Cacuci, D.G.

Hering, W.

Homann, C.

Ionescu-Bujor, M.

Jin, X.

Sanchez-Espinoza, V.

Sengpiel, W.

Struwe, D.

Cacuci, D. G.

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Die Fortführung der Reaktorsi-cherheitsforschung dient dazu,die Bewertung von Risiken, diemit dem Betrieb von Leichtwas-serreaktoren verbunden sind, zuverbessern und diese Risiken ge-gebenenfalls zu verringern. Hier-zu werden sowohl deterministi-sche Verfahren zur Analyse mög-licher Unfallszenarien als auchprobabilistische Methoden für Ri-siko- und Zuverlässigkeitsanaly-sen herangezogen. Heute ver-sucht man in zunehmenden Maß,die probabilistischen Analysenmit einem deterministischen An-satz zu koppeln, um genauereAussagen zu erhalten.Entsprechend dem fortgeschrit-tenen Stand von Wissenschaftund Technik werden inzwischenbei der Bewertung von Ausle-gungsmaßnahmen auch die Kon-sequenzen von schweren Störfäl-len einbezogen. In Deutschlandwurde diese Erweiterung der Be-wertungsbasis durch das Artikel-gesetzes von 1994 (Änderungdes Atomgesetzes) für zukünftigeAnlagen vorgeschrieben. Bei den Unfallabläufen istzunächst nur das Geschehen imReaktordruckbehälter („in-ves-sel“) wichtig. Es bestimmt denprimären Quellterm für Spaltpro-dukte und Wasserstoff im Sicher-heitsbehälter sowie die Aus-gangsbedingungen, wie Tempe-ratur und Zusammensetzung derSchmelze, für den weiteren Ver-lauf des Unfalls außerhalb desDruckbehälters („ex-vessel“).Das ist jedoch Thema der vorher-gehenden Beiträge in diesemHeft.Für die Entwicklung von anla-geninternen Notfallmaßnahmenim Falle eines Unfalls werden fürden Bereich des Primärkreises ei-nes Leistungsreaktors detailliertethermohydraulische mechanisti-sche Codes wie ATHLET-CD,ICARE/CATHARE, SCDAP/RE-LAP5, SCDAPSIM angewendet.Die gleichen Programme werdenauch benutzt, um Maßnahmenzur Verbesserung der Wirtschaft-lichkeit bestehender Anlagen inihrer Auswirkung auf die Sicher-heit der Anlagen zu untersuchen.Das generelle Ziel aller Analyse-programme, belastbare Analysenfür Anlagentransienten und Stör-fälle durchzuführen, kann durcheine angemessene Modellierungder wichtigen Phänomene undProzesse sowie ihrer Wechselwir-kung miteinander im Reaktorkernund Primärkreis erreicht werden.Zur Validierung und stetigen Wei-terentwicklung dieser Program-me werden geeignete Experi-mente analysiert und dieExtrapolationsfähigkeit auf Reak-torbedingungen anhand von in-ternationalen Vergleichsstudien,sog. „Benchmarks“, überprüft.Im vorliegenden Beitrag wird deraktuelle Stand dieser Entwick-lung und Validierung für den Aus-legungs- und Auslegungsüber-schreitenden Bereich vorgestellt.In den letzten Jahren wurdenzahlreiche fortgeschrittene Pro-grammsysteme zur Beschrei-bung der Thermohydraulik mitdreidimensionalen Neutronenki-netik-Modellen gekoppelt. Sol-che gekoppelten Systemcodeswerden zunehmend in der For-schung, der Industrie und denGenehmigungsbehörden ange-wandt, um komplexe Störfälle(z.B. Reaktivitäts-, Deborierungs-oder Unterkühlungs-Transienten)mit starken räumlichen Unter-schieden der Leistungsverteilungim Kern zu untersuchen. Dadurchkönnen sicherheitsrelevante lo-kale Parameter unter Berücksich-tigung verschiedener Faktorenwie Anreicherung, Abbrand, etc.bestimmt und somit Sicherheits-reserven von Kernkonfiguratio-nen genauer ermittelt werden.Zur Weiterentwicklung und Vali-dierung dieser gekoppelten Co-desysteme werden neben Real-daten aus Leistungsreaktorenauch numerische Benchmarkseingesetzt. Hierzu