert modelliert was der Grund f r den hohen Wasserverlust sein k nnte Abb 4 14 6 zeigt ferner dass nur ein geringer Teil des von unten eingespeisten Dampfs w hrend der Zr Oxidation verbraucht wird bevor die Flutung von oben be ginnt Ab diesem Zeitpunkt wird viel Energie f r die Verdampfung des kalten Wassers ben tigt Der aufsteigende Dampf verhindert dann ein kontinuierliches HerabflieBen des Wassers Dies f hrt zu einem sprunghaften Anstieg des kollabierten Wasserspie gels wie das Diagramm in Abb 4 14 6 rechts oben zeigt Die drei Kan le der Teststrecke werden teilweise aufgef llt Der Wasserspiegel erreicht f r eine kurze Zeit im zentralen und im mittleren Kanal eine F llh he von 1 15 m im u eren Kanal 0 85 m Der kollabierte Wasserspiegel f llt am Ende der Einspeisung auf Grund der Verdampfung Die Diagramme im oberen Bereich der Abb 4 14 7 geben eine Information bez glich des geschmolzenen Materials Die Versuchsvorausrechnung weist kein Schmelzen von metallischem U oder keramischem UO Brennstoffmaterial aus Nur eine gerin ge Masse von geschmolzenem Zr der H llrohre wird im oberen Bereich zwischen 0 95 bis 1 275 m level13 bis 16 errechnet Das geschmolzene und abflieBende terial f hrt zu einer Verengung des freien Volumens In ATHLET CD gibt d
463. rankreich durchgef hrt FPT3 war der f nfte und letzte Test ei ner in pile Versuchsreihe Die ersten beiden Versuche dieser Reihe FPTO FPT1 dienten der Untersuchung der B ndelzerst rung und der Materialumlagerung mit der damit verbundenen Freisetzung von Spaltprodukten sowie dem Transport der Ablage rung und der R ckhaltung im Prim rkreislauf und dem Containment Diese beiden Ver suche wurden mit reichhaltigem Dampfangebot bei niedrigem Druck durchgef hrt wobei insbesondere das Verhalten der Spaltprodukte von Interesse war Der Versuch FPT3 wurde hnlich wie FPT2 siehe Kap 4 10 in einer dampfarmen Atmosph re mit einer Einspeisung von Bors ure durchgef hrt Im Gegensatz zu den fr heren Versu chen wurde beim Versuch FPTS statt eines AIC Steuerstabs ein Steuerstab mit Bor karbid BsC als Absorbermaterial verwendet Mit diesem Absorbermaterial sind franz sische Reaktoren 1300 MWe 1450 MWe und der zuk nftige Reaktor EPR ausger stet Die wahrend der Abschmelzphase entstehenden Reaktionsprodukte konnten ebenfalls gemessen werden Bei einer ersten Nachrechnung mit der derzeit aktuellen Version von ATHLET CD mod 2 1A konnten allein die Temperaturverl ufe im B ndelbereich im Plenum und in der vertikalen Leitung mit den experimentellen Temperaturverlaufen verglichen werden da andere Messdaten noch nicht vorlagen ERD 06a Der Vergleich zeigt eine sehr gute bereinstimmung bez glich des thermischen Ver haltens im B nd
464. rden kann In Abb 4 5 7 sind die bei der Rechnung ausgewiesenen metallischen und keramischen Massen der geschmolzenen Materialien sowie die durch die Abk hlung entstehenden Krusten dargestellt Es zeigt sich dass sich keine keramische U Zr O2 Schmelze aus gebildet hat Am Ende der Rechnung wird nur metallisches Material U Zr O ausge wiesen Die Energiebilanz f r das Brennstabb ndel zeigt dass der weitaus gr Bte Anteil der zugef hrten Leistung radial ber Strahlung direkt an den Liner abgestrahlt wird Ein deutlich geringerer Teil wird an den Dampf bzw das Helium im Str mungskanal ber tragen W hrend der Oxidation wird vergleichsweise nur relativ wenig Energie freige setzt 4 5 4 Zusammenfassende Diskussion Die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD B9 mit ATHLET CD mod 1 1 Cycle K zeigt wahrend der Dampfphase im unteren Bereich des B ndels eine leichte Uber sch tzung im oberen Bereich eine Untersch tzung der Brennstoff und H llrohrtempe raturen Die maximale Abweichung von 11 tritt im unteren Bereich zum Ende der Dampfphase auf Zu diesem Zeitpunkt setzt im oberen Bereich mit den h chsten Tem 66 peraturen gerade die Temperatureskalation infolge der H llrohroxidation ein Insge samt wird das thermische Verhalten im B ndel zufrieden stellend wiedergegeben Die bei dieser Nachrechnung noch vorhandenen Abweichungen zwischen den mit ATHLET CD errechneten und den experimentellen Temperaturverlaufen sind im We
465. rdnet Die W rmeverlus te von ANNULUS an das Reaktor K hlwasser werden mit den HCOs H FLASKB H FLASKM und H FLASKT simuliert Die bisher beschriebenen Objekte sind gleich f r die Rechnungen mit ATHLET und ATHLET CD Der Brennstab wird im Eingabedatensatz der ATHLET Rechnung mit dem Rod Modell von HECU und zur Simulation des oberen unbeheizten Brennstabab schnitts drei weiteren HCO und einem TFO PLENUM modelliert Im Eingabedatensatz der ATHLET CD Rechnung wird f r den Brennstab das oben beschriebene Rod Modell ROD1 verwendet das die Simulation der unbeheizten Stabbereiche einschlieBt Die Leistungen des Brennstabs ROD1 und der Schutzheizung H HEATER werden als Zeitfunktionen vorgegeben Die axiale Leistungsverteilung des Brennstabs wurde zu nachst f r beide Versuche wie in den ATHLET Rechnungen entsprechend den Anla gendaten eingegeben sieben St tzwerte mit maximaler Leistung in Stabmitte Alternativ dazu wurde die axiale Leistungsverteilung f r 9 Zeitpunkte aus den Messda ten der Neutronendetektoren ND1 ND2 und ND3 mittels eines Polynoms vierten Grads berechnet Leistung Null an den H henkoordinaten 300 und 2100 mm sowie ein Leis 145 tungsprofil mit maximaler Leistung unteren Brennstabbereich bottom be stimmt Der Brennstabinnendruck ergibt sich aus den Anfangsbedingungen PRODO und den aktuellen Temperaturen im Plenum mit dem Volumen VPLENU im Brenn stabspalt und in den Brennstabporen POR
466. rechneten Temperaturen dann weiter hin leicht an Ein ahnliches Verhalten zeigen auch die Temperaturverlaufe des B ndels Ein ausge pr gtes Temperaturplateau wie es beim Experiment festzustellen ist wird von dieser Rechnung nicht nachvollzogen z B Abb 4 1 4 Auch bei Versuchsnachrechnungen zu anderen QUENCH Experimenten konnte dieses Temperaturplateau nicht exakt nachvollzogen werden Der Grund hierf r liegt in den relativ groBen Unsicherheiten versuchstechnischer Daten wie z B der externe elektrische Widerstand oder insbe sondere die Warmekapazitat und leitung der B ndelumfassung Die maximal aufgetretene Temperatur im B ndel konnte wegen des Ausfalls mehrerer Thermoelemente experimentell nicht genau bestimmt werden Vor der Abk hlphase sind die h chsten Temperaturen im beheizten Bereich von 850 mm bis 950 mm aufge treten Oberhalb des beheizten Bereichs wurden die h chsten Temperaturen zwischen 1150 mm und 1350 mm kurz nach Beginn der Abk hlphase gemessen bis 2145 Wahrend im unteren B ndelbereich die K hlwirkung des Dampfes dominierte wurde im oberen heiBeren Bereich die Temperatureskalation infolge des pl tzlich von 3 auf 15 g s erh hten Dampfangebots angeregt 34 e Wasserstofferzeugung und B4C Reaktion Ein wichtiges Untersuchungsziel der QUENCH Versuche ist die Messung der Quell terme Der Verlauf der H gt Erzeugungsrate in Abb 4 1 5 zeigt zu Beginn der Oxidati onsphase ab 2000s gegen ber dem Exper
467. rem Abbrand mit ATHLET CD erfolgreich nachgerechnet werden k nnen Es hat sich aber auch gezeigt dass dieses Modell noch erweitert werden muss um St be mit ge anderter Brennstoffzusammensetzung oder mit sehr groBen H llrohrdehnungen und deren Einfluss auf die Thermohydraulik besser simulieren zu k nnen Mit der Nachrechnung des TMI 2 Unfalls konnte gezeigt werden dass mit ATHLET CD auch ein Unfallablauf in einer realen Anlage simuliert werden kann Die Thermohydrau lik und das Kernverhalten konnten wie bei der Nachrechnung von Experimenten gut nachvollzogen werden Die Freisetzung von Spaltprodukten wurde ebenfalls plausibel wiedergegeben Es ist allerdings derzeit nicht m glich die sp te Phase des Unfalls z B Schmelzepoolbildung Umlagerung von Material auf den RDB Boden zu simulie ren Erreichter Stand Die Anlagen Thermohydraulik wird durch die Thermo Fluiddynamik von ATHLET be schrieben Die Nachrechnungen haben gezeigt dass mit den Modellen die thermohyd raulischen Aspekte einschlieBlich des Einflusses von nicht kondensierenden Gasen gut simuliert werden k nnen Die Kernaufheizung konnte mit ATHLET CD generell erfolgreich nachvollzogen wer den Bei B ndelversuchen ist die Aufheizung in hohem MaBe vom Fluidmassenstrom durch das B ndel und von den W rmeverlusten an die B ndelumfassung abhangig Bei einigen Versuchsnachrechnungen traten speziell in den unteren und oberen Rand bezirken der B ndel Abweichungen gegen
468. rend des 2 Oxidationsschritts der B4C Oxidation aus Beim Experiment kann die Entstehung von HBO derzeit nur qualitativ nachgewiesen werden In Abb 4 1 8 sind erg nzend die Zeitverl ufe der Massen der Reaktionsprodukte CO und CO dargestellt Die gerechneten Werte sind um ca 60 niedriger als die ex perimentellen Daten Nach der Rechnung wurden nur ca 12 4 g des B4C oxidiert ge gen ber ca 31 5 g bei der Messung Diese sich aus der Auswertung der Messdaten ergebende Masse w rde bedeuten dass w hrend des Experiments etwa 40 96 des im Absorberstab vorhandenen B C oxidiert wurde Experimentator durchgef hrte Nachuntersuchungen post test examinations PTE des B ndels ergaben dagegen dass die B4C Oxidation nur zu ca 20 stattgefunden hat Demnach wurden beim Ex periment nur 15 8 des Absorbermaterials oxidiert Bei Ber cksichtigung dieser um die H lfte geringeren Oxidation liegt der mit ATHLET CD berechnete Wert nur noch wenig unterhalb des experimentellen Werts e Abschmelzverhalten Energiebilanz In den beiden Diagrammen der Abb 4 1 9 sind getrennt f r den Absorberstab und die Brennst be die mit ATHLET CD errechneten Massen metallischer und keramischer Schmelzen sowie die der durch Abk hlung entstehenden Krusten dargestellt Die Schmelztemperatur des Absorberstabs wird in einigen Bereichen mit Beginn der Tem peratureskalation erreicht in anderen dann sp ter etwa zum Ende der Temperatures k
469. ringen Dampfangebots 50 mg s die Oxidation be grenzt und durch den oberen B ndelbereich str mt fast nur Wasserstoff Nachdem das Zirkonium im unteren Bereich nahezu vollstandig oxidiert ist gelangt wieder Dampf auch in die oberen noch nicht oxidierten Bereiche des B ndels in denen dann auch die Zr Dampf Reaktion erfolgt Die Oxidationsphase ist sowohl bei der Rechnung als auch bei dem Experiment nach 11500 s beendet In der unteren H lfte von Abb 4 10 5 werden die integral erzeugten H2 Massen vergli chen H2 tot stellt die insgesamt in der Rechnung erzeugte H2 Masse dar und Bund le den Anteil der bei der Oxidation der H llrohre und des F hrungsrohrs im B ndel erzeugt wurde Die Differenz der beiden Kurven entspricht der bei der Oxidation der Versteifungsbleche entstandenen H Masse Die in der Rechnung insgesamt erzeugte Hs Masse von 99 50 H2 tot stimmt mit dem experimentellen Wert von 94 5 g SDHY702 bei einer Abweichung von 5 3 gut berein Der ab ca 11000 s sehr hohe Messwert der Vergleichsmessung SDHY703 scheint nicht realistisch zu sein Die Messstellen SDHY702 und SDHY703 sollten aufgrund ihrer Lage Containment ei gentlich den gleichen Messwert aufweisen In Abb 4 10 6 unten ist die in der ATHLET CD Rechnung ermittelte Bildung von Schmelze Kruste f r den Absorberstab dargestellt und oben die Ausbildung von ke ramischer Schmelze bzw Kruste f r die Brennst be Nach 9435 s bilde
470. rkerns der 460 s nach Blowdown abgeschaltet wird Die vorgegebene Brennstableistung ist um den Betrag der Nachzerfallsleistung h her als die aus der Reaktorleistung berechnete Die Leistung der Schutzheizung wurde direkt aus den experimentellen Daten bernommen Das Spr hen erfolgt im Versuch alternierend durch kurzfristiges des Spr hventils Laut Angaben der Experimentatoren ergibt sich dadurch ein mittlerer Massenstrom von etwa 0 038 g s in der Zeit von 145 465 s Dieser Wert ist jedoch sehr ungenau und wurde deshalb in 146 einer gr eren Bandbreite variiert In der hier diskutierten Rechnung wurde ein Wert von 0 057 g s vorgegeben Mit gr Beren Unsicherheiten muss auch beim axialen Leistungsprofil gerechnet wer den In dieser Rechnung wurde ein von den Messdaten der drei Neutronenflussdetek toren abgeleitetes Profil vorgegeben Abb 4 11 6 das sich jedoch nicht wesentlich von dem unterscheidet das von den Experimentatoren empfohlen wurde Zum Zeitpunkt Null wird die Blowdown Phase eingeleitet Auch hier liegen keine abge sicherten Daten ber das Ventil ffnen vor Deshalb wurde ein zeitlich verz gertes nen des Ventils unterstellt Mit einer Verz gerung von 4 s f r das vollst ndige Offnen konnte der Druckabfall am besten reproduziert werden Abb 4 11 7 AuBerdem wurde der Druck im Abblasetank geringf gig angehoben um den Druck in der Versuchskap sel nach dem Ende des Blowdown besser wiedergeben zu k
471. rschiedlichen Oxidationsmodellen ermittelten Oxidschichtdicken vernachl ssigbar Beim Experiment erfolgte die Oxidation im Wesentlichen im Bereich zwischen 0 6 m und 0 8 m mit einem Maximum bei 0 7 m und somit 0 1 m oberhalb der Lage des ximums der Rechnungen in den darunter liegenden Bereichen ist nur eine geringe O xidation festzustellen BLA 91 Die maximale Oxidschichtdicke des F hrungsrohrs betrug 180 die maximalen Oxidschichtdicken der H llrohre lagen im Bereich zwi schen 330 bis 420 um Im Gegensatz dazu bildete sich bei den Rechnungen bereits ab ca 0 1 m eine stetig nach oben hin zunehmende Oxidschicht aus die bei ca 0 6 m den Maximalwert erreicht Abb 4 6 5 zeigt die in der zweiten Rechnung ermittelte H Erzeugungsrate H2 BUNFL oben und die insgesamt erzeugte H2 Masse H2 MASS tot unten In 72 der Darstellung der H gt Erzeugung treten als Folge der Oxidation von metallischem Zr in der abst rzenden Absorberschmelze deutlich einige Spitzen auf In die untere Dar stellung ist zus tzlich der Anteil der erzeugten H Masse eingetragen der allein bei der Oxidation der Brennst be entsteht H2 BS Die Differenz zu H2 MASS tot ist die H3 Masse die bei der Oxidation des Liners entsteht Nach ca 3500 s wird von der Rech nung eine H Masse von 11 g ausgewiesen vom Experiment mit dem Ende der Oxi dation bei 3520 s eine gt von 100 REP 91 Die in der Rechnung erzeugte
