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Impianti Nucleari RL (811) A 99

Parte II A: Filiere 1

Facoltà di Ingegneria

Dipartimento di Ingegneria Meccanica, Nucleare e della Produzione

Università di Pisa

APPUNTI DI IMPIANTI NUCLEARIParte II A: Filiere

RL 811 A (99)

Prof. Bruno Guerrini

Dr. Ing. Sandro Paci

Anno Accademico 1998/1999


Parte II A: Filiere2



Ringraziamenti

Gli Autori desiderano ringraziare tutti coloro che hanno contribuito, in diversa maniera, edincoraggiato il presente lavoro di sistematizzazione ed ampliamento degli appunti delle lezioni di“Impianti Nucleari” tenute dal Prof. Bruno Guerrini presso la Facoltà di Ingegneriadell’Università di Pisa. In particolare, si ringraziano gli ingg. Walter Ambrosini, Marco Barlettanied Antonio Manfredini per il prezioso lavoro di revisione della versione iniziale di queste dispense.

Un particolare ringraziamento va all’ing. Paolo Di Marco per il contributo notevole alla partirelative ai cicli delle macchine termiche ed al moto di un fluido nei condotti.

Un grazie anche ai ns. Studenti, per la costante attenzione con cui hanno seguito la nascita e losviluppo di questo lavoro, testimoniata dai contributi estratti dalle tesine da Essi elaborateall’interno del Corso e dalle segnalazioni, sempre benvenute, di errori od omissioni inevitabilmentepresenti. E’ a Loro che questo notevole sforzo è dedicato, come aiuto alla loro preparazioneprofessionale nel campo dell’ingegneria nucleare.

Bruno Guerrini

Sandro Paci



1. INDICE

1. INDICE.................................................................................................................................. 5

1.1 Elenco delle Figure........................................................................................................... 11

1.2 Elenco delle Tabelle ......................................................................................................... 15

1.3 Abbreviazioni................................................................................................................... 17

2. REATTORI AD ACQUA IN PRESSIONE........................................................................ 19

2.1 Introduzione..................................................................................................................... 19

2.2 Evoluzione dei Reattori ad Acqua in Pressione .............................................................. 20

2.3 Schema di Impianto......................................................................................................... 23

2.4 Disposizione dell’Impianto .............................................................................................. 24

2.5 Isola Nucleare................................................................................................................... 26

2.5.1 Nocciolo del reattore................................................................................................... 26

2.5.2 Elemento di combustibile............................................................................................. 27

2.5.3 Componenti Interne al Recipiente in Pressione............................................................. 28

2.5.4 Sistema di Raffreddamento Primario............................................................................ 29

2.5.4.1 Recipiente in Pressione (Vessel) ............................................................................. 30

2.5.4.2 Generatore di Vapore ............................................................................................. 30

2.5.4.3 Pompa di Circolazione............................................................................................ 32

2.5.4.4 Tubazioni Primarie ................................................................................................. 32

2.5.4.5 Sistemi Ausiliari dell’Isola Nucleare e Sistemi di Sicurezza..................................... 33

2.5.4.6 Pressurizzatore....................................................................................................... 43

2.6 Nuclear Auxiliary Systems and Safety Systems.............................................................. 48

2.6.1 Nuclear Auxiliary Systems........................................................................................... 48

2.6.1.1 Chemical and Volume Control System (RCV) ........................................................ 48

2.6.1.2 Residual Heat Removal System (RRA) ................................................................... 49

2.6.1.3 Component Cooling System (RRI) ......................................................................... 50

2.6.1.4 Essential Service Water System (SEC) ................................................................... 51

2.6.1.5 Reactor Cavity and Spent Fuel Pit Cooling System (PTR)...................................... 51

2.6.2 Safety Systems ............................................................................................................51

2.6.2.1 Safety injection system (RIS).................................................................................. 51

2.6.2.2 Containment Spray System (EAS) .......................................................................... 54



3. REATTORI AD ACQUA BOLLENTE ..............................................................................55

3.1 Considerazioni Generali...................................................................................................55

3.2 Principali Tappe nello Sviluppo dei Reattori di Potenza BWR......................................59

3.3 Descrizione di un Reattore ad Acqua Bollente GE della Classe BWR 6 ........................60

3.3.1 Descrizione Generale dell’Impianto..............................................................................60

3.3.2 Descrizione del reattore ...............................................................................................61

3.3.3 Descrizione del Nocciolo .............................................................................................68

3.3.4 Descrizione del Sistema di Contenimento MARK III....................................................73

3.3.5 Cenni sui Sistemi Ausiliari............................................................................................77

3.3.5.1 Sistema di iniezione del veleno liquido.....................................................................78

3.4 Il Progetto del Nocciolo di un Reattore BWR ...............................................................103

3.5 Cenni sulla Stabilità dei BWR.......................................................................................106

3.5.1 Cenni sulle Inserzioni di Reattività..............................................................................108

3.6 CFR Title 10 Part 50 Sec. 46 - Acceptance Criteria for ECCSs for LW Nuclear PowerReactors..................................................................................................................................117

4. REATTORI AD ACQUA PESANTE................................................................................119

4.1 Giustificazione della Filiera............................................................................................119

4.2 Sviluppo della Filiera......................................................................................................119

4.2.1 PHWR.......................................................................................................................120

4.2.2 BLWR.......................................................................................................................122

4.3 Caratteristiche Fondamentali della Filiera....................................................................122

4.4 Il Reattore CANDU........................................................................................................125

4.4.1 Vasca del moderatore (Calandria) ..............................................................................128

4.4.2 Moderatore................................................................................................................128

4.4.3 Tubi in pressione (Tubi di forza) ................................................................................129

4.4.4 Tubi di Isolamento (Tubi di Calandria) .......................................................................130

4.4.5 Elemento di Combustibile ..........................................................................................130

4.4.6 Sistema di refrigerazione del nocciolo ........................................................................131

4.4.7 Controllo della Reattività ...........................................................................................133

4.4.8 Regolazione dell'Impianto ..........................................................................................134

4.4.9 Apparecchiature per il Ricambio del Combustibile......................................................135

4.4.10 Sicurezza del Reattore...............................................................................................137



4.4.10.1 Sistemi di spegnimento del reattore................................................................... 137

4.4.10.2 Sistemi di refrigerazione di emergenza .............................................................. 138

4.4.10.3 Sistema di contenimento ................................................................................... 138

4.5 Il Reattore BLW ............................................................................................................ 142

4.5.1 Giustificazione della Filiera........................................................................................ 142

4.5.2 Illustrazione Sommaria di un BLW............................................................................ 143

4.6 Considerazioni Ingegneristiche Relative ai Tubi in Pressione ..................................... 146

4.6.1 Criteri Seguiti nella Progettazione dei Tubi di Forza .................................................. 146

4.6.2 Fenomeni di Creep .................................................................................................... 148

4.6.3 Controllo di Qualità................................................................................................... 148

4.6.4 Propagazione di Difetti nei Tubi in Pressione ............................................................. 149

5. REATTORI MODERATI A GRAFITE E REFRIGERATI A GAS............................... 151

5.1 Cenni Storici .................................................................................................................. 151

5.2 Reattori tipo Magnox .................................................................................................... 153

5.2.1 Considerazioni Generali............................................................................................. 153

5.2.2 Struttura dell'Impianto............................................................................................... 157

5.3 Reattori AGR................................................................................................................. 166

5.3.1 Considerazione Generali sulla Filiera.......................................................................... 166

5.3.2 Nocciolo del Reattore e Struttura dell'Impianto ......................................................... 167

5.4 Reattori a Gas ad Alta Temperatura ............................................................................ 174

5.4.1 Caratteristiche Fondamentali della Filiera................................................................... 174

5.4.2 Reattore HTGR di Fort Saint Vrain........................................................................... 175

5.4.3 Reattore THTR......................................................................................................... 180

6. REATTORI A NEUTRONI VELOCI.............................................................................. 185

6.1 Considerazioni Generali ................................................................................................ 185

6.2 Considerazioni sulla Cinetica dei Reattori Veloci ........................................................ 189

6.3 Coefficienti di Reattività nei Reattori Veloci................................................................ 191

6.3.1 Coefficiente di Temperatura del Combustibile: Effetto Doppler.................................. 191

6.3.2 Coefficiente di Reattività per Vuoto di Sodio............................................................. 192

6.4 Materiali Impiegati nel Nocciolo dei Reattori Veloci ................................................... 193

6.4.1 Refrigeranti Impiegati nei Reattori Veloci.................................................................. 193



6.4.1.1 Trasmissione di Calore per Convezione con Fluidi ad Elevata Conducibilità Termica195

6.4.2 Radioattività del Sodio...............................................................................................199

6.4.3 Compatibilità del Sodio con i Materiali Strutturali......................................................201

6.4.4 Reazione tra il Sodio e l’Aria.....................................................................................203

6.4.5 Reazione tra il Sodio e l’Acqua..................................................................................203

6.4.6 Effetti dell’Irraggiamento Neutronico sui Materiali Impiegati nei Reattori Veloci .......204

6.5 Sviluppo dei Reattori Nucleari a Neutroni Veloci.........................................................206

6.5.1 Disposizione Impiantistica..........................................................................................206

6.5.2 Struttura del Nocciolo................................................................................................209

6.5.3 Elementi di Combustibile per i LMFBR......................................................................211

6.6 Evoluzione della Filiera ..................................................................................................212

6.7 Il Programma Nucleare Giapponese..............................................................................226

6.8 MONJU FBR..................................................................................................................229

6.8.1 Il Nocciolo del Reattore.............................................................................................230

6.8.2 Il Circuito di Refrigerazione Primario.........................................................................234

6.8.3 Il Circuito di Refrigerazione Secondario.....................................................................238

6.8.3.1 Il Generatore di Vapore ........................................................................................238

6.8.4 Il Sistema di Contenimento ........................................................................................240

6.8.5 L’Incidente di Perdita di Sodio...................................................................................242

6.8.5.1 Cronologia degli Eventi.........................................................................................243

6.8.5.2 Le Cause dell’Incidente.........................................................................................244

6.8.5.3 Danni Risultanti dalla Perdita di Sodio...................................................................246

6.8.5.4 Gestione dell’Incidente..........................................................................................248

7. IL REATTORE ASSOCIATO ALL’IMPIANTO GENERATORE DI POTENZA .......251

7.1 Considerazioni Generali sul Sistema di Regolazione ....................................................252

7.1.1 Reattori ad Acqua in Pressione...................................................................................252

7.1.2 Reattori ad Acqua Bollente (Ciclo Duale) ..................................................................253

7.1.3 Reattori ad Acqua Bollente (Ciclo Singolo)................................................................255

7.1.4 Reattori Gas-Grafite (AGR).......................................................................................256

7.2 La modulazione del Carico nei Moderni Impianti Nucleari di Potenza.......................256

7.2.1 Cenni alle problematiche del controllo e della gestione di un impianto ........................259

7.2.1.1 Formulazione del problema del controllo ...............................................................259

7.2.1.2 Gestione dei meccanismi scelti per il controllo.......................................................261



7.2.2 Soluzioni Proposte .................................................................................................... 263

7.2.2.1 Francia .................................................................................................................263

7.2.2.2 Germania.............................................................................................................. 266

7.2.2.3 Corea. ..................................................................................................................268

7.2.3 Il Controllo Automatico di un BWR nelle Operazioni di Modulazione del Carico....... 269

7.2.4 Bibliografia................................................................................................................ 269