gehören auchdie internationalen Benchmarksder OECD/NEA und des CodeAssessment and MaintenanceProgram (CAMP) der USNRC.Das Programm NUKLEAR im For-schungszentrum hat in Koopera-tion mit Framatome/ANP-Erlan-gen erfolgreich mit dem Code-system RELAP5/PANBOX am in-ternationalen Benchmark zumMain Steam Line Break (Frisch-dampfleitungsbruch) teilgenom-men [1]. Der erzielte Fortschrittwird sichtbar in der Gegenüber-stellung der berechneten Reak-torleistung (Abb. 1) mit Punktkine-tik und 3D-Kinetik. Wichtig ist dermit 3D-Kinetik ermittelte niedrige-re Leistungsanstieg nach Reak-torschnellabschaltung gegenüberdem mit der Punktkinetik ermittel-ten Wert (bis zu 600 MW).Darüber hinaus gewinnt man de-tailliertere Informationen über diezeitliche Änderung der axialenValidierung vonStörfallcodes Einführung73(73)Untersuchungen von Auslegungs- und schwerenStörfällen in LeichtwasserreaktorenD. G. Cacuci, D. Struwe, W. Hering, Ch. Homann, M. Ionescu-Bujor, X. Jin, V. Sanchez-Espinoza, W. Sengpiel, IRSNACHRICHTEN - Forschungszentrum Karlsruhe  Jahrg. 36  2/2004  S. 73-79 und radialen Leistungsverteilung.Die in Abb. 2 sichtbare Leistungs-verzerrung ist auf die unsymme-trische Kernkühlung und die an-genommene Blockierung einesAbsorberstabbündels zurückzu-führen. Diese starken räumlichenÄnderungen zeigen die Proble-matik des Punktkinetik-Ansatzes,bei dem von einer konstantenaxialen Leistungsformfunktionausgegangen wird.Gegenwärtig wird der Systemco-de RELAP5/PARCS in Rahmendes internationalen VVER-1000Coolant Transient Benchmarks(V1000-CT) qualifiziert. Hierfürsind experimentelle Daten, dieam KKW Kozloduy gemessenwurden, verfügbar.Die Adjoint Sensitivity AnalysisProcedure (ASAP) [2] ist ein Ver-fahren, um die Sensitivitäten derErgebnisse von gekoppeltenthermohydraulischen Modellen inAbhängigkeit von allen System-parametern a auf ein System-ergebnis R vollständig zu erfas-sen. Die relativen Sensitivitäten geben die Möglichkeit, die Wich-tigkeit des entsprechenden Para-meters für das Systemergebniszu bestimmen. Die Implementierung dieser Me-thode in RELAP5/MOD3.2 wur-de erfolgreich abgeschlossenund anhand des Experimen-tes QUENCH-04 [3] getestet. Abb. 3 zeigt als Beispiel das zeit-abhängige Verhalten der achtgrößten relativen Sensitivitäten¶ α· α¶ R(Definition: )RAdjoint SensitivityAnalysis Procedure74(74)Abb. 1: Vergleich der berechneten Reaktorleistung mit Punkt-kinetik und 3D-Kinetik für den Reaktor TMI-1 für ein Dampfrohr-bruch-Szenario.Abb. 2: Radiale Verteilung des Leistungsprofils berechnet mit dem3D-Kinetikmodell.35003000250020001500100050000 2017.50.517.5 0.53D-KinetikPunktkinetikLeistung [MWth]Zeit [s]40 60 80 1003.43.063.722.382.041.71.361.020.680.340.0der Außenwandtemperatur desbeheizten Stabs in der Höhe von1,3 m. Die gezeigten Parameter habenfolgende physikalische Bedeu-tung: nominaler Leistungsfaktor(a 1), nominale Leistung bis 121s( a 2), nominale Leistung bis2088.6 s (a 3), nominale Leistungbis 2103 s (a 4), nominaler Multi-faktor der internen Quelle ( a 5),nominale Oberflächentemperaturin 1.3 m Höhe (a 6), nominale vo-lumetrische Wärmekapazität desZrO2-Pellets ( a 7) und nominalevolumetrische Wärmekapazitätdes Zirkaloys (a 8).Die Sensitivitäten der Parameterna 1, a 4, a 3, und a 5 sind positiv,d.h. die Werte nehmen mit derZeit zu. Die Sensitivitäten der Pa-rameter a 7 und a 8 sind negativ,d.h. die Werte nehmen mit derZeit ab. Vor allem erreicht dierelative Sensitivität der Außen-wandtemperatur