472. rstellung f r die Messwerte der H2 Erzeugungsrate NCTFM RESPONSE rechts und f r die berechneten Werte H2 tot calc links unterschiedliche Ordinaten verwendet Zusatzlich sind in das obere Dia gramm noch der qualitative Verlauf der CLADDING TEMPERATURE Messung und der errechnete Dampfmassenstrom am Austritt des B ndels entsprechend dem Molenanteil verringert Steam 9 und eingetragen Zur Erzeugung eines Mols H gt wer den 9 Mole ben tigt Nach 470 s ist beim Experiment ein starker Anstieg der H2 Erzeugungsrate festzustel len die mit der vollstandigen Reaktion des Dampfes mit metallischem Zr verbunden ist Nach Erreichen eines Spitzenwertes von 225 mg s bei 576 s erfolgt ein stetiger Ab fall der H gt Erzeugungsrate der anzeigt dass das eingespeiste K hlmittel nicht mehr vollst ndig bei der Zr Reaktion verbraucht wird LOM 88 Dieser Abfall resultiert z T auch aus der Umlagerung von Material in k ltere Bereiche Wenn die Oxidationszone dann nach unten fortschreitet wird dort das Material wieder erhitzt und die H Erzeugung steigt nach 640 s erneut an und erreicht bei 680 s einen Bereich dem f r ca 150 s der Dampf erneut fast vollst ndig f r die H gt Erzeugung verbraucht wird Nach 8225 im Experiment mit der Beendigung der Transiente die H Erzeugungsrate wieder ab Bei der Nachrechnung ergab sich ein anderer Verlauf der Erzeugungsrate Der Beginn der H Erzeugung stimmt in et
473. rsucht werden wobei frische Brennst be eingesetzt wurden Insbesondere waren von Interesse die Oxidation der H llrohre der Einfluss von geschmolzenem Zirkaloy Zry auf das mechanische Verhalten der oxidierten H ll rohre und auf die Aufl sung des Brennstoffs sowie die Umlagerung und das Wiederer starren der Schmelze Die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD B9 war schon Bestandteil der ATHLET CD Validierung im abgelaufenen Vorhaben RS 1100 STE 03b Die im Zwi schenbericht STE 05a bereits dokumentierte aktuelle Wiederholungsrechnung mit ATHLET CD mod 1 1 Cycle K ERD 04b erfolgte um den Entwicklungsfortschritt auf zuzeigen 4 5 1 Nodalisierung der PHEBUS SFD Teststrecke Eine Beschreibung der PHEBUS SFD Versuchsanlage ist in Kap 2 2 zu finden F r die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS SFD B9 wurde das gleiche Nodalisie rungsmodell der PHEBUS SFD Teststrecke verwendet wie f r die Nachrechnung der PHEBUS SFD Versuche C3 Kap 4 4 und AIC 4 6 4 5 2 Versuchsdurchf hrung Anfangs und Randbedingungen Der Versuchsablauf ist in ADR 92 beschrieben Im Folgenden wird diese Darstellung kurz zusammengefasst Tabelle 4 5 1 enth lt den chronologischen Ablauf des Ver suchs mit den wesentlichen Ereignissen Das Experiment l sst sich in drei Phasen auf teilen 1 Die erste Phase von 0 bis 8370 s ist eine Oxidationsphase mit einer reinen Dampf str mung Die konstante Einspeisung des Dampfes erfolgte mit 2
474. rt Ahnlich wie in den unteren Ebenen werden in der Oxidationsphase bis 3000 s die Temperatur verlaufe von der Rechnung deutlich unterschatzt im weiteren Zeitverlauf wird von der Rechnung der Temperaturverlauf qualitativ und teilweise auch quantitativ gut wieder gegeben Wie aus Abb 4 4 4 hervorgeht liefert die Rechnung f r alle drei St be Ring 1 bis 3 eng beieinander liegende Temperaturverl ufe Bei 9000 s besteht zwischen dem zentralen Stab Ring 1 und dem u eren Stab Ring 3 eine maximale Tempera turdifferenz von 60 K In allen Messebenen von 100 bis 600 mm liegt beim Leis tungsmaximum die errechnete h chste Temperatur deutlich ber den gemessenen Werten z B in der Ebene 600 mm bei 2500 K gegen ber ca 2250 K Die Messkurve f r den zentralen Stab weist hier einen flachen Verlauf im Bereich von 1500 bis 1600 K auf was auf ein Fehlsignal schlie en l sst e Wasserstofferzeugung und Oxidation 57 In Abb 4 4 5 sind die mit ATHLET CD ermittelte H2 Erzeugungsrate und die erzeugte H Masse dargestellt Die obere Darstellung zeigt die durch die Oxidation der Brenn stabe und des Liners erzeugte H Rate H2 BUNFL In der unteren Darstellung ist au er der insgesamt erzeugten H2 Masse H2 MASS tot noch der Anteil eingetragen der allein bei der Oxidation der Brennst be entsteht H2 BS Die Differenz zwischen H2 MASS und H2 BS ist die Masse die bei der Oxidation des Liners und der Trag platte entsteht Die w hrend de
475. rteilung H ll rohrdehnung zeigt ersichtlich Der Bereich mit der maximalen Dehnung nimmt lang sam zu Im oberen Stababschnitt wird die Dehnung durch das Spr hen gestoppt Im unteren Abschnitt ist die K hlung nicht so wirksam und das Dehnen endet hier erst mit der Abk hlphase Die langsame Zunahme des Bereichs mit maximaler Dehnung ist auch der Grund f r den verz gerten Druckabfall im Brennstab Dies steht im Wider spruch zu dem Messwert der einen wesentlich schnelleren Druckabfall anzeigt der nicht allein durch die Volumenzunahme durch die Dehnung erklart werden kann Viel mehr ist anzunehmen dass eine kleine Leckage aufgetreten ist die auch durch die Ak tivitatsmessung angezeigt wurde Die beiden Rechnungen mit 38 und 100 Dehnung als Berstkriterium stellen damit zwei Grenzf lle f r den im Versuch tats chlich abgelaufenen Vorgang dar 4 11 5 Schlussfolgerungen Die Versuchsnachrechnungen haben gezeigt dass mit dem Brennstabmodell in ATHLET CD das H llrohrverhalten in guter bereinstimmung mit den bisher bekannten Versuchsergebnissen berechnet werden kann Die Abweichungen der Versagenszeit punkte von 7 und 8 s sind relativ gering die dabei berechneten H llrohrtemperaturen stimmen mit den gemessenen sehr gut berein Abweichung 4 und 1 K Dagegen wird der Brennstabinnendruck kurz vor dem Bersten bersch tzt Die Abweichung von bis zu 0 7 MPa kann nicht schl ssig begr ndet werden Sie kann durch die vereinfacht
476. rteilung ausgew hlter Elemente Cs Ba Mo Massenverteilung der Brennst be LIV Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1400 1400 Thermocouple 1077 mm Thermocouple 1182 mm 9 gt 46 Outl10 o 49 1200 22222 TCX47 Oute 1200 a TCK48 W e x C Rod S Fluid x Rodi EN x 4 Surface L 10001 ilcee trim s 1000 5 4 Surface RT X 5 o v I N o Q g 800 800 iia efr f FH 4 FH NT IP LAS iib gt I 600 B 600 400 400 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Time s Temperature at elevation 1161 mm level 26 Temperature at elevation 1204 mm level 26 1 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 1400 1400 Thermocouple mm Thermocouple mm Fluid 1200 H Surface 1200 H ZT Surface pel v outer S a v outer S e 1000 1000 2 2 S S o 800 800 e e 600 600 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Time s Temperature at elevation 1255
477. rung Bereichsleiter Abteilungsleiter Abteilung 3010 Abteilung 3030 Projektbetreuung Projektleitung Informationsverarbeitung Bibliothek Autoren Gesamtauflage seh hah stj erv lim prg tes rot zir all gls lab bea poi Spc som klh gt gt tf it Garching K ln o 2 unm ffent stf auh mis erd trb 76 Exemplare 451 45 x 3x je 1x je 1x je 1x je 1x 1x 1x 1x 1x je 1 x je 1 x
478. rung der QUENCH Teststrecke F r die Analyse des Experiments QUENCH 09 wurde das gleiche Nodalisierungsmo dell der QUENCH Teststrecke verwendet wie f r die Analyse des Experiments QUENCH 07 s Kap 4 1 1 und Abb 4 1 1 4 2 2 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen Der Versuchsablauf der Quench Versuche ist in Kapitel 2 1 allgemein dargestellt In SEP 03 wird der Versuch QUENCH 09 ausf hrlich beschrieben Tabelle 4 2 1 gibt einen berblick ber wesentliche Ereignisse wahrend des Versuch ablaufs von QUENCH 09 Die Abb 4 2 1 zeigt die B ndelleistung zusammen mit der Argon und Dampfeinspei sung w hrend des Experiments Dargestellt sind die gesamte elektrische Leistung Ptot elec die f r die Rechnung als Eingabe verwendete elektrische Leistung Input elec sowie die unter Ber cksichtigung des auBeren Widerstands 3 6 mQ pro Stab im B ndel f r die Aufheizung zur Verf gung stehende Leistung Bundle Die elektrische Leistung wurde wie bei QUENCH 07 stufenweise erh ht Bereits nach 2280 s wurde im Abgasstrom He detektiert wodurch das Versagen des Absorberstabs bei 1555 K an gezeigt wurde 07 Versagen bei T 1585 K 2040 s Obwohl diese Phase des Experiments und die nachfolgenden 300 s genauso durch gef hrt wurden wie bei QUENCH 07 wurden bei QUENCH 09 bis zum Beginn der Ab k hlphase Gegensatz zu QUENCH 07 keine Reaktionsprodukte aus der B C Oxidation CO CO CH festgestellt s u
479. rung von Material im H henbereich von etwa 1 2 2 4 m vergr Bert 114 In ATHLET CD wird mit einem speziellen Modell der Einfluss der Porositat auf die Str mung ber cksichtigt Hierbei wird bei einer Porosit t gt 0 3 wird die Str mung nicht beeinflusst bei einer Porosit t 0 1 wird das Einflie en von Schmelze verhindert es tritt eine Blockade auf Dem Diagramm in Abb 4 9 12 unten ist zu entnehmen dass in der Rechnung eine solche Blockade gerade nicht mehr aufgetreten ist Bei dem Experiment hat das Schmelzen mit Umlagerung von Material oberhalb von 1 4 m stattgefunden Ablagerungen von Material wurden bei Untersuchungen des B n dels nach dem Versuch hauptsachlich in der Nahe von Abstandhaltern gefunden Beim Experiment stellen Abstandhalter anders als bei der Simulation Hindernisse f r ge schmolzene Materialien dar Bei der metallurgischen Nachuntersuchung des B ndels konnte festgestellt werden dass zwischen den Materialien der Inconel Abstandhalter und der H llrohre Eutektika gebildet worden waren Dies kann mit ATHLET CD nicht simuliert werden Ab einer Temperatur von 2030 K Schmelztemperatur von metallischem Zr bilden sich metallische und bei h heren Temperaturen 2600 K Schmelzen der UO Pellets ramische Schmelzen die infolge von Umlagerung in k ltere Bereiche wiedererstarren Wie Abb 4 9 13 zu entnehmen ist bildet sich in der Rechnung nach ca 650 s die erste Schmelze die aber auch recht bald nach 690
480. rzeugung von H gt von 34 4 g statt 39 4 g f hrt Eine gr ere Differenz zeigt z B die ZrO2 Schichtdicke im zweiten Ring im Str mungskanal Bei dieser Rech nung run2 wird eine maximale Schichtdicke von etwa 0 45 bis 0 54 mm im Bereich zwischen 1000 und 1100 mm ausgewiesen Abb 4 14 11 Bei der ersten Rechnung Kap 4 14 4 wurde ein steiler Anstieg bis auf ca 0 48 mm um 1000 mm berechnet Abb 4 14 5 Der Vergleich der Diagramme zur Entwicklung der oberen und unteren Quenchfront zeigt dass bei der neuen Rechnung run2 die Quenchfronten nicht zusammentreffen vgl Abb 4 14 6 mit Abb 4 14 12 Die St be werden bei run2 also nur teilweise wie derbenetzt Wie bei der ersten Rechnung verhindert auch in der Rechnung run2 der aufsteigende Dampf ein kontinuierliches Herabflie en des Quenchwassers auf den Boden der Teststrecke Daher ist auch bei dieser Rechnung der stufenweise Anstieg des kolla bierten Wasserspiegels festzustellen Abb 4 14 12 und der Wasserspiegel erreicht in etwa dieselbe H he wie bei der ersten Rechnung aber ohne ein kurzzeitiges ber schwingen Abb 4 14 6 Die Massenbilanz der ein und ausflieBenden Dampf und Wasserstr me zeigt gegen ber der ersten Rechnung einige Unterschiede Bei der Rechnung 2 ist gegen ber der ersten Rechnung die ausflieBende Wassermasse wesentlich gr Ber vgl Abb 4 14 12 mit Abb 4 14 6 und der Wasserverbrauch durch Oxidation geringer Die Ausbildung vo
481. s tung der Schutzheizung wurde direkt aus den experimentellen Daten bernommen Das Spr hen erfolgt im Versuch alternierend durch kurzfristiges Offnen des Spr hven tils Laut Angaben der Experimentatoren werden etwa 1 5 g in einem Intervall von 20 s eingespeist Daraus ergibt sich ein mittlerer Massenstrom von etwa 0 075 g s in der Zeit nach 320 s Dieser Wert ist jedoch sehr ungenau und wurde deshalb in einer gr Bandbreite variiert In der hier diskutierten Rechnung wurde der empfohlene Wert vorgegeben Mit gr eren Unsicherheiten muss auch beim axialen Leistungsprofil gerechnet wer den In dieser Rechnung wurde ein von den Messdaten der drei Neutronenflussdetek 150 toren abgeleitetes Profil vorgegeben Abb 4 11 20 das etwa dem entspricht das von den Experimentatoren empfohlen wurde Zum Zeitpunkt Null wird die Blowdown Phase eingeleitet Auch hier liegen keine abge sicherten Daten ber das Ventil ffnen vor Aus den Messdaten wurde ein zeitlich ver z gertes ffnen des Ventils von 12 s abgeleitet Damit konnte der Druckabfall gut reproduziert werden Abb 4 11 21 In Abb 4 11 22 und Abb 4 11 23 sind die Temperaturen w hrend des Blowdown ab gebildet Die gerechneten und gemessenen Temperaturen stimmen fast f r den ge samten Zeitraum sehr gut berein Nur in der Zeit von 45 55 s sind etwas gr ere Unterschiede erkennbar die wie im Versuch IFA 650 2 durch die nicht exakte Wieder gabe der Str mu
482. s auftreten Bei der Rechnung treten im oberen Bereich des B ndels nur leichtere Temperaturan stiege zwischen 1000 und 2000 s auf Weitere Temperaturerh hungen zu sp teren Zeitpunkten wie z B im Experiment infolge einer starken Oxidationsreaktion treten in der Rechnung nicht auf Der Grund hierf r liegt darin dass in der Rechnung die Oxida tion bei etwa 2000 s deutlich abnimmt und in dieser H he kein metallisches Zr mehr vorhanden ist e Oxidations und Abschmelzverhalten 92 Abb 4 8 5 zeigt die Oxidschichtdicken der H llrohre der repr sentativen Brennst be der beiden Ringe ROD1 und ROD2 zu verschiedenen Zeiten w hrend der Transiente Die ausgew hlten Zeiten sind der Beginn 0 s und das Ende der Transiente 5000 s der Beginn der Temperatureskalation 1000 s und ungef hr der Zeitpunkt bei dem der Wasserspiegel auf den Endstand von 0 6 m abgefallen ist 1210 s Eine vollstandige Oxidation des H llrohrs w rde zu einer Oxidschichtdicke von 900 um f hren Die Rechnung weist am Ende der Rechnung f r den auBeren Ring im unteren Drittel des Brennstabs ROD2 bei ca 1 15 m eine maximale Oxidschichtdicke von 900 um aus Etwas unterhalb der oberen Stopfen wird f r beide repr sentative Brennst be ROD1 und ROD2 eine maximale Schichtdicke von ca 300 bzw 550 um errechnet Im inneren Ring ist zwischen 1 50 m und 2 50 m keine Oxidschicht mehr vorhanden Im auBeren Ring ROD2 wird zum Ende der Rechnung im Bereich zwis