1.1 Elenco delle Figure

Figura 2.1: Regolazione a temperatura media, Tm, costante............................................................ 33Figura 2.2: Regolazione a pressione costante del vapore. ............................................................... 34Figura 2.3: Regolazione con variazione di Tm e di pv. ..................................................................... 35Figura 2.4: Schema funzionale di un PWR. .................................................................................... 36Figura 2.5: Disposizione generale dell’impianto. ............................................................................ 37Figura 2.6: Spaccato di PWR......................................................................................................... 38Figura 2.7: Elemento di combustibile. ............................................................................................ 39Figura 2.8: Generatore di vapore. .................................................................................................. 40Figura 2.9: Pressurizzatore............................................................................................................ 43Figura 2.10: Chemical and volume control system (RCV). ............................................................. 49Figura 2.11: Residual heat removal system (RRA) ......................................................................... 50Figura 2.12: Safety Injection system (RIS).....................................................................................52Figura 2.13: Containment spray system (EAS). .............................................................................. 53Figura 3.1: Schema semplificato di un moderno impianto BWR della GE....................................... 62Figura 3.2: Vessel e componenti interni di un reattore BWR 6 ....................................................... 63Figura 3.3: Capacità di allagamento del nocciolo di un reattore BWR 6 ......................................... 64Figura 3.4: Separatore di vapore (BWR 6)..................................................................................... 65Figura 3.5: Essiccatori di vapore (BWR 6)..................................................................................... 65Figura 3.6: Sistemazione dei circuiti di ricircolazione reattore BWR 6............................................ 66Figura 3.7: Sistemazione delle pompe a getto nel vessel ( BWR 6)................................................. 67Figura 3.8: Principio di funzionamento di una pompa a getto ......................................................... 68Figura 3.9: Sistemazione degli elementi di combustibile nel nocciolo di un BWR di grossa potenza 69Figura 3.10: Elemento modulare componente il reticolo del nocciolo di un reattore BWR 6........... 69Figura 3.11: Elemento di combustibile BWR 6............................................................................... 70Figura 3.12: Barra di controllo per reattore BWR.......................................................................... 72Figura 3.13: Sistemazione degli edifici di un BWR - Soluzione Mark III ........................................ 73Figura 3.14: Edificio reattore - Soluzione Mark III ........................................................................ 74Figura 3.15: Sistema di refrigerazione di emergenza BWR 6 - Mark III.......................................... 78Figura 3.16: Sistema di emergenza per l'iniezione di veleno liquido BWR 6.................................... 79Figura 3.17: BWR 6 - Sistema di refrigerazione a reattore isolato .................................................. 82Figura 3.18: BWR 6 - Sistemi di refrigerazione del nocciolo di emergenza..................................... 83Figura 3.19: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo....................................................... 84Figura 3.20: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di iniezione a bassapressione 85Figura 3.21: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di refrigerazione dellapiscina di soppressione................................................................................................................... 86Figura 3.22: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di condensazione del vapore87Figura 3.23: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di shutdown cooling........ 88Figura 3.24: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di spray del contenimento 89Figura 3.25: BWR 4 - Sistema di iniezione del boro liquido ........................................................... 92Figura 3.26: BWR 4 -Sistema di raffreddamento del nocciolo isolato RCIC ................................... 93Figura 3.27: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Raffreddamento reattore spento” .... 94Figura 3.28: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Raffreddamento acqua piscina” ....... 95Figura 3.29: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Iniezione a bassa pressione” LPCI... 96Figura 3.30: BWR 4 -Sistema di spruzzamento del contenimento primario..................................... 97Figura 3.31: BWR 4 -Sistema di iniezione a bassa pressione LPCI ................................................. 98Figura 3.32: BWR 4 -Sistema di spruzzamento del nocciolo a bassa pressione LPCS..................... 99



Figura 3.33: BWR 4 -Sistema di iniezione ad alta pressione HPCI ................................................100Figura 3.34: BWR 4 -Sistema di raffreddamento di emergenza del nocciolo ECCS.......................101Figura 3.48: Schema di un impianto BWR a ciclo duale con separazione del vapore esterna alrecipiente in pressione (Garigliano, Dresden 1). ............................................................................113Figura 3.49: Curve di funzionamento di un reattore a ciclo duale. .................................................113Figura 3.50: Schema di un impianto BWR a ciclo duale con separazione del vapore interna alrecipiente in pressione (Gundremingen). .......................................................................................114Figura 3.51: Schema di un impianto BWR a ciclo singolo con contenitore a soppressione dipressione e separazione del vapore interna al recipiente in pressione (Oyster Creek). ....................115Figura 3.52: Schema di un impianto BWR a ciclo singolo, con contenitore a soppressione dipressione, separazione del vapore interna al recipiente in pressione ed adozione delle pompe a gettoper la ricircolazione (Dresden 2, Caorso)......................................................................................116Figura 4.1: Soluzione adottata nei reattori a tubi di forza..............................................................121Figura 4.2: Andamento qualitativo del fattore di moltiplicazione in funzione del rapporto Am/Af..123

Figura 4.3: Vista di insieme di un reattore CANDU......................................................................126Figura 4.4: Diagramma di flusso semplificato del reattore CANDU ..............................................127Figura 4.5: Rappresentazione schematica del nocciolo ..................................................................127Figura 4.6: Elemento di combustibile del reattore CANDU...........................................................131Figura 4.7: Schema funzionale del sistema di refrigerazione..........................................................132Figura 4.8: Diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione....................................132Figura 4.9: Disposizione dei collettori e dei tubi del refrigerante in un reattore CANDU...............133Figura 4.10: Loops di controllo di un reattore CANDU................................................................135Figura 4.11: Macchina per il ricambio del combustibile impiegata nella centrale di Bruce..............136Figura 4.12: Diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione di emergenza delnocciolo. 139Figura 4.13: Contenitore di sicurezza di un reattore CANDU.......................................................140Figura 4.14: Sistema di contenimento di una centrale multiunità. ..................................................140Figura 4.15: Sezione verticale di un BLW ....................................................................................144Figura 4.16: Diagramma di flusso semplificato del reattore CIRENE ............................................145Figura 5.1: Sezione verticale di un reattore Magnox della prima generazione (Latina)...................160Figura 5.2: Sezione verticale di un reattore Magnox con recipiente in calcestruzzo precompresso.161Figura 5.3: Sezione orizzontale del nocciolo del reattore di Latina................................................162Figura 5.4: Elementi di combustibile (spezzoni) di un reattore Magnox.........................................163Figura 5.5: Dispositivo di sostegno degli elementi di combustibile di un reattore Magnox. ............164Figura 5.6: Diagramma di flusso della centrale di Latina. ..............................................................165Figura 5.7: Posizionamento dei blocchi di grafite nel nocciolo di un AGR.....................................167Figura 5.8: Elemento di combustibile di un AGR (Hinkley Point B). .............................................171Figura 5.9: Disposizione delle principali componenti del reattore e distribuzione del flusso delrefrigerante nei circuiti in pressione di un AGR.............................................................................172Figura 5.10: Sezione longitudinale dell'edificio reattore della centrale di Hinkley Point B. .............173Figura 5.11: Particella di combustibile di un HTR.........................................................................174Figura 5.12: Sezione verticale del reattore di Fort St. Vrain..........................................................176Figura 5.13: Sezione orizzontale del nocciolo del reattore di Fort St. Vrain. .................................177Figura 5.14: Elemento di combustibile del reattore di Fort St. Vrain. ............................................177Figura 5.15: Diagramma di flusso della centrale di Fort St. Vrain..................................................179Figura 5.16: Elemento di combustibile del THTR - 300. ...............................................................180Figura 5.17: Sezione verticale del THTR-300...............................................................................182Figura 5.18: Sezione orizzontale del THTR - 300.........................................................................183Figura 5.19: Diagramma di flusso del THTR - 300. ......................................................................184Figura 6.1: Correlazione per lo scambio termico in fasci di barrette refrigerate con un flusso di sodioparallelo all'asse............................................................................................................................197



Figura 6.2: Dati geometrici dell’elemento di combustibile. ........................................................... 198Figura 6.3: Andamento dello swelling in funzione della fluenza.................................................... 205Figura 6.4: Andamento dello swelling in funzione della temperatura............................................. 205Figura 6.5: Configurazione a tre loops. ........................................................................................206Figura 6.6: Soluzione loop-type. .................................................................................................. 207Figura 6.7: Soluzione pool-type. .................................................................................................. 208Figura 6.8: Lay-out plan. ............................................................................................................. 216Figura 6.9: Longitudinal cross section.......................................................................................... 217Figura 6.10: Plain view. ............................................................................................................... 218Figura 6.11: Reactor.................................................................................................................... 219Figura 6.12: Nominal configuration of core.................................................................................. 220Figura 6.13: Fuel assembley......................................................................................................... 221Figura 6.14: Route of new fuel assemblies. .................................................................................. 222Figura 6.15: Route of irradiated fuel assemblies. .......................................................................... 222Figura 6.16: Secondary circuits.................................................................................................... 223Figura 6.17: Water-steam circuit.................................................................................................. 224Figura 6.18: Steam generator....................................................................................................... 225Figura 6.19: Percentuale delle principali fonti energetiche nella capacità produttiva e nellaproduzione di energia elettrica. .................................................................................................... 227Figura 6.20: Impianti nucleari di potenza in Giappone.................................................................. 228Figura 6.21: Localizzazione del reattore Monju........................................................................... 229Figura 6.22: Storia cronologica del reattore ................................................................................. 230Figura 6.23: Eelemento di combustibile e nocciolo del reattore .................................................... 232Figura 6.24: Vessel del reattore ................................................................................................... 234Figura 6.25: pompa per il sodio del circuito primario ................................................................... 237Figura 6.26: Intermediate Heat Exchanger ................................................................................... 238Figura 6.27: Generatore di vapore. .............................................................................................. 240Figura 6.28: Surriscaldatore......................................................................................................... 241Figura 6.29: Spaccato dell'edificio che contiene l'IHE.................................................................. 242Figura 6.30: Localizzazione della perdita..................................................................................... 244Figura 6.31: Sezione longitudinale del sensore di temperatura...................................................... 245Figura 6.32: danni alle strutture causati dalla fuoriuscita del sodio................................................ 247Figura 6.33: Tratto del condotto di aerazione danneggiato dal sodio ............................................ 247Figura 6.34: Attuale termocoppia e progetto modificato .............................................................. 249Figura 7.1: Schemi “turbina segue” e “reattore segue”. ............................................................... 252Figura 7.2: Schema generale di regolazione per impianto PWR. ................................................... 253Figura 7.3: Curve di funzionamento di un reattore a ciclo duale. .................................................. 254Figura 7.4: BWR ciclo singolo: diagramma di regolazione. .......................................................... 255Figura 7.5: Potenza oraria richiesta sulla rete italiana nel terzo mercoledì di ciascun mese del 1998.257Figura 7.6: Consumo interno di energia elettrica in Italia nel 3° mercoledì di dicembre ................. 258Figura 7.7: Andamento della potenza prodotta nei giorni feriali.................................................... 264Figura 7.8: Andamento della potenza prodotta nei giorni festivi ................................................... 265



1.2 Elenco delle Tabelle

Tabella 2.1: Dati relativi al sistema di contenimento Framatome N4. .............................................. 26Tabella 2.2: Principali caratteristiche di un generatore di vapore..................................................... 32Tabella 2.3: Caratteristiche di tre impianti di riferimento PWR. ...................................................... 41Tabella 2.4: Caratteristiche principali dei reattori AP-600 ed EDF 1300. ........................................ 42Tabella 3.1: Sistemi ausiliari del reattore in un BWR 6 (Montalto)................................................. 81Tabella 3.2: Sistemi ausiliari del reattore in un BWR 4 (Caorso).................................................... 91Tabella 3.3: Sviluppo dei reattori BWR. ...................................................................................... 111Tabella 3.4: Schema di calcolo del nocciolo di un reattore BWR.................................................. 112Tabella 4.1: Caratteristiche nucleari di alcuni moderatori.............................................................. 122Tabella 4.2: Caratteristiche principali di una unità della centrale di Pickering. ............................... 141Tabella 4.3: Principali caratteristiche del reattore CIRENE .......................................................... 146Tabella 5.1: Principali caratteristiche dell'uranio naturale in forma metallica. ................................ 155Tabella 5.2: Principali caratteristiche della grafite impiegata nei reattori Magnox.......................... 155Tabella 5.3: Principali caratteristiche del Magnox AL 80.............................................................. 156Tabella 5.4: Principali caratteristiche fisiche della CO2. ................................................................ 156Tabella 5.5: Principali caratteristiche di alcune centrali alimentate con reattori tipo Magnox......... 159Tabella 5.6: Principali caratteristiche della unità Dungeness B1. ................................................... 170Tabella 5.7: Principali caratteristiche del reattore di Fort St. Vrain.............................................. 178Tabella 5.8: Principali caratteristiche del THTR 300 .................................................................... 181Tabella 6.1:Rapporto fra la σa di alcuni materiali e la σf del fissile. .............................................. 185