nach 800 s ca.56 % in Bezug auf den nominalenLeistungsfaktor, d. h. eine Ände-rung im nominalen Leistungsfak-tor von 10 % führt zu einer Ände-rung in der Außenwandtempera-tur von 5,6 %. Die anderen rela-tiven Sensitivitäten sind relativklein.Derzeit wird weltweit an der Ver-besserung der Vorhersage derReaktion eines überhitzen Reak-torkernes auf einen Flutvorganggearbeitet. Ein Beitrag des Pro-gramms Nukleare Sicherheitsfor-schung im Forschungszentrumzu diesem Thema war der Ver-such QUENCH-06 [3], der vonder OECD/NEA als Internatio-nales Standard Problem (ISP)No. 45 ausgewählt und vom For-schungszentrum betreut wurde.Es bezieht sich auf die Untersu-chung des Kernverhaltens inKernkraftwerken beim Aufheizenund verzögertem Fluten währendeines angenommenen Unfalls mitKühlmittelverlust.Um den Stand von Kernschmelz-codes für die Simulation derKernaufheizung und der Ab-schreckung mit Wasser (quench)bei Temperaturen oberhalb von2000 K beurteilen zu können,wurden in der so genannten blin-den Phase des ISP nur die not-wendigen Anfangs- und Randbe-dingungen für die Nachrechnun-gen des Experiments vorgege-ben, aber keine weiteren experi-mentellen Einzelheiten. An dieserPhase beteiligten sich 21 Organi-sationen aus 15 Staaten mit 8verschiedenen Programm-Sys-temen (ATHLET-CD, ICARE/CATHARE, IMPACT/SAMPSON,GENFLO, MAAP, MELCOR, SCDAPSIM, SCDAP-3D) sowiedas IRS mit der eigenen VersionSCDAP/ RELAP5 mod3.2.irs.Bis einschließlich der zweitenAufheizphase (t = 7…s, Abb. 4)wichen die meisten Ergebnissenicht wesentlich voneinander ab,außer als Folge von offensicht-lichen Benutzer-Fehlern, so dassein „Hauptfeld“ von Ergebnissendefiniert werden konnte. Für dieAbschreckphase (t > 7…s) zeigtesich, dass die Modellierung derThermohydraulik unzureichendist: einige Teilnehmer konnten dieexperimentell beobachteten Ab-kühlraten nicht nachvollziehen,andere mussten ein sehr feinesGitter benutzen, um Unzuläng-lichkeiten in der Nodalisierungdes Rechenprogramms auszu-gleichen. Fluten eines überhitztenReaktorkernes75(75)Abb. 3: Zeitabhängige relative Sensitivitäten der Außenwandtem-peratur des beheizten Stabs in der Höhe von 1,3 m.1a2a3a4a5a6a7a8a1000 200Zeit [s]300 400 500 600 700 8000.60.50.040.30.20.010.0– 0.1Relative SensitivitätenIm Versuch verhinderte eine hin-reichend dicke Oxidschicht einVersagen der Hüllrohre unterhalbvon ~2200 K und damit die Frei-setzung von metallischerSchmelze. Dieses Verhaltenkonnte in den meisten Rechen-programmen mit den normalenOxidationsmodellen beschriebenwerden, wenn nicht willkürlich einAbplatzen der Oxidschicht ange-nommen wird. Im Hauptfeld er-höhte sich die Streuung der be-rechneten freigesetzten H2-Mas-se von ca. ±15 % vor dem Flutenauf ca. ±40 % nach dem Fluten(Abb. 5).Die Ausreißer bei den berechne-ten Temperaturen und freigesetz-ten Wasserstoffmengen sind aufder Annahme begründet, dassdie schützende Oxydschicht ab-platzt. Im Hauptfeld der Ergeb-nisse wurde von den meisten Teil-nehmern richtig berechnet, dasskeine Zerstörung des Bündelseintritt. Eine detaillierte Untersu-chung zeigte auch, dass die Co-des noch Probleme mit der kor-rekten Berechnung der Anfangs-bedingungen im Bündel zu Be-ginn des Flutens haben. 