483. s einschlieBlich der Verengung zum Gebiet Area D In Abb 4 10 1 sind dies die ersten beiden Zonen des Plenums Dieser Bereich wurde in zwei Teilgebiete unterteilt da im oberen Bereich die bereits erwahnten Heizbleche simuliert wurden Die dritte Zone um fasst das Teilgebiet Area D bis zur Verengung Area die als vierte Zone modelliert wurde Die f nfte Zone bildet die vertikale Leitung Area F ab die sechste Zone ent spricht der Area G d h dem Bogen zum horizontalen Bereich des hei en Strangs Entlang der Rohrwand des Plenums waren teilweise Heizelemente angebracht Aus nahme Area C mit denen die Wandtemperatur auf 973 K geregelt werden sollte Im Eingabedatensatz f r ATHLET CD wird diese Rohrleitung als Struktur mit einer W r mequelle in der inneren Materialzone ber cksichtigt Die Heizleistung wird ber einen 126 Regler entsprechend Temperaturabweichung gesteuert Die AuBentemperatur wurde entsprechend den Angaben in CHR 04 mit 440 K festgelegt Das sich anschlieBende horizontale Rohr der heiBe Strang HOTPIP ist als Struktur mit 3 Schichten modelliert Auch bei dieser Leitung wird in der inneren Zone eine W r mequelle vorgegeben die sich jedoch auf die Temperatur der Heizelemente nicht aus wirkt Den Messwerten entsprechend wurde die Au entemperatur auf einen mittleren Wert von 945 K festgelegt Die geplante Temperatur von 970 K wurde beim Experi ment nicht erreicht Die Ro
484. s wieder erstarrt Das Diagramm zeigt dass der Abschmelzvorgang nicht kontinuierlich sondern in einzelnen Intervallen ab l uft Der weitaus gr te Teil des Materials schmilzt nach 800 s d h w hrend der Zeit in der die Dampf Zr Reaktion am heftigsten ist Nach ca 850 s erstarrt die Schmelze wieder Wegen der zu niedrigen Temperaturen kommt es in dieser Nach rechnung nicht zur Bildung von keramischer Schmelze Abb 4 9 14 zeigt die Leistungsbilanz f r das B ndel W hrend der Bildung von H2 durch die chemische Reaktion von H O mit Zr wird Energie freigesetzt die in Verbin dung mit der von au en zugef hrten Leistung zur Temperatureskalation f hrt Als Fol ge des Anstiegs der zugef hrten Leistung und des gleichzeitigen Absenkens der K hlmittelzufuhr steigt im B ndel kurzfristig die Abgabe von Energie an das K hlmittel to fluid Mit zunehmender Temperatur der Brennst be wird Energie ber das K hlmit tel und sp ter auch ber Strahlung an den Shroud bertragen to structures Wie aus Abb 4 9 14 hervorgeht werden w hrend der heftigen chemischen Oxidationsreaktion des Zr Leistungsspitzen erreicht die 5 mal h her sind als die eingebrachte Leistung 115 4 9 3 Variationsrechnungen Im Rahmen der Nachrechnung des Versuchs NRU FLHT 2 wurden zus tzlich zur ers ten Nachrechnung noch zwei Variationsrechnungen Var 1 Var 2 mit einigen gean derten Randbedingungen durchgef hrt Erste Nachrechnung Oxidations
485. s f r eine Zeitspanne von 38 min wird die Temperatur auf 1190 K abgesenkt Diese MaBnahme wird durchgef hrt um f r die nachfolgende Lufteinbruchsphase eine ausreichend niedrige Ausgangstemperatur zu erzeugen die nicht zu einer sofortigen Temperatureskalation und somit zu einer ausreichend langen Lufteinwirkungszeit f hrt Zum Ende dieses Zeitbereichs wird der Eckstab B aus dem B ndel gezogen um das Ausmaf der Voroxidation ermitteln zu k nnen 157 Phase 5 Lufteinwirkungsphase Nach 11626 s wird durch Einschalten des Luftstroms 1 g s zusammengesetzt aus 0 23 g s 0 77 g s N gt bei gleichzeitigem Ausschalten des Dampfstroms 3 g s aber unveranderter Argon Str mung 3 g s und gleich bleibender elektrischer Leistung die Lufteinwirkungsphase gestartet Wegen der insgesamt reduzierten Gesamtstr mung und somit reduziertem W rme bergang beginnen die Temperaturen erneut zu steigen Aufgrund der langsamer als erwartet ansteigenden Temperaturen wird im Zeitbereich zwischen 12470 s und 13125 s durch eine stufenweise langsame Leistungssteigerung auf 8 1 kW die Temperatureskalation aufgrund der Zirkon Oxidation in Luftumgebung beschleunigt Nach 13275 s wird bei Erreichen einer Temperatur von ca 2100 K der Eckstab D herausgezogen um sp ter die Zunahme der Oxidschichtdicke w hrend der Luftoxidationsphase im Vergleich mit Eckstab B ermitteln zu k nnen Phase 6 Quenchphase Durch das Ausschalten der Luftzufuhr bei gleichzeitigem S
486. s in diesen H hen kaum noch metallisches Zirkaloy vorhanden ist Abb 4 3 11 zeigt die im B ndel gebildeten Schmelze Massen metallisch sowie die durch Abk hlung entstehenden Krusten Massen Es wird w hrend des gesamten Ver laufs keine keramische Schmelze gebildet W hrend der Temperatur Eskalation wird im Zeitbereich zwischen 3650 und 3800 s an einigen Positionen die Schmelztempera tur der H llrohre berschritten so dass das Verlagerungsmodell die Bildung einer me tallischen Schmelze berechnet die jeweils innerhalb eines Zeitbereichs von ca 100 s zur Kruste erstarrt Aus der Massenverteilung relativ zum intakten Stab l sst sich das Abschmelzen von Material aus h her gelegenen Zonen und die Verlagerung in tiefere Bereiche verfolgen Die rtliche Verteilung von Abschmelz und Anlagerungsvorgangen ist aus Abb 4 3 12 zu erkennen Die Rechnung zeigt die st rkste Materialabtragung in 1150 mm H he die maximale Anlagerung von erstarrtem Material zeigt sich in 550 mm B ndelh he 4 3 4 Zusammenfassende Diskussion Das B ndelexperiment QUENCH 08 wurde mit dem Rechenprogramm ATHLET CD mod 1 1 Cycle L mit ATHLET mod 2 0 Cycle A nachgerechnet und die Rechenergeb nisse mit den Messdaten verglichen Der Versuch QUENCH 08 dient als Referenzfall zu QUENCH 07 Bei m glichst gleichen Anfangs und Randbedingungen sollte der Einfluss der Borkarbid Wechselwirkung auf das Stabb ndel ermittelt werden Deshalb 50 wurde in QUENCH 08 eine
487. s zur Aus wertung des H Anteils einem Spektrometer zugef hrt Die Versuchsstrecke wird von einem unabh ngigen K hlstrom Bypass Water Coolant umstr mt Einen Querschnitt der oktogonalen Teststrecke mit dem Brennstabb ndel der umfas senden Isolierung Shroud und dem umh llenden Druckrohr NRU Reactor Pressure Tube zeigt Abb 2 5 2 Das Testb ndel kann 12 Brennst be aufnehmen An den vier Eckpositionen waren zum Schutz der Messleitungen die aus dem B ndel herausf hren Bleche aus Zirkaloy angebracht Carrier Acht Abstandhalter Grid Spacer aus Zirkaloy und Inconel waren in axialer H he im Abstand von je 0 53 m angebracht Zur Warmeisolierung des B ndels diente eine mehrschichtige Umfassung aus unter schiedlichen Materialien Die oktogonale Ummantelung mit einer lichten Weite von 76 mm wurde auf der Innenseite von einer d nnen Schicht aus Zirkaloy Liner gebil det die von einer 10 mm dicken por sen Schicht aus ZrO niedriger Dichte zur thermi schen Isolierung umgeben war ZrO Insulation Mit F llk rpern aus Zirkaloy Zr Saddle wurde der bergang von der oktogonalen zur runden Geometrie hergestellt 16 Die F llk rper wurden von 2 Druckr hren mit einem gasgef llten Ringspalt umgeben die zugleich als Schmelzedetektoren dienten Zwischen dem Liner und der Isolierung waren Thermoelemente sowohl in unterschiedlichen azimutalen und axialen Orten an gebracht und ebenso auch an der AuBenseite der Zr saddles E
488. schen Reaktionsprodukte simuliert Anhand von ausgew hlten Spezies werden f r beide Arten sowohl die integral im Sys tem an den Rohrw nden kondensierten als auch die lokal abgelagerten Massen ge zeigt Ein Vergleich mit dem Experiment ist wegen fehlender experimenteller Daten derzeit nicht m glich 4 10 1 Nodalisierungsmodell der PHEBUS FPT Teststrecke Die Nodalisation der Teststrecke ist in Abb 4 10 1 dargestellt Die f r die Rechnung er forderlichen Komponenten der Teststrecke Abb 2 4 1 werden in ATHLET CD durch mehrere Thermofluid Objekte TFO s modelliert der Hauptstr mungskanal BUNDLE mit dem Testb ndel das Plenum PLENUM der heiBe Strang HOTPIP der Dampf erzeuger STGEN der kalte Strang COLPIP und das Containment CONTAN Die modellierten Komponenten sind noch jeweils in einzelne Volumina oder Zonen un terteilt Plenum 6 Zonen HOTPIP 6 Zonen 10 Zonen COLPIP 5 Zonen CONTAN 1 Zone Abb 4 10 2 zeigt den Bereich des Testb ndels mit der axialen Unterteilung in 26 Zo nen von denen 21 im Bereich des Brennstoffmaterials liegen 3 unterhalb und 2 ober halb davon Da beim Abschmelzen der St be die Durchstr mung des B ndels durch Materialumla gerungen blockiert werden kann war es erforderlich parallel zum Hauptstr mungska nal BUNDLE einen BYPASS mit hohem Str mungswiderstand einzuf hren der durch horizontale Querkan le CROSSFLOW mit dem BUNDLE verbunden ist Bei einer Blocka
489. schnitt was durch die niedrigere H llrohr temperatur Abb 4 11 11 im st rker gedehnten Bereich zum Ausdruck kommt Der Brennstabinnendruck ist in der Rechnung kurz vor dem Brennstabversagen deutlich h her als der gemessene Wert was durch die vereinfachte Simulation des Brennstab plenums verursacht sein kann Die gerechneten H llrohrtemperaturen geben jedoch den Verlauf der gemessenen sehr gut wieder Auch die H llrohrtemperatur von 804 C zum Zeitpunkt des Brennstabversagens stimmt gut mit den Messwerten 808 C ber ein Nur der Versagenszeitpunkt ist um 7 s versp tet was im Wesentlichen durch die verz gerte Aufheizung verursacht wird Abb 4 11 14 zeigt den axialen Verlauf der H llrohrdehnung zu verschiedenen Zeiten mit der maximalen Verformung in Brennstabmitte Die H llrohrdehnung ist im unteren Brennstababschnitt geringf gig h her als im oberen Der Verlauf der H llrohrdehnung entspricht damit der axialen Leistungsverteilung im Brennstab Abb 4 11 6 Der Be reich erh hter Dehnung gt 30 erstreckt sich ber etwa 0 10 m H he 1080 1180 mm Mit der Annahme eines nach unten verschobenen Leistungsmaximum und einer Begrenzung der Kriechgeschwindigkeit auf 0 03 1 s ergibt sich ein etwas gr e rer Bereich erh hter Dehnung von 0 18 m H he 980 1160 mm 148 Die Abbildungen 4 11 15 bis 18 geben die Temperaturen ber den gesamten Ver suchsablauf bis 600 s wieder Der Vergleich der gerechneten und gemessen
490. se Die Ursachen hierf r m ssen nach Bekanntwerden weiterer experimenteller Ergebnisse genauer untersucht werden Zu dem als Benchmark spezifizierten Experiment PARAMETER SF1 wurden doppelt blinde Vorausrechnungen durchgef hrt Die Besonderheit dieses Experiments war dass erstmals Quenchwasser von oben in den berhizten Kernbereich eingespeist wurde Derzeit liegen noch keine experimentellen Daten vor sodass sich bisher keine Vergleichsm glichkeiten ergaben Mit den Arbeiten zu den NRU FLHT Experimenten konnte gezeigt werden dass auch diese Versuche mit Brennst ben mit den in realen Anlagen verwendeten Abmessun gen von ATHLET CD gut nachvollzogen werden k nnen Insbesondere konnte die Ausbreitung der Oxidationsfront zunachst nach unten und sp ter in obere Bereiche entsprechend den Versuchsergebnissen nachvollzogen werden Ferner konnten die unterschiedlichen M glichkeiten der Modellierung eines speziellen Einzelstabs und der Einfluss verschiedener Oxidationsmodelle aufgezeigt werden Die Spaltproduktfreisetzung und der transport wurden in den PBF SFD Experimenten untersucht Bei der Nachrechnung des Versuchs PBF SFD 1 4 wurde lag das Haupt merkmal auf der Anwendung des neuen Modells bei dem die Freisetzung von Absor 212 bermaterialien als Funktion des Partialdrucks der Absorberd mpfe zur Berechnung an Stelle der fr her vervendeten CORSOR Raten ber cksichtigt wird Die Simulation der Freisetzung von Spaltprodukten
491. se 6 Beendigung der Lufteinwirkungsphase Beginn der Quenchphase Temperatur TIT A13 2 2196 K 13394 Quenchwasser erreicht B ndeleinlass 13397 Versagen des Shroud 16079 8 Ende der Datenaufzeichnung 257 4 12 2 QUENCH 10 Anfangs und Randbedingungen Gemessene Gr e QUENCH 10 Druck am B ndelende P512 0 s 1 93 bar Dampf Massenstrom F205 0 s 3 0 g s Temperatur des eingespeisten Dampfes 773 T511 bei O s 500 C Argon Massenstrom Inlet 2 95 g s Fm401 0 s Luft Massenstrom Inlet 1 0 g s R001 11 658 0 77 g s 0 23 g s O Temperatur der eingespeisten Luft 299 K 26 C Argon Massenstrom 6 18 g s Cooling Jacket Fm403 0 s Temperatur des eingespeisten Argon 298 95 K Jacket T403 bei 0 s 25 8 C Quenchwasser Massenstrom 48 0 g s F104 13395 s 258 Tab 4 13 1 Versuchsablauf ATHLET CD Ereignis Zeit s Zeit s Zeit s Rechnung Kap 5 Var 1 Var 2 dissolution B4C SS model ja ja nein Versagenstemp CRTVER 2623 K 1523 K 1523 K Beginn der Versuchsphase 0 0 0 H llrohr Bersten ROD1 6880 6880 6880 Beginn H gt Erzeugung 8200 8200 8200 Abb 5 1 6 H llrohr Bersten ROD2 8285 8285 8285 Beginn Aufl sung B4C SS 8330 8330 DB4CSS Schmelzen Absorberstab 9412 9401 ECLIFA 1 Umlagerung Steuerstab 9415 9404 EVCNDL H llrohr Versagen 13626 13623 136
492. se erzielt werden Die Materialdaten des Liners und der Shroud Isolierung wurden deshalb den Angaben zum ISP 28 bernommen dessen Basis das Experiment PHEBUS SFD B9 war und entsprechend den Anmerkungen aus ADR 92 nach h heren Werten hin W rmeleit f higkeit modifiziert siehe auch Kap 4 5 2 Die Berechnung der thermohydraulischen Vorg nge erfolgte mit dem 5 Gleichungs modell in Verbindung mit dem Modell f r nicht kondensierende Gase das den Einfluss von Helium und des bei der Zirkon Dampf Oxidation erzeugten Wasserstoffs ber ck sichtigt 4 4 3 Ergebnisse der Nachrechnung In den Diagrammen der Rechnungen zu den NRU FLHT Versuchen sind die experi mentellen Kurvenverlaufe mit ihren Messstellenbezeichnungen und gekenn zeichnet Die Kurvenverl ufe der ATHLET CD Rechnung sind an den ausgef llten Symbolen und durchgezogenen Linien zu erkennen die Kurvenbezeichnungen erge ben sich aus der Beschreibung des Nodalisierungsmodells in Kap 4 4 1 und Abb 4 4 1 Die H henangaben in den Darstellungen beziehen sich auf die Unterkante des akti ven Bereichs der Brennst be der zwischen 0 mm und 800 mm liegt Versuchsstand 7900 und 7100 mm Einige Darstellungen enthalten zus tzlich die H henkoordinaten des Versuchsstands Weil die Thermoelemente zur Messung der Liner Temperaturen auf der Seite zwischen dem Liner und der por sen Isolierung angebracht waren werden von den analytischen Ergebnissen die zwei Temperaturen