Tabella 6.2: Caratteristiche nucleari per i principali isotopi fissili.................................................. 187Tabella 6.3: Valori di β per i diversi materiali fissili...................................................................... 189Tabella 6.4: Valori di β e di θo relativi a reattori di tipo diverso.................................................... 190Tabella 6.5: Proprietà dei gruppi di neutroni pronti e ritardati per fissione termica dell’U235. ........ 190Tabella 6.6:Principali caratteristiche del sodio in funzione della temperatura................................. 194Tabella 6.7: Situazione dei reattori veloci nel mondo dal 1950 al 1980. ........................................ 214Tabella 6.8: Caratteristiche Principali delle Centrali PHENIX e SUPERPHENIX......................... 215Tabella 6.9: dati tecnici generali................................................................................................... 231Tabella 6.10: Caratteristiche tecniche del nocciolo ....................................................................... 233Tabella 6.11: Caratteristiche tecniche del vessel e della piastra schermante................................... 235Tabella 6.12: Caratteristiche tecniche della pompa del circuito primario ....................................... 236Tabella 6.13: caratteristiche tecniche dell’IHX............................................................................. 236Tabella 6.14: Caratteristiche del generatore di vapore .................................................................. 239Tabella 6.15: Caratteristiche tecniche della turbina....................................................................... 241



1.3 Abbreviazioni

AEC Atomic Energy of CanadaAGR Advanced Gas cooled ReactorAM Accident ManagementANS American Nuclear SocietyATR Advanced Test ReactorBHW Boiling Heavy WaterBLWHW Boiling Light Water cooled Heavy Water moderatedBWR Boiling Water ReactorCANDU Canadian Deuterium UraniumCBUF Cycling Burn-Up FactorCCI Core Concrete InteractionCFR Code of Federal RegulationCSNI Committee on Safety of Nuclear InstallationDBA Design Basis AccidentDCC Degraded Core CoolabilityDH Decay HeatDCH Direct Containment HeatingDDT Deflagration-to-Detonation TransitionDF Decontamination FactorDNBR Departure From Nucleate Boiling RatioEBWR Experimental BWRECCS Emergency Core Cooling SystemEDF Eletricitè de FranceEPR European Pressurized ReactorFA Fuel AssemblyFBR Fast Breeder ReactorFP Fission ProductGCHW Gas Cooled Heavy Water moderatedGCR Gas Cooled ReactorGE General ElectricGRS Gesellschaft für Anlagen und ReaktorSicherheitGV Generatore di VaporeHM Heavy MetalHP High PressureHPME High Pressure Melt EjectionHTGR High Temperature Gas cooled ReactorHWR Heavy Water ReactorIHX Intermediate Heat eXchangerKfK Kernforshungszentrum KarlsruheLACE LWR Aerosol Containment ExperimentsLB LOCA Large Break Loss Of Coolant AccidentLMFBR Liquid Metal Fast Breeder ReactorLOCA Loss Of Coolant AccidentLP Low PressureLVRF Low Void Reactivity FuelLWR Light Water Reactor



Magnox Magnesium no oxidationMCCI Molten Core Concrete InteractionMCHFR Minimum Critical Heat Flux RatioMCPR Minimum Critical Power RatioMFCI Molten Fuel Concrete InteractionMOX Mixed Oxide FuelMTC Moderator Temperature CoefficientMTR Material Testing ReactorNc Nuclei di combustibile per unità di volumeNm Nuclei di moderatore per unità di volumeNPP Nuclear Power PlantNPSH Net Positive Suction HeadNRC Nuclear Reactor CommissionOCHW Organic Cooled Heavy Water moderatedOCOM Optimized CO-MillingOECD Organization for Economic Cooperation and DevelopmentOMR Over Moderated ReactorPCI Pellet Cladding InteractionPEC Prova Elementi CombustibilePHW Pressurized Heavy WaterPHWHW Pressurized Heavy Water cooled Heavy Water moderatedPNC Power Reactor and Nuclear Fuel Development CorporationPORV Power Operated Relief ValvePSA Probabilistic Safety AnalysisPWR Pressurised Water ReactorRCCA Rod Cluster Control AssemblyRCS Reactor Coolant SystemRIA Reactivity Initiated AccidentRN Radio NuclideRPV Reactor Pressure VesselRSM Reactivity Margin ShutdownSA Severe AccidentSAM Sub Assembly ManagementSB LOCA Small Break Loss Of Coolant AccidentSFD Severe Fuel DamageSG Steam GeneratorSKB Swedish Nuclear Fuel and Waste Management CompanySRV Safety and Release ValveST Source TermTHTR Thorium High Temperature ReactorTc Temperatura del combustibileTm Temperatura del moderatore



2. REATTORI AD ACQUA IN PRESSIONE

2.1 Introduzione

Il concetto di reattore ad acqua in pressione (PWR) fu sviluppato dagli USA nell’ambito delprogramma per la messa a punto di un reattore nucleare da utilizzare per la propulsione disottomarini. Il primo prototipo in piena scala, denominato STR Mark-1, fu costruito a terra eraggiunse la criticità nel marzo 1953. Il primo sottomarino a propulsione nucleare, cui fu dato ilnome “Nautilus”, iniziò le prove in mare nel gennaio 1955.

A questo seguirono, come è noto, un grande numero di altri sottomarini ed alcune navi di superficie,prevalentemente militari, che sono tutte dotate di un apparato motore alimentato da un reattorenucleare ad acqua in pressione.

Il primo impianto nucleare ad acqua in pressione destinato alla produzione di energia elettrica fucostruito nell’Unione Sovietica ed entrò in funzione il 27 luglio 1954. La potenza dell’impianto eramolto bassa: 5. MWe (30. MWt).

Alla fine del 1957 (anno successivo a quello della messa in funzione a Calder Hall, in Inghilterra,della prima centrale elettronucleare con un reattore GCR) entrò in esercizio negli USA la primacentrale PWR denominata “Shippingport Pressurized Water Reactor”. L’esercizio della centralesuddetta, avente una potenza di 68. MWe (231. MWt), ha fornito numerose informazioni diparticolare interesse relativamente alla tecnologia ed alle caratteristiche di funzionamento dellecentrali elettronucleari alimentate con reattori PWR.

Alla metà del 1961 è entrata in funzione la centrale Yankee Rowe avente inizialmente la potenza di110. MWe. Successivamente la centrale è stata autorizzata per una potenza di 185. MWe; taleaumento è stato reso possibile dalla successiva adozione del controllo chimico.

Nel dicembre 1962 è entrata in funzione, ancora negli USA, la centrale di Indian Point da 265. MWe,caratterizzata dalla utilizzazione di un sistema di surriscaldamento del vapore di tipo convenzionale.Questa soluzione che sembrerebbe a prima vista particolarmente interessante in quanto consente lautilizzazione dell’energia nucleare per fornire calore a bassa temperatura e di quella termicaconvenzionale per fornire calore ad alta temperatura, non è stata più adottata negli anni successivi.Ciò dipende soprattutto dal fatto che con l’accoppiamento di un impianto nucleare e di unoconvenzionale si sono certamente sommati i problemi relativi ai due impianti senza trarne, peraltro, ivantaggi sperati.

Agli inizi del 1959 fu decisa la costruzione di un piccolo reattore, da considerarsi come unitàsperimentale. Tale reattore, noto come reattore di Saxton dal nome della località dove è installato, hauna potenza di 6. MWe (28. MWt) ed è stato diffusamente impiegato per lo sviluppo di esperienzerelative al controllo chimico.

La prima centrale PWR realizzata in Italia è quella di Trino Vercellese, ordinata “chiavi in mano” allaWestinghouse dalla Edison nel 1960. (La centrale è passata successivamente all’ENEL inapplicazione della legge sulla nazionalizzazione dell’energia elettrica). La costruzione fu iniziata nel1961, il reattore raggiunse la criticità alla fine del 1963 e la piena potenza nel 1964.

La centrale di Trino Vercellese fu inizialmente concepita come una copia di Yankee Rowe. Lapotenza prevista era di 185. MWe. Successivamente, con l’adozione del controllo chimico, la cuifattibilità era stata dimostrata dai risultati delle esperienze condotte nel reattore di Saxton, è statopossibile aumentare la potenza fino al valore di 250. MWe.

La potenza delle centrali PWR è andata nel tempo rapidamente aumentando fino a raggiungere, nelleversioni più moderne, valori di 1400. MWe per ciascuna unità.



Questo tipo di reattore costituisce la filiera più affermata nel mondo. A parte i reattori impiegati perla propulsione navale, il numero delle unità elettronucleari PWR in esercizio al settembre 1989 in 20diversi Paesi era pari a 233 con una potenza complessiva di oltre 195,000. MWe. A questa si devonoaggiungere altre 95 centrali in costruzione con una potenza complessiva di circa 89,000. MWe. Alladata suddetta, la potenza delle centrali PWR in esercizio o in costruzione rappresentava nelcomplesso oltre il 65% della potenza elettronucleare.

2.2 Evoluzione dei Reattori ad Acqua in Pressione

Nella Tabella 2.3 sono riportate le principali caratteristiche di tre reattori PWR appartenenti a fasisuccessive di sviluppo della filiera.

Un semplice esame di dati riportati nella tabella può fornire una prima indicazione dello sviluppo diquesta filiera. Si può in primo luogo constatare che non si sono avute nel tempo modifiche di rilievoparagonabili a quelle manifestatesi per le altre filiere. Le scelte di fondo inizialmente adottate sonostate mantenute e la disposizione generale dell’impianto è rimasta praticamente inalterata.

A partire dalla centrale di Trino Vercellese, tutti gli impianti successivi presentano le caratteristicheseguenti:

• impiego di UO2 arricchito con combustibile;

• impiego delle leghe di zirconio, come materiale utilizzato per la costruzione delle guaine;

• adozione del controllo chimico;

• adozione di barre di controllo del tipo “rod cluster”;

• impiego di pompe di circolazione a tenuta meccanica a perdite controllate;

• adozione di un ciclo del combustibile con ricambio a zone e shuffling radiale degli elementi.

Nello sviluppo della filiera sono stati naturalmente apportate continue modificazioni migliorative,suggerite anche da risultati di un esercizio che si andavano acquisendo. Tra questi si possonoricordare:

• un continuo innalzamento delle caratteristiche del vapore prodotto, con conseguente aumento delrendimento del ciclo termico. A tale fine è stato necessario aumentare la temperatura delrefrigerante all’uscita dal reattore, cosa che è stata peraltro possibile con incrementi relativamentemodesti della pressione di esercizio del circuito primario, conseguentemente alla accettabilitàdell’ebollizione nucleata del fluido all’interno dei canali;

• un costante aumento del burn-up medio allo scarico, che è passato da circa 12,000. MWd/t neiprimi impianti a oltre 35,000. MWd/t negli impianti più recenti. Ciò è stato reso possibile dalprogressivo sviluppo della tecnologia di fabbricazione degli elementi del combustibile;

• un continuo aumento della potenza installata in ciascuna unità, che è passata da circa 200. MWe acirca 1,000. MWe, fino a raggiungere 1,475. MWe nell’ultimo impianto Framatome. Tali aumenti(che si sono avuti in altre filiere ed anche nelle stesse centrali termoelettriche convenzionali) checomportano una sensibile riduzione del costo di impianto per unità di potenza installata, sono statiin effetti possibili a causa della crescente domanda di energia elettrica, con conseguente richiestopotenziamento delle reti che, per le loro caratteristiche, giustificano pienamente in molti Paesi lapresenza di unità di produzione di elevata potenza;

• un costante adeguamento dei sistemi di emergenza (con particolare riferimento a quelli per larefrigerazione del nocciolo) alla evoluzione delle normative di sicurezza, predisposte dagli Enti dicontrollo tenendo conto dei risultati delle ricerche svolte e di quelli derivanti dall’esercizio degliimpianti esistenti;



• l’adozione sempre più frequente di sistemi di refrigerazione del condensatore utilizzanti torri direfrigerazione a umido, con conseguente minore impatto termico sulle acque superficiali;

• l’adozione di sistemi di contenimento attivi sempre più sofisticati, atti a garantire insieme allaprotezione dell’ambiente, anche quella dell’impianto.

La novità più importante che si è avuta nello sviluppo (e, peraltro, già nella sua fase iniziale) deiPWR è stata senza dubbio l’adozione del controllo chimico; su questo aspetto si ritiene opportunosoffermare l’attenzione.

La utilizzazione di veleni neutronici (acido borico o sali di boro) in soluzione nel moderatore per ilcontrollo delle variazioni di reattività a lungo termine consente una significativa riduzione del fattoredi canale caldo FQ (da valori superiori a 3, a valori poco superiori a 2) in quanto, funzionando ilreattore con barre di controllo praticamente estratte, si ha un sensibile miglioramento delladistribuzione assiale di potenza che non risulta più perturbata dalle modificazioni indotte dallospostamento delle barre di controllo stesse. E’ stato pertanto possibile aumentare la potenzadell’impianto, praticamente nella stessa proporzione con la quale si è ridotto il fattore di canalecaldo, mantenendo inalterati i limiti all’estrazione di potenza imposti nella progettazionetermoidraulica. Un ulteriore vantaggio, anche se certamente meno significativo, è quello conseguentealla riduzione del numero delle barre di controllo che comporta in primo luogo un’economia divalore non trascurabile tenendo conto del costo della barra e del relativo meccanismo di comando.Peraltro, ad una riduzione delle barre consegue una riduzione del numero delle penetrazioni nelcoperchio del recipiente in pressione con diminuzione del costo del recipiente stesso e innegabilivantaggi per la sua integrità strutturale. Nel reattore di Trino Vercellese l’adozione del controllochimico (chemical shim) ha consentito di ridurre il numero delle barre dalle 44 inizialmente previste a28.