76(76)Maximale Temperatur [K]2400cmxdmmdrsedfenefragrsijsinlissnehnk1nk2nuprezrubsessiesnluzavttfzkTIT A /13230022002100200019001800170016001500140013001200110010009008007006005004000 1000 2000 3000 4000Zeit [s]5000 6000 7000Abb. 4: In der blinden Phase berechnete und im Experiment gemessene Maximaltemperaturen amHüllrohr.Eine weitere überraschende Er-kenntnis ist, dass die Energiebi-lanz sorgfältig überprüft werdenmuss, bevor man an die Interpre-tation der Ergebnisse gehenkann. Fehlende Erfahrung derCodebenutzer sowie Schwierig-keiten bei der angemessenenModellierung der QUENCH-Anla-ge waren die Hauptursache fürgrößere Abweichungen.Die Ergebnisse der offenen Pha-se zeigen, dass die Codes dasExperiment durch Parameteran-passung zufriedenstellend analy-sieren können. Einige Teilnehmerhaben Fehler korrigiert oder denCode modellmässig verbessert.Die Streuung der Ergebnisse, z.B.bei der berechneten H2-Masse,wurde deutlich reduziert (Abb. 5). Die im letzten Jahr begonneneValidierung von ASTEC V1 an-hand von QUENCH-06 zeigte De-fizite auf, die im 6. Rahmenpro-gramm der EU in SARNET beho-ben werden sollen.Die Datenbasis zum Kernverhal-ten beim verzögerten Fluten wur-de im QUENCH-Programm deut-lich erweitert, Forschungsbedarfbesteht allerdings noch bei nied-rigen Flutraten und ausgedehn-ten Schadenszuständen, wie z.B.einem lokalen Schüttbett.Zur prototypischen Untersu-chung des Brennstabverhaltensbis in die späte Phase eines Kern-schmelzunfalls wird in internatio-naler Zusammenarbeit das expe-rimentelle Phebus-FP (FissionEndphase einesschweren Kernschmelz-unfalles77(77)Abb. 5: Berechnete Wasserstoffmassen in der blinden und offenen Phase desISP-45. cmxdmmdrsedfenefragrsijsinlissnehnk1nk2nuprezrubsessiesnluzavttfzkexp200175150125100755025042.5exp. WertOffene PhaseBlinde PhaseGesamte Wasserstoffmasse [g]Gesamte Wasserstoffmasse [g]40.037.535.032.530.027.525.022.520.017.57100 7140 7180 7220 7260 7300Zeit [s]7340 7380ISP–45/Quench–06 FZK/IRS7420 7460 7500Produkt) Programm in Cada-rache, Frankreich, durchgeführt. Das Ziel der Phebus FP Ver-suchserie ist es, die thermo-me-chanischen und physico-che-mischen Phänomene bei einemLWR-Kernschmelzunfall zu un-tersuchen, insbesondere die Frei-setzung von Spaltprodukten, unddiese Ergebnisse für die Code-validierung bereitzustellen. Die Versuchsreihe umfasst 6 Ex-perimente, von denen vier bereitsdurchgeführt worden sind: DreiExperimente mit Brennelementenvon jeweils 20 Brennstäben undeinem zentralen Absorberstab,ein Experiment mit einem vordefi-nierten Schüttbett aus Brenn-stoff- und oxidierten Hüllrohr-bruchstücken [6].Im Phebus-Versuch FPT1 be-stand das Brennelement (ca. 1mlang) aus 18 bestrahlten (Ab-brand ~23 GWd /tU) und zwei fri-schen Brennstäben sowie einemzentralen Steuerstab mit Silber-Indium-Cadmium Absorbermate-rial, Edelstahl-Hüllrohr und Zirka-loy-Führungsrohr. Die Aufheizungdes Brennstabbündels wurdedurch die ansteigende nukleareLeistung und den Dampfmas-senstrom (0.5 - 2 g/s), kontrolliert;für die Zirkaloy-Oxidation wurdeein Überangebot an Sauerstoffeingestellt.Der Versuch wurde als ISP-46 derOECD ausführlich analysiert undinterpretiert. Das IRS hat sich mitder Nachrechnung der erstenPhase des Versuchs – Brenn-stabversagen und -schmelzen,Schmelzeverlagerung und -pool-bildung, Wasserstoffbildungdurch Zirkonoxidation – daranbeteiligt [7]. Dazu wurden dieRechenprogramme ICARE2 undSCDAP/RELAP5 eingesetzt. Abb. 6 zeigt eine Röntgen-Radio-graphie des Endzustandes desBündels mit einem weitgehendbrennstofffreien mittleren Bereichund einem Schmelzepool am un-teren Ende. Abb. 7 zeigt, dass dieberechneten Brennstabtempera-turen sowohl qualitativ als auchquantitativ gut mit den systembe-dingt niedrigeren Werten der