493. ser ersten H Erzeugungsspitze zu Beginn der ersten Leistungs bzw Temperaturexkursion ist bei der Rechnung wesentlich k r zer als beim Experiment Dementsprechend ist die mit ATHLET CD bis zum Beginn der Abk hlphase ermittelte integral erzeugte Masse mit 50 g etwas geringer als beim Experiment mit 60 0 Abb 4 2 6 unten Der Zeitpunkt dieser zweiten heftigen Oxi dation wird in sehr guter bereinstimmung mit dem Experiment berechnet nicht aber die Dauer der Hz Erzeugung In die Abb 4 2 6 oben ist zus tzlich zur H2 Erzeugungsrate der gerechnete aus dem B ndel austretende Dampfmassenstrom eingetragen wobei dieser zur Verbesserung der bersichtlichkeit dem Molenanteil entsprechend verringert wurde Steam 9 Be reits kurz nach Beginn der Transiente wird der in das B ndel eingespeiste Dampf teil weise f r die Oxidationsreaktion verbraucht und ab 2636s Reduktion der Dampfeinspeisung von 3 auf 0 3 g s dann vollstandig Erst mit der Einspeisung von 50 g s w hrend der Abk hlphase str mt wieder Dampf aus dem B ndel Die vorl ufige Auswertung der experimentellen Daten ergab insgesamt eine H2 Masse von 7486 g STM 04 Die Rechnung lieferte hier nur einen Wert von 106 g Beim Ex periment findet nach dem Durchschmelzen des aus Zr bestehenden Shroud auch eine Oxidation der Shroud AuBenseite statt die vom Programm derzeit nicht simuliert wer den kann Weiterhin wird von ATHLET CD die Oxidation der Eckst be 22 g der
494. ses Ph nomen entlang der Leitung verl uft scheint eine Fehl messung unwahrscheinlich zu sein e Freisetzung von Spaltprodukten Bei dieser Nachrechnung wurden folgende Elemente als Inventar im B ndel ber ck sichtigt Xe Kr I Cs Ru Sb Te Sr Ba U Ferner wurden noch Zr und Sn als Strukturmaterial sowie die Absorbermaterialien Ag Cd und In f r die Berechnung der Freisetzung in das ATHLET CD Modul FIPREM aufgenommen In den Diagrammen in Abb 4 10 14 bis Abb 4 10 17 sind f r alle aufgef hrten Elemente sowohl die Freiset zungsraten in mg s als auch die integral freigesetzten Massen in 96 jeweils bezogen auf das Anfangsinventar in den Brennst ben sowie des Absorber und Strukturmateri als dargestellt Bei Zr wird der Kurvenverlauf auf die Zr Anfangsmasse im B ndel Brennstabh llrohre F hrungsrohr des Absorberstabs bezogen Die Freisetzungsra ten wurden jeweils mit Faktoren multipliziert um dieselben Ordinaten f r die prozentua len Anteile und die Raten in mg s verwenden zu k nnen Die bei Experiment und Rechnung bis zum Ende des St rfalls freigesetzten Massenan teile aus den Brennelementen sind in Tab 4 10 2 aufgelistet Die experimentellen Wer te wurden RIT 02 Table 5 2 2 entnommen wobei aber auf eine Unterscheidung zwischen den Isotopen der Elemente verzichtet wurde weil eine solche Unterschei dung in ATHLET CD nicht m glich ist Die in Tab 4 10 2 angegebenen Zahlenwerte aus dem Experiment wurden
495. sich w hrend des Versuchs auch die physikalischen Ei genschaften der Shroud Materialien wodurch der radiale Warmeaustausch ber den Shroud beeinflusst wurde Da die Shroud Strukturen mit dem HECU Modul simuliert werden und damit das Aufschmelzen der entsprechenden Strukturmaterialien nicht m glich ist kann in der ersten Rechnung der Einfluss dieses Vorgangs auf den Unfall ablauf mit ATHLET CD nicht erfasst werden Ein wesentliches Ergebnis des Experiments war dass die Oxidationsfront beginnend bei ca 2 45 m sich zunachst nach unten bewegte und sich anschlieBend in die oberen Bereiche ausbreitete Von der Rechnung wird die Ausbreitung der Front sowohl nach unten als auch in die oberen Bereiche nachvollzogen W hrend der Ausbreitung der Oxidationsfront nach oben war der Liner im Experiment bereits geschmolzen d h die W rme bertragung nach au en verl uft in der Rechnung unterschiedlich zum Ver such Beim Vergleich der im Experiment ermittelten H2 Erzeugung mit den analytischen Wer ten der ersten Rechnung ergibt sich ein sehr groBer Unterschied Der Experimentator gibt f r die insgesamt erzeugte H2 Masse einen Dest estimate Wert von 300 g an was einer Oxidation von 75 der insgesamt zur Verf gung stehenden Zr Masse ent spricht Mit ATHLET CD wird dagegen eine deutlich geringere Masse von 147 g er rechnet Der wesentliche Grund f r diese Differenz ist das von ATHLET CD nicht simulierte Aufschmelzen des Liners und des Isolier
496. sierungsmodell ist in Kap 4 4 1 ausf hrlich beschrieben 68 4 6 2 Versuchsdurchf hrung Anfangs und Randbedingungen Der Versuchsablauf ist kurz in BLA 91 beschrieben Nachfolgend ist eine Zusammen fassung dieser Darstellung wiedergegeben Das Experiment simuliert den K hlwasserverlust mit dem Versagen der Noteinspei sung Niederdruckfall Dieses Szenario entspricht einem Fall bei dem der Prim rkreis druckentlastet und der Innendruck des Absorberstabs gr er wird als der des K hlmit tels Der Einfluss der AIC Schmelze auf benachbarte Brennst be wird gezeigt Das Experiment mit den in Abb 4 6 1 angegebenen Randbedingungen l sst sich in folgende zwei Phasen namlich in eine Aufheiz und eine Abk hlphase aufteilen 1 W hrend der ersten Phase erfolgte die Dampfeinspeisung von 1 95 0 6 mit einer Temperatur von 533 K Der niedrige Druck in der Teststrecke war mit 0 65 MPa hoch genug dass kein Aufbl hen der H llrohre vor dem Schmelzen der Dichtun gen im oberen Bereich der Stopfen erfolgen konnte Die Leistung wurde nahezu kontinuierlich gesteigert Infolge der Oxidationsreaktion Zirkon Dampf begann ab einer Temperatur von 1770 K die Temperatureskalation 2 Die zweite Phase begann mit der Beendigung der Dampfzufuhr nach 3500 s Gleichzeitig startete die Einspeisung von Helium mit 0 54 g s Die Leistung wurde stufenweise verringert Die Temperaturerh hung im Kern bewirkt im Wesentlichen infolge der Erh hung
497. singer p 8 1 3 79 142 3 254 Tab 4 11 3 Halden Berechnung des Schubmoduls ATHLET CD ATHLET CD Modell Standard 1090 K Alternative N m 10880 5 475 107 11420 5 914 107 Schubmodul Gs N m Emo 1 0 v 2 0 4087 0 1 97 10 Poisson Zahl v 0 3 Emoa Gs 2 0 1 0 Tab 4 11 4 Halden Eingabedaten f r das Brennstabmodell Bezeichnung Akronym Dimension IFA 650 2 IFA 650 3 Beheizte L nge mm 500 480 Unterer Stopfen STU mm 48 48 Oberer Stopfen STO mm 329 349 Brennstoffradius RPEL mm 4 145 4 65 Brennstabradius RRODO mm 4 750 5 378 H llrohrdicke mm 0 570 0 725 Spaltweite um 35 0 3 0 Oxidschichtdicke OXLAY um 2 2 25 0 Brennstoffdichte RHOUO2 g cm 10 43 10 39 Brennstoffporositat POROSO 1 0 1 4 Gasvolumen im oberen Stopfen VPLENU cm 15 3 19 0 Brennstabdruck TCOO 298 PRODO MPa 3 97 3 90 255 Tab 4 11 5 Halden Comparison of test data and calculation results for Halden LOCA tests IFA650 2 and IFA650 3 050531 050715 050718 050718 050718 050720 050720 050725 050725 050810 050811 050819 050812 050531 050720 050720 050720 050720 050720 050720 050720 050720 050720 050720 0508 050810 05081 05081 05081 0508 0508 0
498. sport nicht mehr zur Verf gung steht von der Rechnung gut nachvoll zogen Gr Bere Unterschiede treten zum Teil im Bereich des Plenums und des Dampferzeu gers nach der Phase des Dampfmangels auf Ein Problem hierbei ergab sich u a da durch dass die vom Experimentator vorgesehene Aufheizung der Wande des Plenums und des hei en Strangs nicht so wie geplant durchgef hrt worden war Au erdem zei gen die Temperaturmessungen im Dampferzeuger hinsichtlich des unerwartet niedri 138 Temperaturanstiegs nach der Dampfmangelphase ein unerwartetes Ergebnis das vom Experimentator noch n her untersucht werden muss In der kalten Leitung vom Dampferzeuger zum Containment tritt im Experiment w h rend der Kalibrierungsphase ein noch nicht gekl rter Temperatureinbruch auf der in der Rechnung nicht zu sehen ist Die Freisetzung von Spaltprodukten und Strukturmaterialien am Ende des Tests wird von ATHLET CD im Vergleich mit den z Zt vorhandenen experimentellen Daten deut lich um etwa 30 bersch tzt Zeitgleich mit dem Versagen des Absorberstabs wird bei der Rechnung eine spontane Freisetzung der Absorbermaterialien Ag In Cd aus gewiesen Im Experiment kann eine pl tzliche Freisetzung burst release erst mit einer gewissen Verz gerung von ca 200 s im Containment nachgewiesen werden Die Simulation des Transport und Ablagerungsverhaltens mit der neuen Version von SOPHAEROS wurde anhand von Beispielen gezeigt Ausgew hl
499. sse der dritten Rechnung Rg 3 wei chen im Allgemeinen deutlich von den Ergebnissen der beiden ersten Rechnungen ab Dies betrifft insbesondere die Temperaturverh ltnisse im B ndel und somit auch das Oxidations und Abschmelzverhalten sowie die H gt Erzeugung vor allem stimmt die deutlich l ngere Oxidationsphase mit der experimentellen Beobachtung besser ber ein Die visuelle Inspektion der Teststrecke nach Beendigung des Experiments ergab dass das B ndel ber weite Bereiche nahezu v llig zerst rt war Insbesondere trifft dies auch f r den Einzelstab zu Daraus ergibt sich dass mit der Modellierung des stabs als Steuerstab mit Verwendung des Abschmelzmodells die Verh ltnisse realisti scher wiedergeben werden Insgesamt haben die Nachrechnungen gezeigt dass mit dem Programm das thermi sche Verhalten des gesamten Testb ndels aber auch des Einzelstabs bei geeigneter Wahl der Modelle mit guter Genauigkeit simuliert werden kann Abweichungen ergaben sich dadurch dass Abschmelz und die Umlagerungsvorgange vom Modell gegen ber dem Experiment anders beschrieben werden So kann das Abschmelzen der Abstand halter und des Liners und auch die R ckhaltefunktion der Abstandhalter f r herabst r 105 zendes Material nicht simuliert werden Ein weiteres Problem stellen die gro en Unsi cherheiten bei der Festlegung der Materialeigenschaften des Shrouds aufgrund der im Experiment abschmelzenden Liner Strukuren dar
500. sse folgender Versuchsanlagen analysiert 24 LIVE FZK Simulation der Kernschmelze im unteren Plenum durch volu metrisch beheizte Salzschmelze in hemisph rischer Kalotte zur Messung der Warmestromverteilung Phasenseparation und Krustenbildung OECD MASCA CORTAN Kurchatov I Moskau Untersuchungen zur Wech selwirkung zwischen Kernschmelze und RDB Wand sowie zur Bildung nicht mischbarer Phasen FOREVER KTH Stockholm RDB Versuchsanlage mit elektrisch beheizter Salzschmelze zur Untersuchung der Schmelzer ckhaltung im RDB und dessen Versagen durch plastisches Kriechen METCOR NITI St Petersburg Untersuchungen zur Wechselwirkung zwi schen Kernschmelze und RDB Wand Im Rahmen des Arbeitspakets Spaltprodukt Freisetzung und Transport WP14 wer den die Ergebnisse folgender Versuchsanlagen analysiert 1 RUSET AEKI Budapest Freisetzung von inaktiven Spaltprodukt ahnlichen Elementen z B Ruthenium aus der Brennstoffmatrix aus dem Spalt und aus Brennstoffpellets bei hohem Oxidationspotential VTT Ru VTT Helsinki Formation und Transport von fl chtigen Ruthenium Oxiden bei hohem Oxidationspotential VERCORS HT CEA Spaltprodukt Freisetzung und Transport bei hohen Temperaturen mit und ohne Absorbermaterialien und bei unterschiedlichen atmosph rischen Bedingungen CHIP IRSN Analytische und reaktortypische Experimente zur Bestimmung des fl chtigen Jodanteils bei hohen Temperaturen mit unterschied
501. ste ber die B ndelumfassung ist zu verbessern Nach Bekanntgabe weiterer experimenteller Ergebnisse kann die Diskussion der Unterschiede zwischen den Ergebnissen der Rechnung und des Expe riments fortgesetzt werden 4 16 Nachrechnungen im Rahmen der externen ATHLET CD Validierung Wahrend der Laufzeit des Vorhabens RS1155 wurden im Rahmen der externen Vali dierung des Rechenprogramms ATHLET CD von der GRS die von der Ruhr Universitat Bochum im BMWA BMWi Vorhaben 150 1241 und im BMWi Vorhaben 1501 305 durchgef hrten Nachrechnungen der nuklearen In Pile Versuche PHEBUS FPT 2 und FPT 4 LOFT FP 2 sowie des Unfalls an der Reaktoranlage TMI 2 betreut weiterhin die Nachrechnungen der Versuche 03 07 und 08 mit elektrisch beheiztem B ndel 195 Die Ergebnisse der KLE 04a KLE 04b DRA 04a DRA 04b DRA 04 HOL 05 DRA 06 dokumentierten Nachrechnungen werden im Folgenden zusammengefasst 4 16 1 Nachrechnung des Versuchs PHEBUS FPT 2 Die Nachrechnung des Versuchs PHEBUS FPT 2 mit der Programmversion ATHLET CD 1 2E 1 1J im Rahmen des BMWA Vorhabens 150 1241 wird in KLE 04 ausf hr lich beschrieben Bei der Nachrechnung wurden vor allem die in Kap 3 beschriebenen Module ECORE und FIPREM siehe Kap 3 berpr ft Der Versuch wird in Kap 4 10 2 beschrieben Der Vergleich der Ergebnisse der Nachrechnung Basisrechnung mit K hlmittelein speiserate INFLOW 0 5 g s Einspeisetemperatur INTEMP 165 C Oxidatio
502. stem vLe 100 10 1 0 1 0 01 0 001 0 00010 1 00 05 1 00 06 1 00 07 1 00 08 1 00 09 Ablagerung mg 10 1 0 1 0 01 0 001 0 00010 1 00e 05 1 00e 06 1 00e 07 1 00e 08 1 00e 09 Ablagerung mg Abb 4 10 22 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2_09 in Bal2 PLEN1 Bal2 PLEN2 Bal2 PLEN3 Bal2 PLEN4 Bal2 PLEN5 Bal2 PLEN6 Ablagerung mg 5000 Bal2 kondensiert an Wanden PLENUM ATHLET CD 20B 10000 Zeit s 15000 FPT2 fpt2_09 in 20000 Bal2 STGE1 Bal2 STGE2 Bal2 STGE3 Bal2 STGE4 Bal2 STGE5 Bal2 STGE6 Bal2 STGE7 Bal2 STGE8 Bal2 STGE9 Bal2 STGE10 Ablagerung mg 5000 10000 Zeit s 15000 Bal2 kondensiert an Wanden STGEN 20000 FPT2 Lokale Ablagerungen von Bal im System 100 10 1 0 1 0 01 0 001 0 00010 1 00e 05 1 00e 06 1 00e 07 1 00e 08 1 00e 09 1 00e 07 5 00e 08 1 00e 08 5 00e 09 1 00e 09 ATHLET CD 20B FPT2 fpt2_09 in Bal2 HOTP1 Bal2 HOTP2 Bal2 HOTP3 Bal2 HOTP4 Bal2 HOTP5 Bal2 HOTP6 5000 10000 Zeit s 15000 20000 Bal2 kondensiert an W nden HOTPIP ATHLET CD_20B FPT2 fpt2_09 in Bal2 COLP1 Bal2 COLP2 Bal2 COLP3 Bal2 COLP4 Bal2 COLP5 5000 10000 Zeit s 1500