Si deve infine osservare che essendo stata notevolmente ridotta la reattività controllata dalle barre(limitata alla variazione di reattività a breve termine), è stato possibile sostituire alle barre a sezionecruciformi, inizialmente adottate, barre a cluster di barrette (rod control cluster) con eliminazione deiprolungamenti necessari nelle barre cruciformi e conseguente riduzione dell’altezza del recipiente inpressione di una quantità sostanzialmente uguale all’altezza del nocciolo (circa 4. m.).

Come è noto, la centrale di Trino Vercellese è stata la prima nel mondo nella quale è stato adottato ilcontrollo chimico. Tutte le centrali PWR successivamente installate utilizzano questo tipo dicontrollo, che è stato inoltre esteso anche a quelle che erano già in funzione (Yankee Rowe e IndianPoint) .

Una consistente attività di ricerca è stata necessaria per accertare la fattibilità e la piena utilizzabilitàdi questo sistema. Si è dovuto dimostrare in particolare che:

1) la sicurezza dell’impianto non veniva in alcun modo compromessa;

2) l’adozione del “chemical shim” non poneva problemi particolarmente complessi per l’eserciziodell’impianto.

Le numerose esperienze condotte inizialmente in circuiti fuori pila e, successivamente, nel reattore diSaxton dimostrarono che:

a) con le concentrazioni di veleni chimici necessarie (2,000. ÷ 4,000. ppm), non esiste il pericolo chequesti vadano a depositarsi sulla superficie delle guaine delle barrette o, comunque, in qualsiasialtra zona del nocciolo e che vengano successivamente rilasciati in modo repentino conconseguenti massicce escursioni di reattività;

b) non si hanno depositi irreversibili di veleni sulle superfici delle barrette. Qualora ciò si fosseverificato, si sarebbero avuti aumenti locali della resistenza termica con conseguenti



surriscaldamenti delle guaine che avrebbero potuto avere serie conseguenze sul comportamentodell’elemento;

c) il coefficiente di temperatura del moderatore, pur diminuendo in valore assoluto all’aumentaredella concentrazione di veleni, rimane negativo fino a concentrazioni di circa 2,000. ÷ 2,500. ppm.

A proposito di quanto riportato al punto c), si deve ricordare che la stabilità intrinseca dei PWR èsostanzialmente garantita dal coefficiente negativo di temperatura del combustibile. Il coefficiente ditemperatura del moderatore ha invece importanza fondamentale per la regolazione automaticadell’impianto e contribuisce, se negativo, alla stabilità intrinseca del reattore. Se quest’ultimocoefficiente è positivo od anche negativo, ma molto piccolo in valore assoluto, la regolazioneautomatica dell’impianto non potrà essere ottenuta senza l’azionamento delle barre di controllo.

In effetti negli impianti attuali nei quali vengono impiegati elementi di combustibile che consentono ilraggiungimento di burn-up medio allo scarico superiori a 30,000. MWd/t, la concentrazione di acidoborico o di sali di boro all’inizio della vita può raggiungere valori tali da rendere sicuramente positivoil coefficiente di reattività del moderatore. Per questo motivo è stato necessario modificare il tipo diregolazione inizialmente adottato. Nei primi impianti, infatti, la regolazione veniva realizzatamantenendo sostanzialmente costante la temperatura media del fluido primario. Se per esempio, si haun aumento della richiesta del carico, il regolatore di macchina provvede ad aumentare il grado diapertura della valvola di ammissione del vapore in turbina; la maggiore quantità di calore ceduta nelgeneratore di vapore dal fluido primario a quello secondario, provoca un abbassamento dellatemperatura del fluido primario all’uscita del generatore e, quindi, della temperatura del fluido stessoall’ingresso del nocciolo del reattore. Il conseguente abbassamento della temperatura media delrefrigerante-moderatore del nocciolo determina, se il coefficiente di temperatura del moderatore ènegativo una inserzione di reattività e, quindi, un aumento della potenza. Il transitorio ha terminequando, in relazione all’incremento della potenza, la temperatura media del moderatore nel noccioloè tornata al valore che essa aveva prima dell’inizio dello stesso.

In effetti la temperatura media finale rimane un po' inferiore a quella iniziale per compensare levariazioni negative di reattività connesse con l’aumento della temperatura del combustibile e dellaconcentrazione dello Xeno (ambedue queste grandezze sono, come è noto, funzione della potenzatermica del nocciolo).

Operando nel modo suddetto è quindi possibile variare la potenza dell’impianto senza interventodelle barre di controllo.

Questo tipo di regolazione, particolarmente favorevole per la parte nucleare dell’impianto, è invecepenalizzante per la turbina che viene alimentata con vapore con caratteristiche termodinamichevariabili al variare del carico; la pressione e, quindi, la temperatura (nel caso del vapore saturo) delvapore prodotto diminuisce all’aumentare del carico (Figura 2.1).

Come riportato nella figura suddetta, le curve di raffreddamento del fluido primario possono essererappresentate da rette appartenenti ad un fascio con centro nel punto A.

Dall’esame della stessa figura emerge anche che sarebbe possibile mantenere costante la pressionedel vapore al variare della potenza. Ciò richiederebbe però una variazione della temperaturadell’acqua di alimento in funzione del carico, con conseguente modifica del rendimento del ciclo ditrasformazione. All’aumentare del carico, per esempio, dovrebbe diminuire la temperatura dell’acquadi alimento, ma in tal modo sarebbe aumentata la quantità di calore ceduta al fluido secondario atemperatura variabile e, comunque, inferiore a quella massima del fluido stesso. Ciò porterebbeinevitabilmente, come è noto, ad un abbassamento del rendimento del ciclo.

Poiché, come è stato prima accennato, il coefficiente di temperatura del moderatore nei PWR dellagenerazione attuale è positivo ad inizio vita e tale rimane, anche se con valore continuamente



decrescente, per un non trascurabile intervallo della vita stessa, questo tipo di regolazione non è piùpossibile.

Dovendosi fare ricorso comunque all’intervento delle barre di controllo, potrebbe essere preso inconsiderazione il tipo di regolazione a pressione costante del vapore (Figura 2.2).

In questo caso le curve di raffreddamento del fluido primario sono rappresentabili con retteappartenenti ad un fascio avente il centro nel punto B. Ciò porterebbe inevitabilmente ad unavariazione della temperatura media del fluido primario alla fine del transitorio. La conseguentevariazione di reattività dovrebbe essere compensata con lo spostamento delle barre di controllo.

Questo tipo di regolazione, particolarmente gradito per il gruppo turbogeneratore, sarebbe peròparticolarmente penalizzante per la parte nucleare, richiedendo spostamenti delle barre di controllo dientità rilevante, essendo tale la variazione della temperatura del fluido primario.

Tenendo presente quanto sopra, il tipo di regolazione adottato è quello indicato nella Figura 2.3. Lecurve di raffreddamento del fluido primario sono rappresentabili con rette appartenenti ad un fasciocon centro in un punto C intermedio tra quelli A e B indicati nelle figure precedenti. La temperaturamedia del fluido primario non rimane costante, ma la sua variazione è minore rispetto a quella che siavrebbe con il tipo di regolazione a pressione costante del vapore; la pressione del vapore non rimanecostante, ma la sua variazione in funzione del carico è minore di quella che si avrebbe con il tipo diregolazione a temperatura costante del fluido primario.

Come è stato prima accennato, l’abbandono del sistema automatico di regolazione a temperaturamedia costante del fluido primario è stato imposto dalla modificazione del coefficiente di temperaturadel moderatore provocata dall’adozione del controllo chimico. E’ però abbastanza probabile che,indipendentemente da ciò, si sarebbe comunque arrivati a questa nuova soluzione, risultando il tipodi regolazione prima indicato troppo penalizzante per il sistema turbogeneratore. I problemi relativialla regolazione degli impianti nucleari saranno comunque trattati in dettaglio in altri insegnamentispecifici.

2.3 Schema di Impianto

I reattori ad acqua in pressione sono, come è noto, reattori termici, eterogenei, moderati e refrigeraticon acqua che, attraversando il nocciolo, non è soggetta a cambiamento di fase. Ciò comporta, inprimo luogo, l’adozione di un ciclo indiretto, con produzione di vapore nei generatori di vaporeanziché direttamente nel recipiente in pressione.

Per evitare ebollizione del fluido primario, questo deve essere portato e mantenuto ad una pressionesuperiore alla tensione di vapore relativa alla sua massima temperatura. A tal fine, uno dei rami delcircuito primario del reattore è collegato ad un sistema di pressurizzazione (pressurizzatore), il cuifunzionamento è illustrato nell’appendice A.

La necessità di ottenere vapore con caratteristiche termiche sufficientemente elevate (pv ≅ 7. MPa;Tv ≅ 285. °C) per consentire una accettabile utilizzazione industriale del calore prodotto impone,anche in considerazione della inevitabile degradazione del calore stesso nel trasferimento del fluidoprimario a quello secondario, di operare il circuito primario a pressioni molto elevate (15. ÷ 16.MPa).

Nel generatore di vapore, la minima differenza di temperatura tra fluido primario e secondario(pinch-point) è di circa 10. °C. Ciò richiede che la temperatura di ingresso del fluido primario nelgeneratore, praticamente uguale alla massima temperatura del fluido stesso, sia pari a circa 335. °C(50. °C. al di sopra della temperatura del vapore prodotto), cui consegue una tensione di vapore di14. MPa. Nel nocciolo si mantiene un margine di sottoraffreddamento intorno a 10. °C in modo da



evitare ebollizione di massa, pur ammettendo fenomeni di ebollizione locale di tipo nucleato nellezone più calde.

Nella Figura 2.4 è riportato lo schema funzionale di PWR, nel quale per semplicità è indicato un solocircuito primario di refrigerazione anche se, come è noto, il numero di tali circuiti, sempre maggioredi uno, è generalmente compreso tra due e quattro.

L’acqua di refrigerazione, immessa nella parte superiore del “vessel” (punto 1), attraversa con flussodiscendente la cavità anulare compresa tra la parete interna del vessel stesso ed il “barrel” prima diessere avviata all’ingresso del nocciolo. Attraversa quindi il nocciolo stesso in deflusso ascendente(up flow) refrigerando le barrette degli elementi di combustibile con conseguente aumento dellapropria entalpia, ma mantenendosi comunque in condizioni di sottoraffreddamento. Fuoriesce infinedal vessel (punto 2) e viene avviata al generatore di vapore (punto 3) ove, passando all’interno deitubi del fascio tubiero, cede calore al fluido (acqua-vapore) secondario. La diminuzione dellatemperatura dell’acqua primaria nel generatore di vapore (praticamente uguale all’aumento dellatemperatura della stessa nell’attraversamento del nocciolo) è pari a circa 30. ÷ 40. °C. L’acquaprimaria ritorna quindi nel recipiente in pressione, chiudendo il proprio ciclo. La pompa dicircolazione installata nel circuito a valle del generatore garantisce la portata sufficiente perassicurare le condizioni fluidodinamiche necessarie per la corretta refrigerazione del nocciolo. Comeè stato prima detto, uno dei circuiti primari è collegato al pressurizzatore. Il vapore prodotto èinviato alla turbina e, all’uscita di questa, al condensatore. L’acqua, estratta dal condensatore, dopoessere stata opportunamente preriscaldata, torna al generatore di vapore. Per semplicità non sonostati riportati nello schema le componenti utilizzate per il miglioramento del rendimento del ciclotermodinamico e per il corretto funzionamento della turbina (per esempio: surriscaldatori, separatoridi condensa, preriscaldatori rigenerativi dell’acqua di alimento).

2.4 Disposizione dell’Impianto

La centrale è costituita da una o più unità di produzione; ciascuna di queste unità comprende: l’isolanucleare, la parte convenzionale ed i sistemi per la refrigerazione, ecc. In edifici annessi alla centraletrovano posto: laboratori, officine, servizi amministrativi, centro di informazione, ecc.