Ul-traschall-Thermoelementen übe-reinstimmen; ICARE2 berechnetim „best estimate“-Fall an deraxialen Position 0.3 m eineBrennstoffüberhitzung auf ca.3000 K, die auf eine lokale Block-ade durch verlagerten Brennstoffzurückzuführen ist. Eine für dieUnfallfolgenabschätzung sehrwichtige Größe ist die kumuliertefreigesetzte Wasserstoffmasseinfolge Zirkonoxidation. Die be-rechneten Wasserstoffmassen(Abb. 8) liegen in dem Unsicher-heitsband der Messergebnissevon ~20 %.78(78)Abb. 6: Röntgen-Radiographieder FPT1-Teststrecke [6].Abb. 7: Brennstabtemperaturen in 0.3 m Höhe: rot: Messwerte mitUltraschallthermometern; blaue/ grüne Kurven: ICARE2 bzw. SCDAP-Ergebnisse.28002300180013008003000 4000 8000 12000 16000Temperatur [K] Zeit [s] 79(79)Diese und andere Analysen derPhebus-FP-Experimente demon-strieren, dass sowohl ICARE2 als auch SCDAP/RELAP5 dieSchlüsselphänomene einesLWR-Kernschmelzunfalles bishin zur Brennstoffverlagerungund Schmelzepoolbildung mitguter Genauigkeit beschreibenkönnen. Die Experimente zeigenallerdings, dass eine massiveKernzerstörung bereits ca. 250 Kunterhalb der Schmelztempera-tur von (Zr,U)O2 auftreten kann,wobei der Abbrand und damit dieBrennstoffstruktur einen starkenEinfluss haben. Die Berücksichti-gung dieser Abbrandeinflüsse aufBeginn und Verlauf der Brenn-stoffverlagerung erfolgt in beidenRechenprogrammen nur starkvereinfacht, so dass quantitativeAussagen über die Entstehungund Ausbreitung des resultieren-den Schmelzepools in der spätenUnfallphase noch mit großen Un-sicherheiten behaftet sind.Zukünftige Arbeiten konzentrie-ren sich auf die Qualifizierung des Programmsystems TRACE/PARCS, dem Nachfolgesystemvon RELAP5/PARCS hinsichtlichder Anwendung auf Leichtwas-serreaktoren und ADS-Systeme.Die neuen Versionen des integra-len französisch-deutschen Stör-fallprogramms ASTEC werdenauch weiterhin anhand derQUENCH-Versuche validiert. Die Vorbereitung der beidenQUENCH-Versuche des EU-Pro-grammes LACOMERA wird mitVorausrechnungen und Analysenunterstützt und abgesichert.Ebenso wie für QUENCH wird dieanalytische Unterstützung für dieIntegralversuche wie z.B. PhebusSTLOC (zur Untersuchung desAbbrandeinflusses) fortgeführt.Die experimentellen Ergebnissezum Kernfluten als Störfallmaß-nahme werden hinsichtlich derEinflussgrößen wie Kernscha-denszustand, Flutrate, System-druck, Einspeiseort, Abbrand etc.systematisiert und für probabi-listische Anwendungen aufberei-tet.Ausblick[1] V. Sanchez, W. Hering, A. Knoll, R. Böer, Bericht FZKA-6518, Juli 2002[2] D. G. Cacuci, M. Ionescu-Bujor, X. Jin, IAEA Technical Meeting on Progressin Development and Use of CoupledCodes for Accident Analysis, Vienna,Austria, November 26-28, 2003.[3] QUENCH-Programm, siehe Beitrag in dieser Ausgabe [4] L. Sepold et. al., Nucl. Eng. Des. 204 (2001), 205-20[5] W. Hering et. al., Bericht FZKA-6722, Juli 2002[6] PHEBUS P.F. – FPT1 Final Report,IPSN/DRS Cadarache (France),Dezember 2000[7] W. Hering, W. Sengpiel, ISP-46 Progress Meeting Aix-en-Provence, Oktober 21-23,2002.LiteraturAbb. 8: Vergleich der Wasserstoffmassen: rot: Messwerte; blau/grün: ICARE2 bzw. SCDAP Ergebnisse für Referenz- und „bestestimate“-Fall.1201101009080706050403020100  6000 8000 10000 12000 14000 16000 18000Zeit [s]Gesamte Wasserstoffmenge  [g]

Untersuchungen von Auslegungs- und schweren Störfällen in Leichtwasserreaktoren. Studies of design basis accidents and severe accidents in light water reactors

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