503. stem i X drier blast 1 Caldos Y h Y top quenching I A IN E a bk I gas Ar cooling i pre heater condenser test bundle i steam gt generator CG A x l cooling H i V V i B 7 N N i CA pd gas gt lt v ie intermediate Q water cooling storage pue cooler NV Abb 2 1 1 QUENCH Versuchsanlage Prinzipplan 800 mm Emergency cooling DC power cooling of Containment off gas pipe Ar filled Steam Ar H Top F quanching Heated ZrO insulation 29 lenath Test b ndle Ar filling gas ftmamvAr Pre flooding Ar5 Kr test rods 1 I Emergency water cooling of g of 1 cooling bundle head and foot DC power LEE en Abb 2 1 2 QUENCH Versuchsanlage Testsektion 263 795 2480 mm 10502ry i spacer 550 heated length 1024 mm OT 200 Inconel spacer 475 4 Abb 2 1 3 sliding contact locking ring insulation plate Cu electrode water cooled m ALO plate thermal shield ALO plate Mo electrode tungsten heater ZrO annular pellet Zircaloy cladding 2 10 75 mm wall thickness 0 725 mm Mo electrode Cu electrode SS plate water cooled sealing plate Ar5 Kr electric insulation sliding contact extension piece hl thermocouple penetration
504. stungsverteilung 421 axiale Temperatur und Leistungsverteilung 422 Rg2 H gt Erzeugung Oxidation von Zr und B4C 423 Rg2 Oxidationsschicht der H llrohre Massen Schmelze e cM EET C Cn 424 FPT3 Rg2 W rmequellen je Stab und L ngeneinheit 425 FPT3 Rg2 Massenverteilung 426 SF1 Anfangs und Randbedingungen YUD 06 427 SF1 Nodalisierungsschema der Teststrecke 428 SF1 Anfangs und Randbedingungen f r ATHLET CD 429 SF1 Temperaturverlaufe der H llrohre und in der Umfassung 430 XVII Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb 4 14 5 4 14 6 4 14 7 4 14 8 4 14 9 4 14 10 4 14 11 4 14 12 4 14 13 4 14 14 4 14 15 4 15 1 4 15 2 4 15 3 4 15 4 4 15 5 4 15 6 4 15 7 4 15 8 4 15 9 SF1 Maximale Temperatur Oxidschichtdicke und H2 Erzeugung SF1 Verlauf der Quenchfront des kollabierten Wasserspiegels ein und ausflie Bende Massensirome nennen SF1 Massen geschmolzenen und nicht geschmolzenen Materials POroSItal us te tef anna SF1 Nodalisationsschema mit geandertem Oberen Bereich SF1 Anfangs un
505. such 07 nicht wie bei QUENCH 08 sofort nach Einleitung der Quenchphase abgek hlt sondern es kam in einigen h her gele genen B ndelquerschnitten zu einer weiteren Temperatureskalation bis dann die Ab k hlung einsetzte Dieses Ph nomen wird von ATHLET CD nicht erfasst In beiden Nachrechnungen setzt auf allen B ndelh hen die K hlung direkt nach Einleiten der Quenchphase ein wobei die Abk hlgradienten etwas geringer ausfallen als im Experi ment Bei den Nachuntersuchungen zum Experiment QUENCH 07 ergab sich ein kumulierter Endwert der Wasserstofffreisetzung von 182 g Reduziert man diesen Wert noch auf die in den Nachrechnungen blicherweise simulierten Komponenten dann ergibt sich ein experimenteller Wert von 128 g Diesem Wert steht ein kumulierter Endwert der Simulation von knapp ber 115 g gegen ber der ca 10 unter dem bereinigten expe 207 rimentellen Wert liegt Dies ist darauf zur ckzuf hren dass in der Nachrechnung f r die mit dem HECU Modell nachgebildeten Strukturen der Abstandhalter und des Shroud untersch tzt werden Die Wasserstofffreisetzung aus der Oxidation der Brenn stabsimulatoren und des Absorberstabf hrungs und h llrohres sowie aus der B4C Oxidation wurde ein experimenteller Wert von insgesamt 97 g ermittelt Dem steht ein Simulationsergebnis von knapp unter 94 g gegen ber das allerdings die Oxidation des Edelstahlh llrohres des Absorberstabes nicht ber cksichtigt Trotz der guten B
506. suche in der PARAMETER Anlage des FSUE NPO LUTCH ist die experimentelle und analytische Untersuchung von WWER 1000 Brennelementb n deln unter simulierten Bedingungen von schweren Unf llen Die Besonderheit des Ex periments SF1 im Rahmen des ISTC Projekts 3194 ist die die bisher noch nicht durchgef hrte Untersuchung der Vorgange beim Fluten eines berhitzten B ndels von oben Das Experiment PARAMETER SF1 dient zugleich als Basis f r ein doppelt blindes Benchmark Problem das mit verschiedenen Rechenprogrammen vor der Durchf hrung des Versuchs simuliert werden kann Die im Rahmen des Vorhabens RS1155 erfolgte Vorausrechnung wurde mit der derzeit aktuellen Version ATHLET CD mod 2 1A durchgef hrt Die Ergebnisse dieser Vorausrechnung sind in ERD 06b ERD 06 dokumentiert 4 14 1 Der geplante Versuchsablauf Das geplante Testszenario ist in Tab 4 14 1 aus YUD 06 aufgelistet Die in der Tabel le aufgelisteten Daten weichen teilweise etwas von den ebenfalls in YUD 06 vorgege benen Randbedingungen f r Temperatur Massenstrom Druck und Leistung ab die als Basis f r die Rechnung mit ATHLET CD verwendet wurden Abb 4 14 1 Es war geplant den Versuch SF1 bis zum Beginn des Flutens hnlich wie das Experiment QUENCH 06 ISP45 durchzuf hren Das Experiment PARAMETER SF1 startet mit der Erh hung der elektrischen Leistung auf 3 8 kW innerhalb der ersten 1730 s Da nach schlieBt sich eine so genannte Stabilisierungsphase mit niedrig
507. t e Rg 2 die zweite Rechnung bei der ROD3B mit dem Modul ECORE als Steu erstab ohne Verwendung des Abschmelzmodells modelliert ist e Rg 3 die dritte Rechnung bei der ROD3B mit dem Modul ECORE als Steuer stab mit Verwendung des Abschmelzmodells modelliert ist Bei den Temperaturverlaufen des Steuerstabs ROD3B wurde noch die Unterscheidung getroffen 5 Temperatur des Edelstahls Zr Temperatur der Zr Ummantelung Temperaturverl ufe Abb 4 8 14 zeigt in der oberen H lfte Temperaturverlaufe der Brennstabh llrohre in einer H he von 1 41 m Bei allen drei Rechnungen beginnt der Temperaturanstieg nach 635 s Bei der ersten Rechnung Rg 1 ist dieser Anstieg gegen ber den anderen Rechnungen zun chst etwas steiler da zwischen den Brennst ben und dem Metall stab der Strahlungsw rmeaustausch nicht gerechnet wird Ab etwa 1070 s bzw 1100 s verlaufen die Temperaturen der Rechnungen Rg 1 bzw Rg 2 ungefahr parallel bis zum Beginn des Temperaturabfalls ab ca 1700 s und erreichen Spitzenwerte von ber 2500 K Danach sind die Temperaturen der H llrohre bei beiden Rechnungen in etwa gleich groB Der Temperaturverlauf der Rechnung 3 ist nach 1070 s weniger steil als der Rechnung Rg 2 und erreicht nach ca 1870 s einen Spitzenwert von 2430 K Der Temperaturabfall verl uft bei dieser Rechnung langsamer Die Tempera 97 tur liegt bis 3500 s deutlich oberhalb der Temperaturen der beiden anderen Rech nungen
508. t Eine keramische Schmelze trat in der Rechnung wegen zu niedriger Tempera turen nicht auf Infolge der Materialumlagerung wurde die freie Str mungsfl che verringert Das Dia gramm zeigt im H henbereich bei 450 mm eine deutliche Verengung des Str mungs kanals durch wieder angelagertes Material Eine Blockade trat bei dieser Rechnung nicht auf da die hierf r vorgegebene Bedingung der Verengung auf lt 10 des ur spr nglich freien Querschnitts nicht erf llt wurde Abb 4 15 8 zeigt die Ausbildung von metallischer Schmelze und erstarrtem Material Das erste Auftreten einer signifikanten Masse von geschmolzenem Zry 0 1 kg wird nach 5660 s berechnet Das Diagramm weist auf ein diskontinuierliches Abschmelz verhalten und ein entsprechendes Wiedererstarren in relativ kurzer Zeit hin Am Ende der Quenchphase haben sich ungef hr 1 46 kg Debris im H henbereich um 450 mm angelagert e Leistungsbilanz Abb 4 15 9 zeigt die mit ATHLET CD berechnete Leistungsbilanz im B ndel W hrend der chemischen Oxidationsreaktion von Zirkonium und Dampf wird zus tzlich zur elekt rischen Leistung eff heat source noch durch chemische Reaktion erzeugte Leistung oxidation in das B ndel eingetragen Bei QUENCH 11 betr gt diese zus tzlich ge wonnene Leistung bis zu 200 kW was einen Faktor von etwa 30 gegen ber der einge tragenen elektrischen Leistung 7 kW bedeutet Diese Energie wird an das Fluid to 194 fluid bertrag
509. t 1 4 ATHLET CD 1 1L Run10 12 10 2004 Legend e 600 s exp 600 s calc 1200 s exp 1200 s calc 1838 s exp 1838 s calc 0 2 0 4 0 6 0 8 1 Elevation m Axial temperature profiles of fuel rod cladding at selected times PBF SFD 1 4 Axiale Profile der H llrohrtemperaturen 317 Temperature K Abb 4 7 5 2500 2000 1500 1000 2500 2000 1 Temperature K 1 Abb 4 7 6 500 000 500 PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L Run10 12 10 2004 Legend Calculation 2 Experiment 1000 2000 3000 4000 Time s Cladding temperatures at 0 39 m for control rod 5E middle ring bild10 plt auh PBF SFD 1 4 Steuerstab F hrungsrohrtemperaturen PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L Run10 12 10 2004 Legend T clad calc T clad exp steam calc T steam exp T liner calc T liner exp 500 1000 1500 2000 2500 Time s Bundle temperatures at 0 50 m PBF SFD 1 4 Temperaturverlaufe des Dampfs des H llrohrs und der B ndelumfassung in der H he von 0 5 m 318 H2 mass 0 Abb 4 7 7 Thickness mm Abb 4 7 8 PBF SFD Test 1 4 ATHLET CD 1 1L 10 12 10 2004 Legend H2 bundle calc H2melt calc 2 total calc Experiment d e e e e a qm m m m m 1000 2000 3000 4000 Time s Hy
510. t den Beziehungen von Leistikow und Prater Courtright In der 74 dritten Rechnung wurden die Daten f r de W rmeleitf higkeit die Dichte und die Warmeleitfahigkeit der Shroud Isolierung der zweiten Rechnung beibehalten und der anf nglich vorhandene Spalt und damit dessen W rmewiderstand ebenfalls vernach l ssigt Die Berechnung der Oxidation des Zirkons erfolge mit den gleichen Beziehun gen wie in der ersten Rechnung Zum Vergleich der aktuellen Nachrechnungsergebnisse mit den experimentellen Er gebnissen wurden vor allem die Temperaturen im B ndel und in der B ndelumfassung Shroud herangezogen Bei der ersten Rechnung wurde w hrend der Phase der Dampfeinspeisung bez glich der Temperaturen des Testb ndels und des Shrouds speziell im unteren Bereich bis zu einer H he von 0 6 m eine sehr gute bereinstim mung mit den experimentellen Daten erzielt Die ausgepragte Temperaturspitze am Ende der Dampfeinspeisung die sich beim Experiment ab etwa 3000 s aus der starken Zunahme der Temperatur infolge der Leistungserh hung und der beginnenden Zirkon Dampf Reaktion ergibt konnte mit der ersten Rechnung nicht nachvollzogen werden Wie bereits in den Nachrechnungen zu PHEBUS SFD C3 und B9 sind daf r im We sentlichen die den radialen Energieaustauschs beeinflussenden Unsicherheiten hin sichtlich der nicht exakt nachzubildenden Geometrie der Teststrecke oktogonale Zr Schicht Spalt por se ZrO Schicht mit Zr Schic
511. t modelliert wird Das obere Plenum wird von der Struktur TOPHS umge ben Einlass und Auslass sind auch von W rmestrukturen umgeben Um den Bereich der ZrO Isolierung herum wird der Kanal f r die Gegenstromk hlung mit Argon abgebildet JACKETTUBE der von der u eren Wand aus Stahl OUTERWALL begrenzt wird Dar ber ist ein weiterer K hlkanal TOPJACTUBE an geordnet durch den Wasser zur K hlung str mt und der zur Umgebung nach au en von den Strukturen OUTERTOP1 bzw OUTERTOP2 begrenzt wird Die f nf Abstandhalter GRID1 bis GRID5 werden ebenfalls als W rmestrukturen be r cksichtigt Die vier Eckst be wurden nicht gesondert modelliert Str mungskan le und Strukturen sind in 20 axiale Zonen unterteilt davon 10 im be heizten Bereich Die Strukturen wurden ferner in radiale Schichten unterteilt Speziell f r die Umfassung der Teststrecke SHROUD im beheizten Bereich wurde folgende Aufteilung verwendet 2 Schichten f r den inneren Zr Ring 8 Schichten f r die ZrO2 Isolierung und wiederum 2 Schichten f r die innere Stahlwand des K hlmantels 32 Zusatzlich zum konvektiven Warmeaustausch wurde auch der Energie bertrag infolge Strahlung ber cksichtigt Dieser erfolgte sowohl von den Brennst ben an die umge benden Strukturen als auch zwischen den Strukturen 4 1 2 Versuchsablauf Anfangs und Randbedingungen Der Versuchsablauf der Quench Versuche ist in Kapitel 2 1 allgemein dargestellt In SEP 03 wird der Vers
512. t sich die erste Schmelze des Absorberstabs die aber bereits nach kurzer Zeit wieder erstarrt Am Ende der Oxidationsphase 11500 s ist das bisher geschmolzene Absorbermaterial wieder vollst ndig erstarrt Nach 16000 s f hrt die Temperatur im B ndel zur Bildung von keramischer Schmelze Ein Teil dieser Schmelze erstarrt recht schnell bei der Ver lagerung in tiefere k ltere Bereiche Die nicht erstarrte keramische Schmelze f hrt dann etwas sp ter nach 17000 s zum weiteren Aufschmelzen von Absorbermaterial Das Diagramm zeigt dass der Abschmelzvorgang nicht kontinuierlich sondern in ein zelnen Intervallen abl uft Die Umlagerung von Material aus h heren in tiefere Bereiche hat zur Folge dass der Str mungsquerschnitt vergr ert bzw verkleinert wird Zur Veranschaulichung dieser Vorg nge kann die von ATHLET CD errechnete Porosit t dienen Sie gibt das Verh lt nis von Fluid zu Gesamtvolumen der betrachteten Zone an In Abb 4 10 7 ist diese Gr e f r verschiedene H hen dargestellt Zu Anfang betr gt das Verh ltnis 0 6 Be reits vor Beginn des Schmelzens zeigt sich eine Verringerung des Fluidvolumens im mittleren Bereich 0 5 m des B ndels Diese ist darauf zur ckzuf hren dass auf 129 Grund der steigenden Temperaturen der Innendruck zunimmt und das H llrohr auf bl ht Zus tzlich bildet sich eine Oxidschicht auf den H llrohren Dadurch sinkt die Po rosit t auf unter 0 3 Mit Beginn der starken Oxidation kom
513. t wurden dazu Grund elemente und auch einige chemische Verbindungen deren Verhalten bisher nicht si muliert werden konnte Ein Vergleich mit dem Experiment war hierzu wegen fehlender experimenteller Daten nicht m glich Die Auswertung der analytischen Ergebnisse er gibt aber dass das Transport und Ablagerungsverhalten plausibel wiedergegeben wird Es konnte gezeigt werden dass sich das Ablagerungsverhalten verschiedener Elemente voneinander unterscheidet Dieses Ergebnis trifft auch f r die ausgew hlten chemischen Verbindungen zu 4 11 Nachrechnung der Halden Experimente IFA659 Test 2 und 3 Aufgrund der Anderungen bei den in den Reaktoren verwendeten H llrohrmaterialien der Brennstoffzusammensetzung Mixed oxide MOX sowie h her Brennstoffanreiche rung und h herem Abbrand High Burn up HBU ergibt sich die Notwendigkeit die be stehenden Sicherheitskriterien anhand von neuen Versuchsprogrammen zu berpr fen und Erkenntnisse ber Ver nderungen der mechanischen Eigenschaften von H llroh ren von Brennst ben mit hohem Abbrand zu gewinnen Eine dieser Versuchsserien wird im Rahmen des OECD Halden Reactor Project LES 03 durchgef hrt Diese Ex perimente sind integrale in pile Einzelstabversuche unter LOCA Bedingungen mit Brennstaben aus kommerziellen Reaktoren mit hohem und mittlerem Abbrand Bei den durchgef hrten Nachrechnungen der Einzeleffektexperimente IFA650 2 und IFA650 3 des Halden LOCA projekt wurde das Brennstabmo