Isola Nucleare (Nuclear Island)

Comprende essenzialmente la cosiddetta “caldaia nucleare” costituita:

• dal sistema primario nel suo complesso (nocciolo del reattore, vessel e i suoi componenti interni,circuito primario, ecc.) con i relativi sistemi per la sicurezza del reattore nucleare;

• dai circuiti per il condizionamento chimico e la regolazione dell’acqua nel circuito primario;

• dai sistemi di refrigerazione di emergenza del nocciolo;

• dai sistemi di alimentazione elettrica;

• dai sistemi di comando e di protezione del reattore, ecc.

Alla caldaia nucleare sono associati numerosi altri sistemi e circuiti tra i quali:

• il sistema per il trattamento degli affluenti;

• il sistema di ventilazione;

• il sistema acqua servizi;

• i gruppi Diesel per l’alimentazione elettrica di emergenza.



Nella Figura 2.5 è schematicamente rappresentata la disposizione generale dell’isola nucleare di unPWR (Framatome N4).

Parte Convenzionale (Balance of Plant)

Comprende il gruppo turboalternatore con i suoi sistemi annessi, la stazione elettrica ed i servizigenerali.

L’unità di produzione nel suo complesso comprende, essenzialmente, le seguenti strutture:

• edificio reattore;

• edificio combustibile;

• edificio ausiliari del reattore;

• edificio alimentazione elettrica, comprendente anche la sala di comando e di controllo;

• sala macchine;

• edifici per i diesel di emergenza;

• opere di presa e restituzione dell’acqua di refrigerazione del condensatore;

• stazione elettrica.

Tutte le parti in pressione dell’isola nucleare, la cui rottura potrebbe portare a rilascio di fluidoprimario, sono sistemate all’interno del contenitore di sicurezza. Sono comprese tra queste anche igeneratori di vapore che costituiscono in effetti l’elemento di interfaccia tra l’isola nucleare e quellaconvenzionale in quanto al loro interno è presente sia fluido primario (lato tubi), sia fluidosecondario (lato mantello).

Il contenitore impiegato è, nella quasi totalità dei casi, del tipo “a piena pressione” dotato di sistemidi spruzzamento del volume interno. Esso è generalmente costituito da due strutture cilindrichecontinue in cemento armato con cupola emisferica, ancorate ad una piastra piana di base. Lasuperficie interna della prima struttura è rivestita con lamiere di acciaio saldate in modo da garantirnela tenuta. La seconda struttura, esterna alla prima, assolve essenzialmente alle funzioni di schermobiologico e di protezione da impatti esterni. L’intercapedine tra le due strutture può esseremantenuta in depressione in modo da avere tassi di perdita praticamente nulli verso l’esterno.(principio del doppio contenimento).

La pressione di progetto del contenitore è quella corrispondente al primo picco successivoall’incidente di riferimento (tranciatura netta a ghigliottina di una tubazione del circuito primario avalle della pompa di circolazione). Il suo valore si aggira intorno a 3. ÷ 4. kg/cm2.

In alternativa al tipo di contenimento sopra indicato, la Westinghouse, nel rispetto del concetto deldoppio contenimento, ha progettato un contenitore a soppressione di vapore con condensatore dighiaccio. Quest’ultimo, contenente tetraborato di sodio per aumentare l’efficacia sull’abbattimento ela ritenzione dello I131, è disposto anularmente all’interno della struttura di contenimento ed è ingrado di assorbire rapidamente l’energia termica rilasciata a seguito dell’incidente attraverso lacondensazione del vapore che passa attraverso il ghiaccio stesso.

Questa soluzione, del tutto analoga a quella adottata con successo nei BWR, risulta meno attraenteper i PWR, per i quali i valori delle pressioni di picco all’interno del contenitore sono relativamentemodesti anche senza abbattimento iniziale del vapore, a causa dell’elevato volume del contenitorestesso. A titolo di esempio nella seguente Tabella 2.1 si riportano alcuni dati relativi al sistema dicontenimento dell’unità Framatome N4.



Contenitore primario

• Diametro interno 43.80 m

• Spessore 1.20 m

• Altezza massima 59.16 m

• Volume interno 78,000. m3

Contenitore secondario

• Spessore 0.55 m

Tabella 2.1: Dati relativi al sistema di contenimento Framatome N4.

2.5 Isola Nucleare

2.5.1 Nocciolo del reattore

Il nocciolo è costituito da alcune centinaia di elementi di combustibile appoggiati sulla griglia disostegno e mantenuti in posizione verticale all’interno del recipiente in pressione.

I carichi (peso proprio, e azioni fluidodinamiche) trasmessi dall’elemento alla griglia di sostegnosono trasferiti attraverso il “barrel” al recipiente in pressione.

L’elemento, concepito in modo da poter alloggiare le barre di controllo a grappolo, è privo di scatoladi contenimento, per cui l’acqua primaria assolve, senza alcuna differenziazione, alle funzioni dimoderazione e di refrigerazione. La uniforme distribuzione del moderatore nel nocciolo evita, tral’altro, maldistribuzioni locali del flusso neutronico termico e, quindi della potenza, al contrario diquanto avviene, per esempio, nei BWR.

Gli elementi sono provvisti di due boccagli. Il boccaglio inferiore controlla l’afflusso del refrigerantee, nel contempo, serve come elemento strutturale dell’elemento; quello superiore ha anch’essofunzioni strutturali e costituisce un “plenum” locale nel quale l’acqua “calda” provenientedall’elemento viene raccolta e convogliata attraverso la piastra forata nel “plenum superiore” delvessel.

Per avere una migliore distribuzione radiale della potenza, tenendo conto che non possono essereutilizzate a tale scopo le barre di controllo, il nocciolo della prima carica è formato da elementi concombustibile a diverso arricchimento collocati in zone (generalmente tre) sostanzialmenteconcentriche. Gli elementi a più elevato arricchimento sono posizionati alla periferia del nocciolo,mentre quelli a più basso arricchimento sono sistemati nelle zone più interne. Ciò è ovviamentenecessario soltanto nella fase transitoria iniziale del ciclo; a regime, infatti, con l’adozione di un ciclodel combustibile a zone con spostamenti radiali degli elementi, è possibile avere nel nocciolocombustibile con caratteristiche nucleari differenti, pur utilizzando elementi freschi aventi tutti lostesso arricchimento.

L’acqua primaria è immessa nella parte alta del vessel ove sono localizzati i bocchelli di ingresso,percorre in deflusso discendente la cavità anulare compresa tra la parete interna del vessel e quellaesterna del barrel raccogliendosi nel plenum inferiore; attraversa la calotta forata, la piastra didiffusione (se presente) e la griglia di sostegno e lambisce in flusso ascendente le barrette dicombustibile provvedendo alla loro refrigerazione. All’uscita dal nocciolo, il refrigerante si raccoglienel plenum superiore e fuoriesce dal vessel attraverso i bocchelli di uscita del barrel e del vessel



stesso. La velocità del refrigerante nel nocciolo è pari a circa 3. ÷ 4. m/s e l’aumento della suatemperatura nell’attraversamento del nocciolo medesimo è pari a circa 30. ÷ 40. °C.

Le barre di controllo assolvono, essenzialmente, alle seguenti funzioni:

• controllo delle variazioni di reattività a breve termine;

• adeguamento della potenza dell’impianto alle richieste della rete;

• spegnimento rapido del reattore.

Ciascuna barra è costituita da un gruppo di barrette, aventi approssimativamente le stesse dimensionidelle barrette di combustibile, appese ad una struttura di collegamento a forma di “ragno” (spider)accoppiata ad un asta. Quest’ultima può essere spostata in direzione verticale attraverso il propriomeccanismo di comando a martinetto magnetico, montato sulla testa del vessel. La reattività vienevariata mediante estrazione o inserzione controllata della barra del nocciolo. Le barrette scorronoall’interno dei tubi guida che fanno parte integrante dello stesso elemento di combustibile. Per lospegnimento rapido del reattore è sufficiente disattivare i tre gruppi di spire del meccanismo dicomando. In queste condizioni l’inserimento della barra è affidato soltanto alla gravità.

La compensazione della reattività a medio e lungo termine viene operato nella prima caricautilizzando veleni bruciabili, oltre che, naturalmente, variando la concentrazione del veleno (acidoborico) in soluzione del moderatore.

Nella Figura 2.6 è riportata in forma schematica la sezione trasversale di un reattore PWR.

2.5.2 Elemento di combustibile

L’elemento di combustibile è formato da un insieme di barrette, ciascuna delle quali è costituita da untubo in Zircaloy-4 (guaina), chiuso alle due estremità con tappi saldati, contenente pastiglie di UO2 arelativamente basso arricchimento (≈ 3%). Le pastiglie, com’è noto, sono ottenute persinterizzazione di polveri di UO2 di diversa granulometria, dopo pressatura a freddo. La densitàiniziale delle pastiglie è pari a circa il 95% di quella teorica. Le facce delle pastiglie presentano unincavo (dishing) che consente alle stesse di seguire la maggiore espansione assiale della partecentrale, mantenendo il contatto tra loro nella parte più esterna dove più bassa è la temperatura.Nella zona superiore della barretta è lasciato un volume libero, non occupato dalle pastiglie (gasplenum) per la raccolta dei gas di fissione rilasciati dal combustibile durante il funzionamento. Ilvolume del plenum è pari a circa il 5% del volume complessivo della barretta. Per ridurre latemperatura, e quindi la pressione dei gas del plenum, si è soliti inserire al termine della colonnaattiva una pastiglia di materiale non fissile, per esempio, allumina sinterizzata. Una molla elicoidale ècollocata tra quest’ultima pastiglia e la faccia inferiore del tappo superiore per mantenere ilposizionamento delle pellets durante il trasporto dell’elemento.

Il collegamento tra le pastiglie e la guaina è del tipo “free standing”; la sola guaina deve esserepertanto in grado di sopportare i carichi derivanti dalla differenza di pressione tra il fluido primarioed i gas in essa contenuti. Per ridurre tale differenza che, all’inizio della vita, risulterebbeparticolarmente elevata (circa 160. kg/cm2), le barrette vengono riempite durante il processo difabbricazione con elio a pressione relativamente elevata (20. ÷ 30. kg/cm2). Ciò consente, peraltro,di verificare con certezza e semplicità il grado di tenuta della guaina dopo la costruzione.

L’elemento di combustibile è attualmente costituito, nella maggior parte dei casi, da 264 barrettecombustibili disposte secondo un reticolo a passo quadrato 17 x 17. Le altre posizioni sono occupateda: 24 tubi in Zircaloy-4 per la guida delle barre di controllo; 1 tubo centrale per l’alloggiamento delsistema di strumentazione del nocciolo.



Il corretto posizionamento della barretta di combustibile è assicurato dalla presenza di grigliettedistanziatrici poste ad intervalli regolari in senso longitudinale. Le grigliette sono dotate di elementielastici che consentono lo spostamento delle barrette in direzione assiale, ma ne limitano quelli indirezione trasversale.

I tubi di guida delle barre di controllo sono collegati ai boccagli inferiori e superiori dell’elemento edalle grigliette distanziatrici; si realizza in tal modo una adeguata struttura di sostegno dell’elemento,anche senza la presenza della scatola di contenimento.

I due boccagli, oltre alle funzioni strutturali suddette, hanno anche lo scopo di regolare l’afflusso delrefrigerante (boccaglio inferiore) e di raccogliere e convogliare nel plenum superiore del vessell’acqua primaria in uscita dall’elemento.

L’elemento sopra indicato ha sostituito quello analogo con reticolo 15 x 15 per molto tempoimpiegato nei reattori PWR. Le motivazioni che hanno consigliato l’adozione del nuovo elementosono le stesse che hanno portato alla sostituzione nei BWR dell’elemento 7 x 7 con quello 8 x 8.

Il nuovo elemento è caratterizzato da un aumento del numero di barrette e della superficie di scambiotermico dell’ordine, rispettivamente, del 30 e del 25%. Le barrette hanno diametro minore in mododa mantenere immutate le dimensioni trasversali dell’elemento stesso. La modifica apportata ha comeconseguenza una riduzione, a parità di potenza del nocciolo, della potenza specifica lineare e delflusso termico superficiale dello stesso ordine di quello prima indicato.

Le conseguenze di queste riduzioni sono molteplici ed i benefici relativi afferiscono sia alla sicurezzadel nocciolo, sia al comportamento dell’elemento durante il normale funzionamento.

Per quanto attiene alla sicurezza, i vantaggi sono essenzialmente relativi alle condizioni in cuil’elemento verrebbe a trovarsi durante il transitorio conseguente al LOCA. Per il nuovo elemento,infatti, si ha un abbassamento di circa 500. °F (276. °C) della temperatura massima della camiciarispetto a quella che si sarebbe raggiunta nell’elemento 15 x 15.

La diminuzione del flusso termico superficiale porta ad un aumento, valutabile intorno al 15%, delmargine di sicurezza alla crisi termica.

La diminuzione a regime della temperatura massima del combustibile, conseguente all’abbassamentodella potenza specifica lineare, ha peraltro, effetti benefici non trascurabili sul comportamento inesercizio dell’elemento stesso. Alla suddetta diminuzione della temperatura consegue inoltre unariduzione della frazione dei prodotti di fissione rilasciati che, a pari valore del burn-up e dellapressione a fine vita all’interno della barretta, consente di aumentare la pressione iniziale dell’elio e,conseguentemente, il tempo necessario per rendere significativa l’interazione combustibile-incamiciatura.

Infine, riducendosi la quantità dei prodotti di fissione raccolti all’interno della barretta, sono minori leconseguenze derivanti dal loro rilascio dalla camicia nel caso di lesioni della medesima.

Nella Figura 2.7 è rappresentato in forma schematica l’elemento di combustibile di un PWR.

2.5.3 Componenti Interne al Recipiente in Pressione

Alle componenti interne al recipiente in pressione (internals) sono affidate principalmente le seguentifunzioni:

• sopportare il nocciolo del reattore ed assicurare il corretto posizionamento degli elementi dicombustibile;

• limitare gli spostamenti radiali degli elementi in modo da garantire un sostanziale allineamento tragli stessi ed il sistema di comando delle barre di controllo;

• assicurare la corretta distribuzione del fluido refrigerante;



• provvedere alla riduzione dell’irraggiamento gamma e neutronico del vessel;

• garantire la disponibilità di opportune strutture tra gli elementi di combustibile e il fondo delvessel per il passaggio dei cavi del sistema di strumentazione del nocciolo;

• consentire il posizionamento di capsule contenenti i campioni da prelevare e sottoporre a prova inattuazione del programma di sorveglianza.

Tutte le componenti interne, realizzate in acciaio inossidabile di tipo austenitico, sono classificate inclasse I e livello di qualità 1.

Le parti principali degli internals sono:

• la struttura inferiore di sostegno del nocciolo, comprendente:

♦ il “barrel” appoggiato sulla faccia superiore della flangia del vessel e dotato nella parteinferiore di supporti radiali che consentono allo stesso spostamenti assiali, ma ne limitanoquelli trasversali;

♦ la piastra inferiore sulla quale si appoggiano gli elementi di combustibile. I carichiconseguenti sono trasmessi dalla piastra al barrel e, quindi, al recipiente in pressione;

♦ i deflettori (“baffle assembly”), posti all’interno del barrel che limitano la portata delrefrigerante all’esterno del nocciolo;

♦ i tubi per il passaggio e la protezione delle componenti del sistema di strumentazione delnocciolo.

• Nella zona compresa tra la faccia superiore del piastrone forato del barrel e quella inferiore dellapiastra di sostegno del nocciolo è collegata un’altra piastra forata che consente di ottenere una piùuniforme distribuzione della portata del refrigerante all’ingresso del nocciolo.

• La struttura superiore di sostegno del nocciolo, localizzata al di sopra del nocciolo stesso. Questastruttura comprende:

♦ La piastra superiore che appoggia direttamente sugli elementi del combustibile;

♦ la piastra di sostegno dei tubi di guida e di protezione delle aste di comando delle barre dicontrollo;

♦ le colonne di supporto che garantiscono il collegamento tra le due piastre sopra indicate.

La struttura superiore suddetta viene rimossa per consentire le operazioni di refueling. Anche lastruttura inferiore può essere estratta, dopo la rimozione del core, quando si voglia procedere allaispezione del recipiente in pressione.

Nella Figura 2.6 prima ricordata sono riportate in forma schematica le componenti interne alrecipiente in pressione di un PWR.

2.5.4 Sistema di Raffreddamento Primario

Il sistema di raffreddamento primario costituisce la struttura di confinamento del refrigeranteprimario. A tale sistema sono affidate principalmente le seguenti funzioni:

• trasferimento del calore dal nocciolo del reattore ai generatori di vapore;

• controllo della reattività mediante variazione della concentrazione del boro, congiuntamenteall’azionamento delle barre di controllo;

• controllo della pressione del fluido primario.



Le componenti fondamentali che costituiscono il sistema sono: il recipiente in pressione, ilpressurizzatore, i diversi rami del circuito primario, ciascuno dei quali comprende, oltre alle tubazionidi collegamento, il generatore di vapore e la pompa di circolazione.

2.5.4.1 Recipiente in Pressione (Vessel)Il recipiente in pressione che contiene il nocciolo del reattore, può essere considerato il componenteprincipale del sistema di refrigerazione primario. I suoi scopi sono:

• sostenere e mantenere nella giusta posizione il nocciolo del reattore, le componenti interne ed imeccanismi di comando delle barre di controllo;

• assicurare una completa tenuta del fluido primario;

• contribuire alla protezione dalle radiazioni.

Il vessel è un recipiente cilindrico, con fondo emisferico o policentrico, provvisto di una testata dichiusura semisferica rimovibile. Esso è progettato prendendo a riferimento i carichi relativi a tutte lecondizioni operative dell’impianto (coerentemente con la classificazione per esso adottata: classe 1,livello di qualità 1) nel rispetto di specifiche normative disponibili al riguardo (per esempio ASMESect. 3).

E’ ottenuto mediante saldatura di elementi semilavorati. Le operazioni di saldatura, i trattamentitermici connessi ed i controlli conseguenti sono eseguiti all’interno dell’officina prima del suotrasporto nel cantiere. Il recipiente in pressione consiste di una flangia forgiata, di una paretecilindrica formata da più anelli sovrapposti e di un fondo. All’anello superiore del recipiente sonosaldati i bocchelli per l’ingresso e l’uscita del fluido refrigerante.

La testata di chiusura è costituita da una testa semisferica forgiata a caldo saldata ad una flangia sullaquale sono praticati i fori per il passaggio dei prigionieri utilizzati per il collegamento della testatastessa alla flangia del recipiente. Sulla testa sono presenti numerosi fori attorno ai quali sono saldatigli adattatori necessari per la sistemazione dei meccanismi di comando delle barre di controllo e per ilpassaggio dei cavi della strumentazione termica.

Opportuni organi (2 O-rings metallici concentrici) disposti tra la faccia superiore della flangia delrecipiente e quella inferiore della flangia del coperchio assicurano la tenuta del complesso.

Tutte le superfici del recipiente e della testa che possono venire a contatto con il fluido primario sonorivestite con acciaio inossidabile riportato per saldatura.

Le prove eseguite periodicamente su campioni dello stesso materiale impiegato per la costruzione delrecipiente sistemati al suo interno in prossimità del nocciolo, consentono la determinazione dellevariazioni delle caratteristiche meccaniche del materiale per effetto dell’irraggiamento neutronico.

2.5.4.2 Generatore di VaporeIl generatore di vapore è l’elemento di interfaccia fra l’isola nucleare e la parte convenzionaledell’impianto. I generatori di vapore impiegati nei PWR sono normalmente del tipo a tubi ad U esono collocati con asse verticale attorno al recipiente in pressione. Ciascun generatore è costituito:da un mantello formato da due gusci cilindrici di diverso diametro, raccordati con un elementotroncoconico, chiuso nella parte superiore da una calotta policentrica; dalla testa semisferica inferiorecontenente i bocchelli di ingresso e di uscita del refrigerante primario. La parte interna della testa èdivisa da due porzioni mediante un setto realizzato congiuntamente alla testa stessa.

All’interno del mantello è sistemato il fascio tubiero. Le parti terminali dei tubi sono mandrinate sullapiastra tubiera che viene stretta tra le flange del mantello e della testa. La spaziatura tra i tubi vienegarantita da piastre forate collegate all’involucro dal fascio tubiero. Al di sopra del fascio sonosistemati il separatore di vapore e gli essiccatori.



L’acqua primaria entra ed esce attraverso i bocchelli situati nella testa, dopo essere passataall’interno dei tubi del fascio.

L’acqua di alimento entra nel generatore da un bocchello disposto al di sopra dei tubi e scorre versoil basso nell’intercapedine compresa tra il mantello e l’involucro dei tubi, mescolandosi con l’acquadi ricircolo proveniente dai separatori di vapore. Nella parte bassa del generatore, immediatamente aldi sopra della piastra, l’acqua secondaria è avviata radialmente nella zona contenente il fasciotubiero; sale quindi attraverso il fascio e, in uscita da questo, la miscela di acqua e vapore è avviata alseparatore di vapore. Il vapore passa quindi negli essiccatori e fuoriesce dal generatore attraverso ilbocchello situato sul coperchio. L’acqua in uscita dal separatore ricircola all’interno del generatore,mescolandosi con quella di alimento. Il vapore in uscita dal generatore ha un titolo non inferiore al99,75%.

Il mantello e la testa del generatore sono realizzati in acciaio al carbonio debolmente legato. Lasuperficie interna della testa, a contatto con il fluido primario è placcata con acciaio inossidabile. Lapiastra tubiera ed i tubi sono di inconel, mentre le piastre guida dei tubi sono realizzate in acciaioinossidabile.

Nella seguente Tabella 2.2 sono riportate, a titolo di esempio, le principali caratteristiche di ungeneratore di vapore di una unità PWR da 1,300. MWe, dotata di 4 circuiti primari. Nella Figura 2.8è rappresentato in forma schematica il generatore di vapore di un PWR.

Dati geometrici:

Altezza complessiva 22.138 m

Diametro maggiore del mantello 4.826 m

Diametro minore del mantello 3.374 m

Spessore del mantello 110. mm

Diametro della piastra tubiera 3.800 m

Spessore della piastra tubiera 605. mm

Numero dei tubi 5,342

Diametro esterno dei tubi 19.05 mm

Spessore dei tubi 1.09 mm

Sistema primario:

Dati di progetto:

Pressione 172. kg/cm2

Temperatura 342. °C

Dati di esercizio:

Pressione all’ingresso 155. kg/cm2

Temperatura di ingresso 328. °C

Temperatura di uscita 293. °C

Perdite di carico 2.56 kg/cm2

Portata 22,300. m3/h



Acqua di alimento:

Pressione 72.5 kg/cm2

Temperatura 230.°C

Sistema secondario:

Dati di progetto:



Dati di esercizio:



Portata 537. kg/s

Titolo 99.75%

Tabella 2.2: Principali caratteristiche di un generatore di vapore.

2.5.4.3 Pompa di Circolazione

Le pompe hanno lo scopo di garantire una circolazione del fluido primario che assicuri larefrigerazione del nocciolo nel rispetto delle condizioni e dei limiti previsti in sede di progetto. Inciascuno dei circuiti primari è collocata una pompa di circolazione, disposta sul ramo freddo, inuscita dal generatore di vapore.

La pompa, coerentemente con le funzioni che le sono affidate, deve fornire una prevalenza pari alleperdite di carico del fluido nell’attraversamento dell’intero circuito (recipiente in pressione, sistemadi tubazioni, generatore di vapore, ecc.). L’entità di tali perdite è compresa tra 6. e 8. kg/cm2.

La pompa impiegata è una pompa centrifuga monostadio ad asse verticale, dotata di opportunisistemi di tenuta (generalmente tre, disposti in serie).

Un volano calettato sull’asse della pompa al di sopra del motore, fornisce, insieme alle altri partirotanti (girante, rotore, ecc.) una inerzia sufficiente ad assicurare una adeguata portata delrefrigerante nella prima fase del transitorio conseguente ad un ipotizzato fuori servizio della pompastessa (incidente di perdita di portata).

I criteri di progettazione della cassa della pompa sono sostanzialmente quelli seguiti per laprogettazione del recipiente in pressione. La cassa della pompa è collegata al basamento attraversoopportune strutture di supporto (generalmente tre colonne). Tra la cassa della pompa o del motore ela parete sono disposti gli smorzatori laterali.

2.5.4.4 Tubazioni Primarie

Le tubazioni dei circuiti primari sono progettate prendendo a riferimento i carichi relativi a tutte lecondizioni operative nelle quali l’impianto potrebbe venire a trovarsi durante l’esercizio. Sononormalmente costruite in acciaio inossidabile di tipo austenitico e sono ottenute collegando tra lorole diverse parti della tubazione e quest’ultima ai bocchelli del recipiente in pressione, del generatoredi vapore, della cassa della pompa di circolazione. Il collegamento è effettuato mediante saldatura apiena penetrazione.