514. tallischen Zr wird bei der Rechnung in allen drei repr sentativen St ben nach 9775 5 ROD1 9915 s ROD2 und 10530 s ROD3 in einer H he von 0 6 m erreicht Die Materialumlagerung der Brennst be f hrt zu einer Verminderung der freien Str mungsfl che Ein Ma hierf r ist in ATHLET CD die relative Porosit t die das Verh ltnis von freiem Volumen zum Gesamtvolumen des Str mungskanals angibt In Abb 4 5 6 ist diese Gr Be darge stellt Im Normalzustand bei nicht deformierten Brennst ben betr gt dieses Verh ltnis ca 62 Die Verringerung des freien Str mungsquerschnitts und damit der Porosit t wird w hrend der Dampfphase durch die Dehnung und die Zunahme des u eren Durchmessers der H llrohre infolge der Oxidation hervorgerufen Am Ende der Rech nung ist die Porosit t im Bereich um 0 1 m bis auf ca 30 abgesunken da sich dort das umgelagerte Material abgesetzt hat Bei dieser Rechnung wurde die Annahme ge troffen dass bei einem Absinken unter 25 96 die axiale Str mung begrenzt wird Dieser Fall ist nicht aufgetreten Nach dem Versuch post test examination PTE wurde festgestellt dass der obere der beiden Abstandhalter bei 0 66 m vollst ndig aus diesem Bereich verschwunden und der untere bei 0 138 m nur noch teilweise in seiner Position geblieben war Es konnte aber nicht festgestellt werden ob dort von oben umlagertes Material zur ckgehalten worden war Der oktogonale Liner war im Bereich von 0 80 bis 0 75 m intakt
515. tarten der Quenchwasser Einspeisung wird nach 13393 s die Abk hlung des B ndels eingeleitet Mit einer gerin gen Verz gerung von 11 s 13404 s wird die Leistung auf 3 9 kW reduziert nach wei teren 308 s 13712 s v llig ausgeschaltet Die K hlung mit einem Wasserstrom von 50 g s f hrt mit der reduzierten Leistung zum schnellen Quenchen des B ndels bereits nach ca 13600 s sind alle Positionen des B ndels abgek hlt Etwa gleichzeitig mit dem Ausschalten der Leistungszufuhr wird nach 13713 s also nach ca 5 min Wasser k hlung die Quenchwasser Einspeisung ausgeschaltet Nach 16080 s wird die Daten aufzeichnung beendet 4 12 4 Anfangs und Randbedingungen F r eine Nachrechnung des Experiments mit ATHLET CD sind Anfangs und Randbe dingungen festzulegen Die wesentlichen Parameter hierf r sind die relative Leistung der inneren und auBeren Ringe der Brennstabsimulatoren sowie der totale elektrische Leistungseintrag der zeitliche Verlauf der Massenstr me von Dampf und Argon Stickstoff und Sauerstoff sowie von K hlwasser am B ndeleintritt die Eintrittstemperaturen hierf r der Druck am Ende der Versuchsstrecke 158 Die f r die Rechnung erforderlichen Anfangs und Randbedingungen wurden aus den Verlaufen der vorliegenden Messdaten ermittelt und sind in Tab 4 12 2 aufgelistet Abb 4 12 2 oben zeigt den Leistungseintrag in das Testb ndel Die w hrend der Rechnung verwendete elektrische Leist
516. te elektrische Leistung P Input calc die deckungsgleich ist Zusatzlich enthalt das Diagramm die Aufteilung der Leistung auf die Heizst be im inneren E505 Rechnung Rod2 und im u eren Ring E506 Rod3 auf die 42 45 bzw 58 der Gesamtleistung entfallen AuBerdem ist noch die Leistung Bundle Po wer calc eingetragen die rechnerisch unter Ber cksichtigung der elektrischen Wider stande der zu den Heizdr hten f hrenden Leitungen 4 5 mQ pro Stab dem B ndel zur Aufheizung zur Verf gung steht s Kap 4 3 2 Mit linear ansteigender und ab 1628 s bei 13 2 kW konstant gehaltener elektrischer Leistung wird das B ndel mit einer Aufheizrate von 0 3 bis 0 6 K s aufgeheizt Abb 4 3 1 Ptot exp Hierbei wird in das B ndel von unten berhitzter Dampf 3 4 g s zu sammen mit Argon als Tragergas 3 g s eingespeist Bei Erreichen von 1723 K im Heizstab TFS 2 13 nach 2277 s wird durch Variation der Eingangsleistung Absenken auf ca 8 kW im weiteren Verlauf Anstieg bis ca 15 kW die Temperatur ber einen Zeitbereich von 16 min bei 1700 bis 1740 K konstant gehalten Zum Ende dieses Zeit bereichs wird der Eckstab B aus dem B ndel entfernt um das AusmaB der Voroxidati on ermitteln zu k nnen Nach ca 3240 s wird durch eine weitere Leistungssteigerung auf 17 7 kW die Transiente eingeleitet Wahrend dieser Phase tritt durch die frei wer dende Energie der exothermen Zirkaloy Oxidationsreaktion eine Temperatureskalation auf Aus dem
517. teilung der Steuerst be Im Versuch sammelte sich deren Schmelze an der Unterkante des unteren Abstandhalters wahrend in der Rechnung die verlagerte Schmelze erst an der Unterkante des aktiven Kernbereichs wieder er starrt Die Simulation des Verlagerungsprozesses wird von verschiedenen Eingabeparame tern u a Verlagerungsgeschwindigkeiten Verlagerungstemperaturen Temperaturdif ferenzen zum Wiedererstarren der Schmelzen und deren Kombination empfindlich beeinflusst AUS 02 So zeigt die Abb 4 7 9 Ergebnisse einer zusatzlichen Rechnung bei der die Versagenstemperatur der Brennstabh lle bei geringer Oxidation Eingabe parameter TALLOW um 50 K auf 2250 K reduziert wurde Diese Anderung die einen fr heren Beginn der Verlagerung bei niedrigeren Temperaturen bewirkt reicht aus um das Niveau der Schmelzansammlung um 0 05 bis 0 1 m zu erh hen jedoch mit einer geringeren Schmelzmasse 2 4 kg statt 2 8 kg in Folge einer reduzierten Brennstoff aufl sung e Freisetzung von Spaltprodukten und Absorbermaterial Abb 4 7 10 zeigt die berechneten Freisetzungsanteile von ausgew hlten Spaltproduk ten und von den Absorbermaterialen Silber Cadmium und Indium Das Bersten des H llrohrs im inneren Ring und der Beginn der Freisetzung von fl chtigen Spaltproduk ten wird bei ca 1828 s berechnet im Versuch zwischen 1700 und 1800 s W hrend Xe Kr und Cs hnliche Freisetzungsraten aufweisen sind diejenigen von Te Sr und Sb deutlich ni
518. tion Wegen der mit dem Beginn der Temperatureskalation deutlich besseren bereinstim mung der Temperaturverl ufe im oberen Bereich des Testb ndels werden f r die nach folgenden Vergleiche hinsichtlich der Wasserstofferzeugung und Oxidation die Ergebnisse der zweiten und dritten Rechnung verwendet Abb 4 6 4 zeigt die in der zweiten Rechnung ermittelten Oxidschichtdicken des F h rungsrohrs der H llrohre des inneren und u eren Rings und des Liners zu verschie denen Zeiten w hrend und zum Ende der Dampfeinspeisung t 0 bis 3550 s sowie zum Ende der Rechnung t 6000 s Der vollst ndigen Oxidation eines H llrohrs ent spricht eine Oxidschichtdicke von ca 900 um Die maximale Oxidschichtdicke des F h rungsrohrs befindet sich in einer H he von etwa 0 55 0 60 m und betr gt ca 60 um Die maximale Oxidschichtdicke der Brennstabh llrohre wurde mit 250 um im inneren Ring ROD2 in einer H he um 0 6 m berechnet Bei der dritten Rechnung Oxidationsmodell der ersten Rechnung weist das F h rungsrohr ber der gesamten L nge eine wesentlich dickere Oxidschicht auf Der Ma ximalwert in der Ebene um 0 6 m ist mit 70 um gegen ber 60 um in der zweiten Rechnung deutlich h her die Oxidationsschicht der H llrohre speziell im inneren Ring ROD2 dagegen mit 200 um gegen ber 250 deutlich geringer Im u eren Ring RODS sowie beim Liner ist der Unterschied zwischen den mit den unte
519. tion Case 3 3e Halden test 650 3 Legend o e Pfuel 7 Stress 7 Stress 8 Pressure bar Stress MPa 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 Blowdown time s Fuel rod pressure and effective cladding stress Abb 4 11 26 Halden Brennstabinnendruck und H llrohrspannung Test IFA 650 3 388 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 Legend 996 mm 1140 mm 1188 mm 1284 mm Strain 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 Blowdown time s Cladding strain Abb 4 11 27 Halden Relative H llrohrdehnung Test IFA 650 3 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 Strain 0 1 0 0 1 02 03 04 05 06 07 08 Heated length m Cladding strain Abb 4 11 28 Halden Axiale Verteilung der H llrohrdehnung Test IFA 650 3 389 Abb Abb ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3 800 E 600 a Legend 1000 TCC2 1300 400 TCCA 1300 996 mm 1140 1284 mm 200 0 100 200 300 400 500 600 700 Blowdown time s Cladding Temperature 4 11 29 Halden H llrohrtemperaturen wahrend Test IFA 650 3 ATHLET CD post test calculation Case 3 3e Halden test IFA 650 3
520. tion of the Experiment PKL III E3 1 with ATHLET OECD PKL Benchmark PKL Analytical Workshop Pisa October 11 12 2005 F Steinhoff Nachrechnung des Versuchs PKL III E2 3 mit ATHLET GRS A 3327 Juni 2006 F Steinhoff Post Test Calculation of the Experiments E2 2 E2 3 and E3 1 with ATHLET 2 PKL Analytical Workshop Budapest Hungary November 8 2006 Stegmair U et al Overview of the QUENCH Program Presentation of experimental facilities SET SARNET Meeting Cadarache IRSN January 26 2005 Steinbr ck M Analysis of Hydrogen Production in QUENCH Bundle Tests Forschungszentrum Karlsruhe Wissenschaftliche Berichte FZKA 6968 Mai 2004 228 STT 99 STU 03a STU 03b STU 05 STU 06 TES 98 TRA 92 TRA 96 Steinr tter T et al Nachrechnung des In Pile Experiments PHEBUS SFD B9 mit dem Pro grammsystem ATHLET CD 1 1D 0 2E 3 Technischer Fachbericht zum Forschungsvorhaben BMWi 150 1037 RUB E 230 M rz 1999 Stuckert J et al QUENCH 08 Quick Look Report Forschungszentrum Karlsruhe Interner Bericht 32 21 08 PSF 3394 Dez 2003 Stuckert J et al Main Results of the Bundle Test QUENCH 08 9 International QUENCH Workshop Karlsruhe Oct 13 15 2003 Stuckert J et al Main Results of the Bundle Test QUENCH 10 On Air Ingress IRSN FZK and SARNET Meeting Cadarache France Jan 25 2005 Stuckert J et al First results of the QUENCH 11 experiment SARNET 2 Annu
521. tritts 01 als auch im Austrittsvolumen cv43 Die Eintrittstemperatur des K hlmittels TFLUID 01 hatte einen konstanten Wert von 360 K Zus tzlich zeigt Abb 4 9 1 den Temperaturverlauf am B ndelaustritt TFLUID 43 Bei der Rechnung wurde die AuBenseite der B ndelumfassung auf eine konstante Temperatur von 360 K gehalten Die Umfassung wurde vom K hlmittel und insbesondere von der Strahlung der Brenn stabe aufgeheizt Die W rme bergangskoeffizienten in den beiden Spalten zwischen den drei Materialien der Umfassung wurden temperaturabh ngig unter Ber cksichti gung der sich auf Grund der thermischen Ausdehnung ndernden Spaltbreite berech net Bei der aktuellen Nachrechnung von NRU FLHT 2 wurden hinsichtlich der Simulation der Zr Oxidation der Aufl sung des Brennstoffs durch geschmolzenes Zirkon und der Thermo Fluiddynamik die gleichen Modellparameter verwendet wie bei der FLHT 5 Nachrechnung siehe Kap 4 8 2 4 9 2 Ergebnisse der Nachrechnung Die Rechnung wurde bis zu einer Problemzeit von 1000 s durchgef hrt Eine ausf hrli che Beschreibung der Nachrechnung ist in ERD 05 zu finden Weil experimentelle Daten nicht in elektronischer Form vorliegen wurden ausgew hlte Darstellungen von Messergebnissen aus dem Data Report LOM 88 und die entspre chenden analytische Ergebnisse bereinander kopiert um einen direkten Vergleich durchf hren zu k nnen Die experimentellen Daten sind in Abb 4 9 2 bis Abb
522. turen nicht berechnet werden Der Vergleich der gerechneten mit den experimentellen Temperaturverlaufen ist daher nur solange sinnvoll wie die Schmelztemperatur des Zr noch nicht erreicht ist Beim Expe riment wurde der Liner vollkommen zerst rt Schmelze drang in den Bereich der Isolie rung ein wodurch auch die Temperatur der F llk rper saddles beeinflusst wurde Daher kann ein Vergleich der Temperaturen der AuBenseite der F llk rper nur qua litativ erfolgen Ferner wird durch dieses Abschmelzverhalten auch die nach Ende des Experiments festgestellte Materialumlagerung beeinflusst was bei einem Vergleich ebenfalls zu ber cksichtigen ist Mit der Bildung fl ssigen Zirkons erfolgt die Aufl sung des Brennstoffs Die Masse des aufgel sten Brennstoffs wird mit einem Diffusionsmodell mit parabolischem Ansatz be rechnet Die Brennstoffaufl sung endet wenn in der Schmelze die Zirkonkonzentration den vorgegebenen Wert von 0 2 unterschreitet oder das Versagen des H llrohrs erfolgt und das AbflieBen der metallischen Schmelze beginnt 89 Die Berechnung der Thermohydraulik erfolgt mit dem 6 Gleichungssystem Dieses Gleichungssystem basiert auf den Bilanzgleichungen f r Masse Energie und Impuls getrennt f r die Phasen Dampf und Fl ssigkeit Der nicht kondensierende Wasserstoff der sich bei der Zirkon Dampf Oxidation bildet wird mit dem vorhandenen Gasmodell ber cksichtigt Die Materialdaten des Liners werden entsprechend denen
523. uch QUENCH 07 ausf hrlich beschrieben Tabelle 4 1 1 gibt einen berblick ber wesentliche Ereignisse wahrend des Versuch ablaufs von QUENCH 07 Anhand dieser Tabelle und der B ndelleistung wird nachfol gend der Versuchsablauf zusammen mit den Anfangs und Randbedingungen kurz dargestellt Die Abb 4 1 2 zeigt die B ndelleistung und die Dampfeinspeisung wahrend des Expe riments Dargestellt sind die gesamte elektrische Leistung Ptot aus dem Experiment sowie die bei der Rechnung als Eingabe verwendete elektrische Leistung Input Unter Ber cksichtigung der Verluste den zu den Heizdr hten f hrenden Leitungen stehen f r die Aufheizung der Teststrecke etwa 70 der elektrischen Leistung zur Verf gung Wahrend der stufenweise Erh hung der elektrischen Leistung wurde das B ndel von Dampf und Argon mit jeweils 3 g s bei einem Druck von 0 2 MPa durchstr mt Bereits nach 2040 s wurde im Abgasstrom He detektiert was das Versagen des Ab sorberstabs bei 1585 K bedeutete Kurze Zeit sp ter 2160 s enthielt der Abgasmas senstrom auch CO und CO Nach 3090 s wurde ein Eckstab aus dem B ndel entfernt um das Ausma der Oxidation festzustellen In der Ebene 950 mm war nach 3322 s eine leichte Temperatureskalation ab 1850 K festzustellen die kurze Zeit sp ter zum Versagen sowohl eines H llrohrs 3481 s als auch des Shrouds 3486 s f hr te Sobald zwei Thermoelemente am Shroud bei 950 mm eine Temperatur von 2073 K