La disposizione della tubazione ed i sistemi di vincolo delle grosse componenti dalla stessa collegatidevono consentire adeguata flessibilità al circuito, in modo da contenere nei limiti accettabili lesollecitazioni di origine termica durante i transitori operazionali.

Opportuni sistemi di vincolo aggiuntivi sono predisposti per limitare, senza comprometterne laflessibilità, da un lato, le sollecitazioni dinamiche conseguenti al sisma (smorzatori dinamici) e,dall’altro, gli spostamenti dei tratti della tubazione in corrispondenza ad una eventuale ipotizzatatranciatura della stessa (pipe whip restraints). A questo proposito si ricorda che gli spostamentiammissibili devono essere sufficientemente piccoli da evitare danneggiamenti ai sistemi di protezioneo di sicurezza.

2.5.4.5 Sistemi Ausiliari dell’Isola Nucleare e Sistemi di SicurezzaNel Paragrafo 2.6 sono sommariamente illustrati i principali sistemi ausiliari della sezione nucleare edi sistemi di sicurezza di un PWR (EDF 1,300. MWe). I sistemi suddetti non differisconosostanzialmente da quelli adottati in altri reattori della stessa filiera. Nella Tabella 2.4 lecaratteristiche principali del PWR EdF sono confrontate con quelle del reattore AP-600.

T

T'2

T2

T1

Ta=T'a

T''a

1T'

Tm=T'mA

p = p''v v

p'v

x

Figura 2.1: Regolazione a temperatura media, Tm, costante.



T

T'2

T2

T1

Ta=T'a

1T'

T'm

p = p'v v

x

B

Tm

Figura 2.2: Regolazione a pressione costante del vapore.



T

T'2

T2

T1

Ta=T'a

1T'

T'm

p v

x

Tm

C

p'v

Figura 2.3: Regolazione con variazione di Tm e di pv.



L

PCPA

VA

Condensatore

Turbina

Generatoredi vapore

3

4

Core

Pressurizzatore

PVS

L

Vcv

Circuito di condizionamento chimicoe di regolazione volume acqua primario

Pcv

215

Figura 2.4: Schema funzionale di un PWR.



120 m

110 m

Reactor Building

Fuel Building

NuclearAuxiliaryBuilding

Turbine Hall

Standby DieselGenerator Set

Refueling WaterStorage Tank

Standby DieselGenerator Set

PersonnelAccess Building

Safeguard Auxiliaryand Electrical

Equipment Building

Figura 2.5: Disposizione generale dell’impianto.



Figura 2.6: Spaccato di PWR.



Figura 2.7: Elemento di combustibile.



Figura 2.8: Generatore di vapore.



Caratteristiche Trino Vercellese(1964)

Main Yankee(1979)

ENEL V(1985)

Potenza termica MWt 825. 2440. 2775.Potenza elettrica netta MWe 247. 800. 952.Rendimento % 30. 33. 34.Dimensioni del nocciolo (h x d) m 2.65 x 2.50 3.6 x 3.5 3.6 x 3.04Peso del combustibile t 37. 87. 72.Numero elementi 112 + 52 217 157Numero di barrette per elemento 208 - 28 176 (14 x 14) 264 (17 x 17)Diametro delle barrette mm 9.4 10.7 9.5Diametro delle pastiglie mm 8.8 9.3 8.2Tipo di combustibile UO2 UO2 UO2

Arricchimento % 3.94 3.1 3.2Materiale guaina AISI 304 Zr 4 Zr 4Burn up all’equilibrio MWd/t 25,000. 30,000. 33,000.Dimensioni del vessel (h x d) m 11. x 3.6 12.5 x 4.4 13. x 4.Densità di potenza (media / massima) kW/l 63 / 195 75 / 221 104 / 261Potenza specifica media kW/kg 22. 28. 38.Potenza specifica lineare (media/massima) kW/m 13.5 / 40.5 18.8 / 55.6 17.8 / 44.5Fattore di picco totale 3.1 2.9 2.5Pressione primario kg/cm2 140. 158. 158.Temperatura ingresso nocciolo °C 266. 282. 288.Temperatura uscita nocciolo °C 297. 315. 325.Pressione del vapore kg/cm2 34. 51. 63.2Temperatura del vapor saturo °C 240. 264. 277.Tipo di controllo chimico / barre chimico / barre /

veleni bruciabilichimico / barre /veleni bruciabili

Tipo di barre cruciformi rod cluster rod clusterMateriale assorbente Ag Cd In Ag Cd In Ag Cd InRefuelling a zone con

shuffling radialea zone con

shuffling radialea zone con

shuffling radiale

Tabella 2.3: Caratteristiche di tre impianti di riferimento PWR.



DATI GENERALI AP-600 EDF1300 Potenza termica MWt 1819 3817 Potenza elettrica netta MWe 600 1300 Rendimento 0.33 0.34

ELEMENTO DI COMBUSTIBILE Reticolo 17x17 17x17 Barrette combustibile per elemento 264 264 Tubi guida per assorbitori 24 24 Tubi guida per strumentazione 1 1 Lunghezza attiva m 3.65 3.65 Numero delle griglie 8 10 Passo del reticolo mm 12.6 12.6 Diam. esterno della barretta mm 9.15 9.50 Diam. interno della camicia mm 8.0 8.36 Spessore della camicia mm 0.57 0.57 Diametro della pastiglia mm 7.84 8.19 Peso dell'UO 2 per elemento kg 477 610

Densità dell'UO 2 g/cm 3 10.27 10.30

NOCCIOLO DEL REATTORE Altezza attiva m 3.65 4.27 Diametro equivalente m 2.93 3.37 Numero di elementi 145 193 Numero complessivo di barrette 38280 50952 Densità di potenza kW/l 73.9 100 Peso del combustibile (UO 2) t 69.2 118

Potenza specifica media kW/kg 26.3 32.3 massima kW/kg 63.1 78.9 Potenza specifica lineare media kW/m 12.59 17.02 massima kW/m 30.2 42.00 Flusso termico superficiale

medio kW/m 2 439 574

massimo kW/m 2 1054 1474 Temp. refr.ingresso nocciolo °C 287 293 Temp. refr. uscita nocciolo °C 323 328

Portata del refrigerante kg/h 31.5x10 6 65.6x10 6

Volume H 2O/volume UO 2 2.24 1.98

Fattore di canale caldo F Q 2.40 2.44

Tabella 2.4: Caratteristiche principali dei reattori AP-600 ed EDF 1300.



2.5.4.6 PressurizzatoreIl pressurizzatore ha lo scopo di mantenere, in condizioni di regime, la pressione del fluido nelcircuito primario ad un valore predeterminato; limitare le escursioni di pressione conseguenti allaespansione termica del fluido durante i transitori operazionali, evitando che la pressione del fluido nelcircuito suddetto superi previsti limiti di sicurezza. In linea di principio potrebbero essere impiegatipressurizzatori a gas ed a vapore; in realtà i pressurizzatori impiegati nei PWR sono di quest’ultimotipo.

I pressurizzatori sono costituiti da recipienti in pressione di volume relativamente modesto, nei qualilo stesso fluido (acqua) presente nel circuito primario è portato e mantenuto ad una determinatatemperatura. Al di sopra del livello del liquido si avrà vapor d’acqua alla pressione corrispondentealla sua tensione di vapore alla temperatura del pelo libero dell’acqua contenuta nel pressurizzatore.

Il fondo del pressurizzatore è collegato, attraverso una tubazione, al ramo caldo di uno dei circuitiprimari del reattore, in prossimità del bocchello di uscita dal vessel.

Nella zona di collegamento tra il pressurizzatore ed il circuito, la pressione dell’acqua nel circuitoprimario è praticamente uguale a quella del vapore presente all’interno del pressurizzatore. Pertanto,se la temperatura del fluido all’interno del pressurizzatore è maggiore di quella massima dell’acquapresente nel circuito primario, quest’ultima si troverà in ogni punto in condizioni disottoraffreddamento.

Il riscaldamento del fluido presente nel pressurizzatore è normalmente ottenuto mediante resistenzeelettriche collocate nella parte inferiore del pressurizzatore ed immerse nel liquido.

Sulla testa del pressurizzatore è invece sistemato un dispositivo di spruzzamento alimentato ad acquache, essendo prelevata dal ramo freddo di uno dei circuiti primari immediatamente a valle dellapompa di circolazione, ha pressione maggiore e temperatura minore di quelle del fluido all’internodel pressurizzatore. Sul circuito di spruzzamento è installata una opportuna valvola di regolazione.

Per evitare che la pressione superi i valori massimi ammessi in fase di progetto, il vapore può esserescaricato in un apposito serbatoio, contenente acqua a temperatura ambiente, attraverso un circuito

di scarico nel quale è montatauna valvola di sfioro.

Durante il normale esercizio, ilvolume del pressurizzatore è percirca metà occupato dall’acqua e,per la parte rimanente, da vapore.Comunque, il livello del liquidodeve essere mantenuto entrovalori predeterminati. Il valoreminimo ammesso è tale daevitare lo scoprimento delleresistenze elettriche pergarantirne la integrità. Infatti sele resistenze si trovasseroimmerse nel vapore anzichénell’acqua, per la conseguenteriduzione del coefficiente discambio termico, si avrebbe unbrusco innalzamento dellatemperatura delle stesse che, perle elevate potenze in gioco,Figura 2.9: Pressurizzatore.



potrebbe raggiungere valori tali da provocare il loro danneggiamento e, al limite, il loro bruciamento.Il valore massimo del livello è determinato dalla necessità di mantenere in ogni condizione unasufficiente elasticità del sistema, tenendo presente che il volume del pressurizzatore occupato dalvapore è praticamente il solo elemento elastico del sistema stesso.

Negli impianti PWR con potenze intorno a 1,000. MWe, il volume del pressurizzatore è circa 50. m3.

Il funzionamento del pressurizzatore è sostanzialmente il seguente: si supponga di avere un aumentodella temperatura del fluido primario con conseguente espansione dello stesso; una parte del fluidoentrerà nel pressurizzatore provocando la compressione del vapore in esso contenuto, ma essendotale fluido a temperatura minore di quella della miscela inizialmente presente nel pressurizzatore, siavrà condensazione di una parte del vapore con relativa limitazione dell’aumento di pressione. Lacondensazione potrà essere ulteriormente incrementata , se necessario, mediante immissione di acquaattraverso il sistema di spruzzamento. Se, al contrario, si verifica una diminuzione della temperaturadel fluido primario, si avrà fuoriuscita di acqua dal pressurizzatore con conseguente espansione delvapore in esso contenuto. La riduzione di pressione conseguente all’espansione determinerà però unarapida evaporazione del fluido che incrementata dalla inserzione automatica dei riscaldatori elettrici,consentirà di riportare la pressione al valore iniziale.

Le equazioni che regolano il funzionamento del pressurizzatore sono le seguenti:

1) conservazione dell’energia

(1) PE1 + KE1 + ∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 + ∆Q = PE2 + KE2 + ∆me he + mf2 hf2 + mg2 hg2 ∆W

dove:

PE energia potenziale

KE energia cinetica

∆Q calore introdotto (riscaldatori elettrici)

∆W lavoro fornito

mf massa dell’acqua

mg massa del vapore

hf entalpia dell’acqua

hg entalpia del vapore

∆mi massa entrante

∆me massa uscente

hi entalpia del fluido entrante

he entalpia del fluido uscente

Gli indici 1 e 2 fanno riferimento alle condizioni del fluido del pressurizzatore prima e dopol’immissione della massa di acqua ∆mi o l’estrazione della massa di acqua ∆me

2) conservazione della massa

(2) ∆mi + mf1 + mg1 = ∆me + mf2 + mg2



3) conservazione del volume

(3) mf1 vf1 + mg1 vg1 = mf2 vf2 + mg2 vg2 = V

dove:

vf volume specifico del fluido

vg volume specifico del vapore

V volume del pressurizzatore

Le tre equazioni sopra riportate permettono di ottenere i valori delle tre incognite:

mf2 mg2 P2

Apparentemente le incognite sembrerebbero in numero maggiore di quelle sopra indicate, ma ineffetti le grandezze fisiche hf2, hg2, vf2, vg2 sono funzioni della pressione P2 e quindi risultanoautomaticamente definite quando sia determinato il valore di quest’ultima.