524. uf hren sein dass in den hei en oberen Kernregionen durch H llrohrversagen und Schmelzeverlagerung in tiefere Kernbereiche nicht mehr gen gend metallisches Zirkonium und damit oxidierbares Material verf gbar ist was anhand der berechneten Oxidschichtdickenverteilung belegt wird In den unteren nicht mit Wasser gefluteten Kernbereichen sind in der Rechnung die Temperaturen nicht hoch genug um signifikant zur Wasserstofferzeugung als Folge der Oxidation mit bei zutragen Aus dem Vergleich der mit ATHLET CD berechneten Freisetzung von Spaltprodukten und Strukturmaterialien im Prim rkreis mit den nach dem Ende des Reaktorunfalls bei 240 Minuten Ende der vierten Unfallphase abgesch tzten Daten ergibt sich dass das mit ATHLET CD berechnete Spaltproduktverhalten eine plausible ist So wird von ATHLET CD f r die leicht fl chtigen Elemente Cs und das Edelgas Xe eine auf das Anfangsinventar bezogene Transportrate in das Prim rsystem von ca 53 96 berechnet der TMI2 Anlage waren es ca 50 F r die fl chtigen Elemente Te und Sb wird eine gemeinsame Transportrate von 5 96 berechnet und f r Sr ein Wert von 3 96 in der TMI2 Anlage waren es 1 6 f r Sb allein und 3 5 f r Sr AbschlieBend sei nochmals angemerkt dass sowohl die Thermohydraulik als auch das Kernverhalten des TMI 2 Unfalls mit ATHLET CD gut simuliert werden kann Probleme treten allerdings bei der Simulation der sp ten Phase des Unfalls auf die m
525. und den leichtfl chtigen Elementen Cs bei denen eine erste Spitze bereits mit Beginn des H llrohrversagens auftritt ist bei den anderen Elementen ein erstes Maximum erst mit der Freisetzung wahrend der Phase des Dampfmangels um 10000 s festzustellen Wahrend bei den leichtfl chtigen Elementen danach die Freisetzungsrate stetig abnimmt Abb 4 10 14 weisen die brigen Ele mente ein mehr oder weniger deutliches Maximum im Bereich um 16000 s auf Abb 4 10 14 bis Abb 4 10 17 Aufgrund der Verlagerung von bisher noch nicht oxi diertem Material aus oberen Bereichen wird eine erh hte Oxidation hervorgerufen die zu einem Anstieg der Hz Erzeugung Abb 4 10 5 und zur weiteren Temperaturerh hung aufgrund der exothermen Reaktion f hrt Mit dieser Temperaturerh hung beginnt die Ausbildung von keramischer Schmelze Abb 4 10 6 Die vorher in den Brennstoff gittern festgehaltenen Edelgase und Spaltprodukte werden nun freigesetzt und f hren zu dem oben genannten Maximum bei 16000 s e Transport und Ablagerung von Spaltprodukten Der Transport und die Ablagerung der Spaltprodukte werden in ATHLET CD mit dem Modul SOPHAEROS berechnet In diesem Modul werden auch m gliche Verbindun gen entsprechend der vorgegebenen freigesetzten Elemente ber cksichtigt In Tab 4 10 4 sind alle bei dieser Rechnung ber cksichtigten Elemente aus FIPREM 1 Spal te und ihre Reaktionsprodukte zusammengefasst In allen modellierten Zonen der TFO s BUNDLE
526. ung GRS A 3314 M rz 2006 U Graf Nachrechnung des UPTF TRAM C1 Versuchs mit dem CFD Code FLUBOX 3D zum thermischen Mischen im Kaltstrang eines Reaktordruck beh lters GRS A 3315 Juni 2006 223 GRS 03 96 HER 01 HOF 98 HOL 05 IFE 05 JAC 00 KLE 04a Gesellschaft f r Anlagen und Reaktorsicherheit GRS mbH ATHLET Mod 2 0 Cycle A Vol 1 User s Manual Vol 2 Programmer s Manual Vol 3 Validation Vol 4 Models and Methods GRS P 1 October 2003 Hagen S et al Comparison of the Quench Experiments CORA 12 CORA 13 CORA 17 Forschungszentrum Karlsruhe FZK Wissenschaftlicher Bericht FZKA 5679 August 1996 Hering W et al Specification of the International Standard Problem ISP 45 QUENCH 06 Forschungszentrum Karlsruhe Programm Nukleare Sicherheitsforschung Internal Report 3355 OECD NEA CSNI R 2001 1 Hofmann P et al Results of the QUENCH Commissioning Tests Forschungszentrum Karlsruhe Technik und Umwelt Wissenschaftliche Berichte FZKA 6099 August 1998 Hollands T Draht T Kleinhietpa 1 0 Wagner H J Koch Simulation des B ndelversuchs QUENCH 03 mit dem Programmsystem ATHLET CD 2 0A 1 1K LEE 32 RUHR UNIVERSIT T BOCHUM Dezember 2005 http www ife no hrp Jacquemain D et al FTP1 Final Report Final version IPSN DRS SEA PEPF report SEA1 00 00 479 IPSN France December 2000 Kleinhietpa I D Drath T Koch Erge
527. ung P verlauft deckungsgleich mit der gesam ten elektrischen Leistung des Versuchs Ptot In ATHLET CD ist ein Heizmodell imple mentiert bei dem die Verluste in den zu den Heizst ben f hrenden Leitungen ber einen auBeren Widerstand ber cksichtigt werden Bei der Rechnung wurde ein auBe rer Widerstand von 4 9 mQ pro Stab angenommen der bei Erreichen der Voroxidati onsphase ca 2523 s aufgrund der Temperaturabhangigkeit dieses Wertes um 40 erh ht wurde was zu einer geringen Reduktion der elektrischen Gesamtleistung f hrte Diese wurde bereits bei den neueren Nachrechnungen zu QUENCH 07 und bei der QUENCH 08 Rechnung AUS 04c AUS 05 benutzt und hat dazu beige tragen den geringen Temperaturanstieg wahrend der Voroxidationsphase in besserer bereinstimmung mit den Messdaten zu rechnen Die eingespeisten Massenstr me Dampf Argon Luft O2 und Quenchwasser ent sprechen den Messdaten Der Druck im System liegt zwischen 0 2 MPa unten Mess gr Be P511 und 0 193 MPa oben P512 Die Dampf Oxidation des Zirkons wurde mit den Beziehungen von Cathcart T 1773 K bzw Prater Courtright T 21773 K berechnet IOXMOD 15 In der vor liegenden Nachrechnung tragen die Oxidation der Brennstab H llrohre der Abstands halter GRID2 5 und die Innenseite des Shrouds zur H2 Produktion bei F r die Oxidation des Zirkons in der Luftumgebung wurde ein neues Modell eingesetzt das neben der Zr Oxidation in Dampfumgebun
528. ung der H llrohroxidation ersichtlich ist Tab 4 7 1 Die Tabelle 4 7 1 zeigt auch dass die CORSOR Raten Modelloption NMODI 7 die Freisetzung von Absorbermaterialen unter hohem Systemdruck deutlich bersch tzen Die neue Option NMODI 8 bei der die Freisetzungsraten als Funktion der Partialdr der Absorberd mpfe bestimmt werden AUS 04 liefert eindeutig realistischere Ergebnisse e Portierbarkeit Die hier beschriebene Rechnung wurde auf dem DEC Server mserverT durchgef hrt Zur berpr fung der Portierbarkeit der Code Version 1 1L wurde die Rechnung auf zwei anderen Workstations sowie auf einem PC Laptop wiederholt Die Ergebnisse der vier Rechnungen waren nahezu identisch Die Tabelle 4 7 2 fasst einige zus tzli chen Merkmale der Rechnungen zusammen 4 7 4 Zusammenfassende Diskussion Der PBF Versuch SFD 1 4 wurde mit der aktuellen ATHLET CD Version mod 1 1 Cyc le L nachgerechnet Bei diesem Versuch mit nuklear beheizten Brennst ben wurde ein Kernschmelzunfall untersucht der in Folge eines K hlmittelverlustes bei hohem Sys temdruck eintritt Diese Validierungsrechnung dient der Qualit tssicherung der neuen Code Version sowie der berpr fung des erreichten Entwicklungsstandes Im Vergleich zu fr heren Nachrechnungen dieses Versuchs wurden bei der vorliegen den Analyse die folgenden wesentlichen Modellerweiterungen ber cksichtigt Anwendung des 6 Gl Modells im thermohydraulischen Modul ATHLET
529. ung zu QUENCH 10 bew hrt Die Nitridbildung wird z Zt allerdings noch nicht simuliert 4 12 2 Nodalisierungsmodell der QUENCH Versuchsanordnung Da die Nodalisierung gegen ber der der Versuche QUENCH 07 bis 09 Kap 4 1 1 Abb 4 1 1 leicht geandert werden musste werden die wesentlichen Unterschiede 155 dieser Stelle nur kurz beschrieben Abb 4 12 1 zeigt die schematische Darstellung des Nodalisierungsmodells Zus tzlich zur Einspeisung von berhitztem Dampf und dem Argon als Tr gergas in den Einlass INPIPE wird wenige Zentimeter oberhalb der M ndung des INPIPE das zur Abk hlung des B ndels verwendete Wasser sowie die synthetische Luft 80 96 Stickstoff 20 Sauerstoff direkt das K hlmittelf hrungsrohr BUNDLE einge speist Der bei der Oxidation nicht verbrauchte Dampf der verbleibende Sauerstoff Stickstoff Argon und der bei der Zirkon Reaktion erzeugte Wasserstoff werden am o beren Ende des Testb ndels nach auBen abgef hrt OFFPIPE Das Modell des Stab b ndels ber cksichtigt den zentralen unbeheizten Brennstabsimulator ROD1 der im Versuch QUENCH 10 den B4C Absorberstab der Tests QUENCH 07 und QUENCH 09 ersetzt auBerdem den inneren Ring aus 8 Brennstabsimulatoren ROD2 sowie den auBeren Ring mit 12 Brennstabsimulatoren ROD3 BAL 06 4 12 3 Versuchsablauf Der Versuchsablauf ist in SEP 04 dargestellt Die Tabelle 4 12 1 gibt einen berblick ber wesentliche Ereignisse wahrend des Ver suchsa
530. ungsrate 576 Dampf vollst ndig gt T gt 2500 K 2 53 m 578 min Hs Erzeugungsrate 639 H Erzeugung 680 Dampf fast vollst ndig gt H 2 Peak Hz Erzeugungsrate 780 Reaktor shutdown 822 Spitze im B ndelmassenstrom 863 251 4 10 1 2 Versuchsablauf Ereignis Zeit s Zeit s Experiment ATHLET CD Druck 0 2 MPa K hlmittelstrom 0 5 0 6 Beginn der Versuchsphase 0 0 Beginn der H llrohroxidation bei 7730 der Rechnung H llrohrversagen durch Bersten 5640 7980 Beginn der H llrohroxidation 8280 beim Experiment Versagen des Absorberstabs 8760 9435 Cd Freisetzung 8950 9435 Beginn der Phase Dampfmangel 9420 9455 Ende der Phase Dampfmangel 10530 10530 Ende H llrohroxidation 11500 11500 Beginn erneuter H llrohroxid 15000 15000 Bildung eines Schmelzepools 17370 Blockade des Str mungskanals 18560 17670 Eindringen von Schmelze in den 19200 Shroud Abschalten der Leistung 19740 19740 Tab 4 10 2 FPT2 Freigesetzte Massenanteile f r ausgew hlte Elemente Brennstabe Element Cs Zr Experiment 61 69 61 78 74 79 2 8 46 56 0 ATHLET CD 85 95 95 95 23 85 0 16 252 Tab 4 10 3 2 Freisetzung der brigen ATHLET CD ber cksichtigten lemente Brennstabe Absorber Element Brennstabe
531. ure TCSU of ROD2 Temperature K Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 3000 BWII TT12 2500 0 0s 9008 s lt 100415 2 lt 110355 900 12040 s 15005s 16005s 1500 16508 s 17363 s 17513 s 1000 500 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 Elevation m Temperature TT 12 of shroud T_1 4 Phebus FPT3 Posttest calc ATHLET CD 2006 06 01 1 2 BUND QPOW 0 0s 9008 s lt 10041s 11035 5 12040 s 15005s 160055 16508 s 17363 s 17513 s 30000 5 Power length KW m 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 Elevation m Generated power in Bundle FPT3 Rg3 axiale Temperatur und Leistungsverteilung 1 2 ov H2 mass flow rate g s Mass g Abb 4 13 20 0 08 0 06 0 04 0 02 150 50 Phebus FPT3 Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 Mass kg Mass kg fraction legend o SDHY700 SDHY701 Steam 9 H2 0 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000 20000 Time s Hydrogen generation rate Phebus Posttest calculation ATHLET CD 2006 06 01 legend e int SDHY700 P sek sel s int SDHY701 Total H2 ae 100 Bundle f E e ACMELTH mg al QCRACH2 fre CRACCO 4 4 CRACCO2 CH4 10 A 0 4000 60
532. urprofil im Stab nach 3245 s Beginn der Trarisiente eui nee 294 QUENCH 08 Axiales Temperaturprofil im Shroud nach 3245 s Beginn der 294 QUENCH 08 Vergleich der H Erzeugungsraten 295 QUENCH 08 Vergleich der integralen H Erzeugung 295 QUENCH 08 Zeitliche Entwicklung der Oxidschichtdicken am Heizstab Rod 296 QUENCH 08 rtliche Verteilung des nicht oxidierten Zirkons 296 QUENCH 08 Massen von metallischer keramischer Schmelze und e nen PE e Fen de 297 QUENCH 08 rtliche Verteilung der relativen Massen 297 PHEBUS SFD C3 ATHLET CD Nodalisierungsschema der Nec 298 PHEBUS SFD C3 Anfangs und Randbedingungen des MICE 299 PHEBUS SFD C3 Temperaturverlaufe in der Ebene 100 mm 300 PHEBUS SFD C3 Temperaturverlaufe in der Ebene 600 mm 301 PHEBUS SFD C3 H gt Erzeugungsrate und erzeugte Masse 302 PHEBUS SFD C3 Massen metallischer keramischer Schmelze Kruste der 303 PHEBUS SFD C3 Energiebilanz des B ndels 303 XII Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb Abb
533. use Druckwasserreaktor im Volumenma stab 1 50 Der Versuch LOFT FP 2 besteht aus der Konditionierungsphase 84 h der vortransienten Phase 121 h der transienten Phase 1800 s und der posttransienten Phase 44 Das Experiment diente der Untersuchung der Thermohydraulik eines K hlmittelverlust st rfalles bei angenommenem Totalausfall der Nachk hlsysteme der Erfassung der Spaltproduktfreisetzung eines partiell zerst rten Kerns des Spaltprodukttransportes sowie der Spaltproduktr ckhaltung im Prim rkreislauf In dem f r die Nachrechnung verwendeten Nodalisierungsmodell werden der komplette intakte Prim rkreislauf einschlieBlich Surgeline und Druckhalter die an den kalten Strang des intakten Prim rkreislaufs gekoppelte Leckageleitung der hei e und kalte Strang des Bruchloops und der Druckbeh lter mit dem Treiberkern und dem Testb n del sowie die Sekund rseite des Dampferzeugers im intakten Prim rkreislauf nachge bildet Der mit ATHLET CD errechnete Prim rdruckverlauf stimmt ber den gesamten nach gerechneten Versuchszeitraum von 1800 s mit der vollst ndigen Transiente einschlie lich des Quenchens gut mit der Messung berein Die Leckmassenstr me der aktuellen Rechnung aus dem Druckhalterabblaseventil aus der an den heiBen Bruchstrang gekoppelten Niederdruckeinspeiseleitung Abriss angenommen und aus der an den kalten Strang des intakten Loops gekoppelten Leck leitung f r das kleine Leck weisen einen sinnvollen Ver
534. ut Lediglich im Zeitbereich von ca 3200 bis 4000 s ist eine geringe bersch tzung der experimentellen Werte festzustellen Darunter ist der Vergleich der insgesamt erzeugten H2 Masse Rechnung H2 MASS tot Experiment H2 exp wiedergegeben In diese Darstellung ist zus tzlich der Anteil der H Masse mit eingetragen der in der Rechnung allein bei der Oxidation der Brenn st be entsteht H2 BS Die Differenz zu H2 MASS tot ist die H2 Masse die bei der Oxidation des Liners entsteht F r die bis zum Ende der Oxidationsphase erzeugte H gt Masse ergab sich bei der Rechnung ein Wert von 40 6 g beim Experiment ein Wert von 39 5 0 ADR 92 Die Abweichung betr gt weniger als 3 Die Oxidation der H ll rohre allein f hrt bei der Rechnung zu 36 8 g He Bei der lteren Rechnung im Vorha ben RS1100 STE 03b wurde die H gt Masse mit 54 g noch deutlich bersch tzt Die Unsicherheit bei der Messung der Hz Erzeugung wird von den Experimentatoren mit ca 20 angegeben Tab 4 5 2 In Abb 4 5 5 werden die f r die beiden auBeren Ringe der Rechnung ROD2 ROD3 und des Experiments VOI101 Ring 1 VOI103 Ring 2 ermittelten Oxidschichtdicken zu Beginn t 0 s und zum Ende der Dampfeinspeisung t 8380 s verglichen Die Abbil dung enth lt f r die gleichen Zeitpunkte zus tzlich die gerechneten Oxidschichtdicken des inneren Brennstabs ROD1 und des Liners Die vollst ndige Oxidation eines H ll rohrs entspricht einer Oxidschichtdicke von ca
535. ut aus Abb 4 12 8 zu ersehen in der das axiale Temperaturprofil zum Ende der Luftoxi dationsphase unmittelbar vor Beginn der Wassereinspeisung 13392 s aufgetragen ist Die gr Bte Differenz in der Temperaturentwicklung zwischen Rechnung und Mes sung zeigt sich hier in einer B ndelh he von 550 mm 160 Mit dem Beginn der Quenchwasser Einspeisung bei 13394 s zeigt sich bei den gemes senen Temperaturen zum Teil eine sofortige Auswirkung auf die St be Abb 4 12 4 unten gedehnter ZeitmaBstab andere zeigen die Benetzung erst nach einer Verz ge rung von ca 70 s an In der Rechnung beginnt das eingespeiste Wasser etwa zeit gleich mit den Experimentdaten bei 13400s in die mittleren Positionen des B ndelbereichs vorzudringen Abb 4 12 4 unten Fluid Aber noch bevor eine merkli che Auswirkung auf die Stabtemperaturen zu erkennen ist bewirkt die gleichzeitig mit dem Start der Wassereinspeisung erfolgte Abschaltung des Luftstroms eine Umkehr der Wasserstr mung bis der Bereich unterhalb der beheizten Lange mit Wasser voll st ndig gef llt ist Mit ca 50 s Versp tung gegen ber der sofort gek hlten Messpositi on TFS 5 8 zeigt die berechnete Fluidtemperatur die erneute Einstr mung in 450 mm B ndelh he an Erst dann erfolgt der Turn Around sowie die schnelle Abk hlung und Wiederbenetzung der Stabtemperaturen Die berechnete Abk hlung der St be erfolgt in allen H hen in guter bereinstimmung mit den im Versuch sp ter ben
536. utet wurde Die Argon Wasserdampfeinspeisung wurde bei 2606 s beendet und durch die Einspeisung von Argon Tr germedium f r Wasserstoff am oberen B ndelende mit 3 g s ersetzt Mit dem Beginn der Quenchphase wurde au Berdem die B ndelleistung innerhalb von 2 s auf 44 kW erh ht und bis 2747 s gleich m ig auf 37 5 kW heruntergefahren W hrend dieser Zeitspanne kam es im oberen B ndelbereich zu weiteren Temperatureskalationen mit Versagen der H llrohre und des Shroud Es wurde Schmelze gebildet und verlagert sowie weiteres oxidierbares Material freigesetzt wodurch eine starke Wasserstofferzeugung erm glicht wurde Im Zeitbereich von 2747 bis 2762 s wurde die elektrische Leistung auf 4 kW reduziert und dann konstant gehalten um die Nachzerfallsleistung der Spaltprodukte in einem LWR zu simulieren Der Versuch wurde bei 3500 s beendet F r die Nachrechnung des Versuchs QUENCH 03 wurde ein Nodalisierungsmodell hnlich dem in Kap 4 1 1 verwendet das neben den Strukturen der Bauteile zwei Str mungskan le modelliert die zum einen den Hauptstr mungspfad durch das B n del und zum anderen den durch den K hlkanal repr sentieren Die vergleichende Analyse und Bewertung der Nachrechnungen mit ATHLET CD 2 0A 1 1K anhand der Messdaten weist in Bezug auf die Wasserstofferzeugung bis zum Quenchen bzw dem Shroudversagen gute bereinstimmungen auf Durch Unter suchungen zum Einfluss der unterschiedlichen Oxidationsmodelle auf die Wasserstoff
537. versuchsbegleitenden Arbeits gruppen und die Nachrechnung von Sicherheitsexperimenten Zur Validierung von ATHLET CD wurden in diesem Vorhaben Integralexperimente aus den Versuchsprogrammen NRU FLHT PBF SFD PHEBUS FP PHEBUS SFD QUENCH und PARAMETER herangezogen Ferner wurden Einzelstabversuche aus dem Halden Projekt nachgerechnet Die Nachrechnungen haben gezeigt dass mit den Modellen der Thermo und Fluiddy namik die entsprechenden Aspekte einschlie lich des Einflusses der nichtkondensie renden Gase gut simuliert werden Mit den neuen Modellen der B4C Oxidation und deren Weiterentwicklung im Laufe des Projekts lieB sich im Vergleich zu den bisher vorliegenden experimentellen Daten eine gute bereinstimmung erzielen 2 QUENCH 07 09 FPT3 Auch das neu ent wickelte Luftoxidationsmodell ergab befriedigende bereinstimmungen mit dem Ex periment z B QUENCH 10 Im Verlauf des Projekts wurde ein berarbeitetes Verlagerungsmodell mit Ber cksichti gung der Oxidation der Schmelze des Wiederaufschmelzens der Kruste und der Bil dung von Blockaden verwendet Die Oxidation des metallischen Anteils der Schmelze und damit auch der hierbei entstehende Wasserstoff wurden bisher nicht ber cksich tigt Bei der Anwendung dieses neuen Modells zeigte sich dass der Anteil des in der Schmelze erzeugten Wasserstoffs 2 T bis zu 50 und mehr der Oxidation der in takten H llrohre betragt z B NRU FLT Die Einf hrung des erwe
538. w down Phase ist in Test 2 nach 30 s beendet Damit wird auch der Temperaturabfall in der Versuchskapsel beendet und die Aufheizung von Brennstab und Schutzheizung beginnt Im Versuch 2 steigt die Temperatur mit einer Rate von 12 K s an Im Versuch 3 wurde eine wesentlich geringere Aufheizrate gew hlt um ein m glichst gleichmaBiges H ll rohrdehnen zu erreichen Bemerkenswert ist dass in beiden Versuchen die gemesse nen H llrohrtemperaturen im unteren Brennstababschnitt H he 1000 mm h her sind als die im oberen Abschnitt H he 1300 mm Kurz vor dem H llrohrversagen ist eine Verz gerung des Temperaturanstiegs in 1000 mm H he erkennbar die von einem Ab fall des Brennstabinnendrucks begleitet wird was den Beginn des H llrohrdehnens Ballooning anzeigt Der Abfall des Brennstabinnendrucks ist im Versuch 3 Versuch mit hohem Abbrand wesentlich geringer als im Versuch 2 was die Vermutung nahe legt dass in diesem Fall der Druckausgleich durch Str mungswiderst nde verz gert wird Die H llrohrtemperatur zum Berstzeitpunkt ist im Versuch 3 um etwa 30 K niedriger als im Versuch 2 Dies kann mehrere Ursachen haben e das H llrohrmaterial DUPLEX statt Zircaloy e h here Wasserstoffaufnahme des H llrohrs e langsamere Aufheizgeschwindigkeit e h herer Brennstabinnendruck Im weiteren Versuchsablauf wird das Spr hen aktiviert und die H llrohrtemperaturen erreichen ein Niveau in dem zu und abgef hrte Leistung im Gleic
539. w von der Aus lassh he auf der kalten Seite des Dampferzeugers an Wahrend der von der Zr Oxidation verursachten Dampfmangelphase zeigen Mess und Rechenwerte einen deutlichen Temperaturabfall Dabei erfolgt bei der Messung der Fluidtemperaturabfall am Eintritt des Dampferzeugers in zwei Stufen TEPF713 bis TEPF715 Zunachst verlauft die Fluidtemperatur auf dem Niveau von 870 K und nach der Phase des Dampfmangels auf 670 720 K Im oberen Bereich der hei en Seite des U Rohrstrangs 2 1500 3000 steigt die Temperatur nach dieser Phase auf 425 470 K an Damit ist der gemessene Temperaturanstieg unerwartet niedrig Auch dieses Problem muss vom Experimentator noch untersucht werden RIT 02 ATHLET CD weist f r alle Zonen des Dampferzeugers nach dem Tempera turabfall einen Anstieg auf nahezu dasselbe Temperaturniveau wie vor der Dampf mangelphase auf Bis auf die kalte Seite SG Cold Leg stimmen die gemessenen und errechneten Wandtemperaturen des U Rohrstrangs sehr gut berein Der Vollst ndigkeit halber sind in Abb 4 10 13 noch die Temperaturverh ltnisse im kal ten Strang vom Dampferzeuger bis zum Containment dargestellt Der Temperaturabfall wahrend der Dampfmangelphase ist bei der Rechnung nur noch schwach ausgepragt Nicht geklart ist der wahrend der Kalibrierungsphase von der Messung ausgewiesene Temperatureinbruch der mit der Entfernung vom Anfang der Leitung zeitlich immer 133 sp ter erfolgt Da die
540. wa mit dem Experiment berein Die Erzeugungsrate steigt bis zum Beginn der chemischen Reaktion in den oberen Bereichen nach 680 s langsam an Entsprechend den in dieser Zeit berechneten niedrigeren H llrohrtempe raturen ist die Erzeugungsrate geringer Ab ca 680 s wird wie auch bei dem Experi ment der zur Verf gung stehende Dampf vollst ndig f r die Oxidation verbraucht Ab 113 ca 800 s treten dann bei der Rechnung durch herabst rzendes Material und die Oxi dation von metallischer Schmelze hohe Spitzenwerte 900 mg s der H2 Erzeugung auf die bei dem Experiment nicht gemessen wurden Im unteren Diagramm von Abb 4 9 11 ist die erzeugte H Masse dargestellt Sobald die Schmelztemperatur der H llrohre 2100 K nach 535 s erreicht ist beginnt die starke H2 Erzeugung Bis ca 800 s wird beim Experiment HYDROGEN PRODUCED gegen ber der Rechnung H2 tot calc deutlich mehr H erzeugt Erst danach mit Be ginn der deutlich h heren Erzeugungsrate wird von der Rechnung auch eine gr ere ausgewiesen In LOM 88 werden als Ergebnis der Messungen mit den drei unterschiedlichen Messverfahren zum Ende der Transiente H2 Gesamtmassen im Be reich von 42 g bis zum best estimate Wert von 48 angegeben ATHLET CD berech net eine Gesamtmasse von 51 g von denen ca 41 g bei der Oxidation des B ndels Bundle calc und ca 10 g bei der Oxidation der B ndelumfassung Liner entstehen Von der insgesamt erzeugten
541. xperiments und wichtige Randbedingungen sind in Tabelle 4 15 1 aufgelistet 189 Die Ausdampfphase begann mit der Erh hung der elektrischen Leistung auf etwa 7 kW Nach 1035 s wurde die Leistung des Heizsystems aux heater schrittweise auf ca 3 kW erh ht um eine stetige Verdampfung des Wassers im Bereich des unteren Plenums zu erreichen Um die Heizung mit Wasser bedeckt zu halten wurde nach dem Abfall des F llstands auf ca 70 mm nach 2575 s Wasser aus dem Zusatzsys tem aux water mit etwa 10 5 eingespeist Das H Messsystem zeigte nach 4900 s den Beginn der Zr Oxidation an Die Tempe ratur im B ndel betrug zu dieser Zeit ca 1433 K Kurz bevor die H Erzeugung auf 50 mg s anstieg bei 5500 s dem Kriterium zum Beginn der Wiederauff llphase wurde ein Eckstab zur Bestimmung der Oxidations schicht aus der Teststrecke entfernt 5490 s Das erste Versagen eines Teststabs wurde nach 5563 s durch die Messung von He festgestellt Etwa zur gleichen Zeit wurde auch das Versagen der Zry Schicht der B n delumfassung durch einen Druckabfall im Bereich zwischen der Umfassung und dem K hlrohr registriert Die elektrische Leistung wurde auf 3 9 kW reduziert 5573 s und nach 5713 s ganz abgeschaltet Dann wurde die Teststrecke wieder bis auf 850 mm aufgef llt In diesem Bereich war die B ndelumfassung geschmolzen Nach ca 8710 s war in der Teststrecke der S ttigungszustand erreicht Die Grundlage f r die Rechnung
542. zt Es gibt mehrere Gr nde daf r dass der W rmeaustausch hier nicht realistisch erfasst wurde Das Eindringen von hei en Gasen Dampf Wasserstoff nach dem Durchschmelzen des Liners und der Zerst rung von Teilen der Isolierung f hrte im Experiment zu einer deutlichen Tempe raturerh hung innerhalb des Shrouds und wirkte sich auf das radiale Temperaturprofil aus Ferner wurde durch diese Vorg nge der gesamte radiale W rmetransport ver n dert was mit den vorgegebenen Materialdaten W rmekapazit t leitf higkeit der un zerst rten Materialien nicht erfasst werden kann Ein weiteres Problem stellt die Simulation des W rmetransports ber die zwei Spalte zwischen den drei Materialien 112 dar Der W rme bergang wurde abh ngig von der Temperatur und der Spaltbreite un ter Ber cksichtigung der thermischen Ausdehnung berechnet Unter Umst nden wurde bei dieser Vorgehensweise der W rme bergang in den Spalten deutlich bersch tzt so dass auch dieses zu dem gegen ber dem Experiment erh hten Warmeverlust bei getragen hat e Wasserstofferzeugung In Abb 4 9 11 sind im oberen Diagramm die Erzeugungsraten und unten die erzeugten dargestellt Zu dem Vergleich des Experiments mit der Rechnung wird hier auf die Daten eines von drei in LOM 88 beschriebenen Messverfahren Verfahren zu r ckgegriffen das die insgesamt erzeugte H2 Masse am besten erfasst hat Im oberen Diagramm werden wegen der bersichtlicheren Da
543. zum Ende des Versuchs qualitativ das gleiche Verhalten wie bei dem Experiment PHEBUS SFD B9 W hrend beim Experiment die Oxidation im Wesentlichen in einem engen Bereich zwi schen 0 6 bis 0 8 m mit einer Spitze bei 0 7 m stattgefunden hat ergibt sich bei der Rechnung ein Oxidationsprofil das von unten ab 0 1 m nach oben kontinuierlich bis zum Maximum bei 0 6 m ansteigt Damit liegt bei der Rechnung das Maximum des O xidationsprofils ca 0 1 m unterhalb dessen des Experiments Dies deutet darauf hin dass von der gew hlten Modellierung der radiale Warmeaustausch Abhangigkeit von der H he nicht detailliert genug erfasst wird In der Rechnung wurde eine H Masse von 12 5 g erzeugt beim Experiment eine von 100 Dieser Wert ist wegen der beim Experiment unklaren Verh ltnisse H Erzeugung weit unterhalb von 1273 K Beginn der eigentlichen Oxidationsreaktion nicht belastbar Die dritte Rechnung mit dem im Vergleich zur zweiten Rechnung ver nderten Oxi dationsmodell f hrte gegen ber der zweiten Rechnung im Wesentlichen nur bei der Ausbildung der ZrO2 Schichten zu deutlichen Unterschieden Die integrale H Erzeugung anderte sich dagegen nur geringf gig Insgesamt zeigen die Nachrechnungen der drei Experimente C3 B9 und AIC aus der PHEBUS SFD Versuchsreihe mit ATHLET CD dass das Programm das thermi sche Verhalten des Testb ndels mit guter Genauigkeit berechnen und auch die ther mohydraulischen Ph nomene

GRS-A-3348

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