Nei transitori conseguenti alla immissione o alla estrazione di acqua del pressurizzatore, sono nulle levariazioni di energia potenziale PE, dell’energia cinetica KE e del lavoro ∆W e si può riteneretrascurabile il calore aggiunto ∆Q. In tali condizioni la (1) si riduce alla forma seguente:

(1’) ∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 = ∆me he + mf2 hf2 + mg2 hg2

Nel caso di immissione di acqua nel pressurizzatore risulta ovviamente ∆me = 0 e quindi la (1’)diviene:

(1’’) ∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 = mf2 hf2 + mg2 hg2

Nel caso di estrazione di acqua si ha invece ∆mi = 0 e quindi la (1’) diviene:

(1’’’) m f1 hf1 + mg1 hg1 = ∆me he + mf2 hf2 + mg2hg2

La risoluzione del sistema comprendente una delle tre equazioni suddette, congiuntamente alla (2) edalla (3), fornirà, come è stato già precisato, i valori delle tre incognite.

Si consideri, per esempio, il transitorio conseguente alla immissione di acqua nel pressurizzatore. Inquesto caso il sistema di equazioni da risolvere è il seguente:

(1’’) ∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 = mf2 hf2 + mg2 hg2

(2) ∆mi + mf1 + mg1 = mf2 + mg2

(3) mf2 vf2 + mg2 vg2 = V

Le grandezze comprese nei primi membri delle equazioni (1’’) e (2) hanno valori noti, definiti dallecondizioni iniziali (pressione, massa del liquido e massa del vapore) nonché dalla massa e dallaentalpia specifica dell’acqua immessa.

Si ponga allora:

∆mi hi + mf1 hf1 + mg1 hg1 = E

∆mi + mf1 + mg1 = M



Risolvendo il sistema costituito dalle due equazioni (1’’) e (2) si ottiene:

(4) mf

Mhg E

hg hf2

2

2 2=

−

−(5) mg

E Mhfhg hf

22

2 2=

−−

A questo punto si fissa, per tentativo, il valore della pressione finale p2 Per tale valore della pressionepotranno essere ricavati dalle tabelle i valori di hf2, hg2, vf2, vg2. Si potranno allora determinare,utilizzando la (4) e la (5), i valori di mf2 e mg2. I valori così calcolati dovrebbero rendere soddisfattala (3). Se ciò non avviene, si dovrà procedere per successive approssimazioni, variando di volta involta il valore di tentativo della pressione p2 finché le tre equazioni (1’’), (2), (3), non risultanosoddisfatte.

Si procederà alla determinazione della pressione p2 a seguito di immissione di acqua in unpressurizzatore. A tale riguardo si assuma:

P1 = 140 kg/cm2 vg1 = 11.6 10-3 m3/kg

T = 335 °C mg1 = 2000 kg

hf1 = 365 cal/kg mf1 = 25000 kg

hg1 = 618 Cal/kg mi 3000 kg

vf1 = 1.1 x 10-3 m3/kg hi = 356 Cal/kg (Ti = 330 °C)

Con riferimento ai dati sopra riportati si avrà:

V = mf1 vf1 + mg1 vg1 = (25 x 10-3) (1.1 x 103) (11.6 x 10-3) = 51 m3

E = mihi + mf1hf1 + mg1hg1 = 356 x 3 x 103 + 356 x 25 x 103 + 618 x 2 x 103 = 11.73 x 106 Cal

M = mi + mf1 + mg1 = 103 (3 + 25 + 2) = 30 x 103 kg

Ipotizzando che la pressione P2 alla fine del transitorio sia pari a 145. kg/cm2 si avrà:

P2 = 145 kg/cm2 r = 245 Cal/kg

hf2 = 370 Cal/kg vf2 = 1.1 x 10-3 m3/kg

hg2 = 615 Cal/kg vg2 = 11 x 10-3 m3/kg

e quindi:

mfmhg E

rt2

227 43=

−= , mg

E mhfr

t22 2 57=

−= ,

V = mf2 vf2 + mg2 vg2 = 27.43 x 1.1 + 2.57 x 11 = 58.44 m3



Poiché il volume così calcolato è sensibilmente maggiore di quello iniziale, la pressione P2 saràdiversa da quella ipotizzata. Ammettiamo allora, in un secondo tentativo, che la pressione P2 sia paria 150. kg/cm2. Si avrà conseguentemente:

P2 = 150 kg/cm2 vf2 = 1.1 x 10-3 m3/kg

hf2 = 374 Cal/kg vg2 = 10.5 x 10-3 m3/kg

hg2 = 613 Cal/kg r = 238 Cal/kg

e quindi:

mf2 = 28.4 t mg2 = 1.6 t V = 47.8 m3

Il valore del volume V risulta ancora diverso e nel caso specifico, minore di quello effettivo. Lapressione P2 sarà allora compresa tra 145. e 150. kg/cm2. Una estrapolazione lineare dei dati ottenutifornirebbe per P2 un valore pari a 148.5 kg/cm2.

Ammettendo tale valore come terzo tentativo si ottiene:

P2 = 148.5 kg/cm2 r = 240.6 Cal/kg

hg2 = 613.6 Cal/kg vf2 = 1.1 x 10-3 m3/kg

hf2 = 373 Cal/kg vg2 = 10.7 x 10-3 m3/kg

e quindi:

mf2 = 28.1 t mg2 = 1.9 t V = 51 m3



2.6 Nuclear Auxiliary Systems and Safety Systems

2.6.1 Nuclear Auxiliary Systems

2.6.1.1 Chemical and Volume Control System (RCV)The chemical and volume control system is designed to provide the following services to the reactorcoolant system:

• reactivity control: by regulation of the concentration of chemical neutron absorber (boron) in thereactor coolant system to control slow reactivity changes resulting, for example, from fuel burp orfission products buildup. During normal operation the quantity of boric acid ready for immediateinjection is always greater than the quantity required to shut down the reactor without control rodinsertion;

• regulation of reactor coolant inventory: within the allowable pressurizer level range for all normalmodes of operation including startup from cold shutdown and unit cool-down (both at 28. °C/h)or full power operation (with allowable reactor coolant leakage). Furthermore, in case of smallreactor coolant pipe break (less than 0.7 cm2),the RCV charging pumps can maintain the reactorcoolant inventory which is necessary for normal shutdown of the reactor;

• reactor coolant purification: by removing fission and activation products, in ionic form or asparticulates, with demineralizers filters;

• chemical addition: lithium hydroxide for pH control, hydrazine as oxygen scavenging agentduring reactor startup from cold conditions and dissolved hydrogen to control and scavengeoxygen produced due to radiolysis of water in the core region;

• seal water injection: by continuous supply of filtered water to each reactor coolant pump seal;

• hydrostatic testing of the reactor coolant system.

The reactor coolant is continuously discharged (18. m3/h) to the RCV system from the reactorcoolant loop-1 cold leg. It flows through the shell side of regenerative heat exchanger andexperiences a large pressure reduction through the letdown orifice. Outside the containment, it flowsthrough the tube side of the letdown heat exchanger and a second pressure reduction is performed bythe low pressure letdown valve. For purification purpose, the letdown flow may pass through amixed bed demineralizer (in fact 2 in parallel) and, if lithium or cesium contents exceed allowablelimits, through a cation deb demineralizer. If dilution operation is necessary (generally at the end ofthe operation is necessary (generally at the end of the operating cycle) an anion bed demineralizer (infact 2 in parallel) can be used. Downstream from the demineralizers, a resin retention filter preventsresin fines from circulating in the system. In order to control the water level in the RCV tank, a partof the letdown flow can be routed to the boron recycle system (TEP).

The flow enters the RCV tank (19. m3) through a spray nozzle in the top; the partial pressure ofhydrogen in this tank determines the concentration of dissolved hydrogen for control of oxygen. Ifboration is required, boron injection is performed by the boric acid pump from the boric acid thank(equipment of the reactor boron and water makeup system REA); in the same way, makeup ofdemineralized water can be performed at a point downstream from the RCV tank. Two chargingpumps in parallel are provided to take suction from the RCV tank (the third pump in parallel used forhydrostatic tests). Normal charging flow is handled by one of these two pumps. This charging flowsplits into two paths. The bulk of the flow is directed to the reactor coolant system through the tubeside of the regenerative heat exchanger; a portion of this flow may be used as auxiliary spray for the



pressurizer during unit cool-down. The main charging flow (and consequently the pressurizer level)is controlled by a control valve downstream from the charring pumps. The remaining flow (7.2 m3/h)is directed, through a filter, to the reactor coolant pumps for seal water injection and the returns tothe suction side of the charging pumps through a filter and the seal water heat exchanger.

Figura 2.10: Chemical and volume control system (RCV).

When the normal letdown path is inoperable, reactor coolant can be discharged through the excessletdown heat exchanger and directed to the charging pumps through the seal water return line.

2.6.1.2 Residual Heat Removal System (RRA)Entirely located inside the containment, the residual heat removal system is used:

• to reduce the temperature of the reactor coolant to the cold shutdown temperature (less than 60.°C) at a controlled rate (28. °C/h maximum) during the second part of normal unit cool-down;

• to maintain this temperature until the unit is started up again.

This system consist of 2 identical sub-system in parallel, each of them having a centrifuge pump(flow-rate: 1150 m3/h, developed head: 105. m), a heat exchanger (U-tube type, 12.2 MWth) and acool-down rate control system.

The residual heat removal system is placed in operation approximately 5 hours after reactorshutdown, when the coolant characteristics are sufficiently low (temperature less than 177. °C and



pressure less than 25. bar); thecool-down rate is manuallycontrolled by regulating thereactor coolant flow throughthe tube side of theexchangers. The coldshutdown conditions areobtained approximately 20.hours after reactor shutdown.

When the residual heatremoval system is in operation,a portion of the reactorcoolant flow may be divertedto the chemical and volumecontrol system (RCV) forcleanup purposes.

For the refueling operation,the reactor cavity is filled withborated demineralized waterby the pumps of the reactorcavity and spent fuel pitcooling system (PTR). After

refueling, this cavity is emptied by the residual heat removal system pumps and the water is routed tothe PTR tank.

2.6.1.3 Component Cooling System (RRI)The component cooling system is provided to transfer heat from components and system located inthe nuclear island, in particular those which are important to the safety of the unit: for this reason thedesign employs the multitrain concept. This system operates in a closed loop with demineralizedwater and it is cooled by the essential service water system (SEC) It is designed to yield coolingwater at a maximum temperature of 35. °C during all modes of unit operation (except in case ofemergency core cooling for which the temperature can reach 46. °C).

The component cooling system consists of 2 independent loops, each equipped with 2 pumps inparallel, a plate heat exchanger (divided into 2-half heat exchangers for technological and operationalreasons) and a surge tank to compensate volume variations and for water makeup. Each loopsupplies one of the redundant safety related equipment of:

• the safety injection system,

• the containment spray system,

• the residual heat removal system,

• the component cooling system pumps.

Connected to these safety loops, a common loop supplies cooling water to non-safety relatedequipment.

Figura 2.11: Residual heat removal system (RRA)



2.6.1.4 Essential Service Water System (SEC)The essential service water serves as heat sink for the component cooling system. It is designed toensure the RRI water with a maximum temperature of 35°C during normal operation.

This system consists of 2 independent redundant lines, each, with 2 pumps in parallel, connected toone RRI heat exchanger. The pumps as well as the water filtration equipment are located in the unitpumping station. Connections between pumps and heat exchangers are achieved by undergroundducts and pipes. After the water outfall work.

2.6.1.5 Reactor Cavity and Spent Fuel Pit Cooling System (PTR)The nuclear steam supply system has 2 pools:

1. the reactor cavity: located inside the containment, this pool is empty during normal operation; theconnection between the reactor vessel upper flange and the bottom of the reactor cavity is sealed;during shutdown for refueling, this cavity is full of borated water in such a way that the fuelhandling and reactor internals handling and storage can be performed under a sufficient height ofwater ensuring biological protection;

2. the spent fuel pit (storage capacity: 10/3 cores, i.e. 629 fuel assemblies): located inside the fuelbuilding, this pool is always full of borated water and is used:

• as biological protection and spent fuel cooling before shipment for reprocessing,

• for spent fuel loading into special containers for transport,

• for new fuel storage before transfer to the reactor cavity.

The functions performed by the reactor cavity and spent fuel pit cooling system are:

• to remove decay heat from spent fuel stored in the spent fuel pit,

• to provide adequate cleanup and purification of water in the spent fuel pit and water cleanup inthe reactor cavity,

• to fill up and to drain, in connection with the refueling water storage tank, the compartments ofthe spent fuel pit,

• to fill up the reactor cavity from the refueling water storage tank.

This system consist of:

• the spent fuel pit cooling sub-system, equipped with 2 pumps and 2 heat exchangers in parallel,which can also be used as emergency residual heat removal system,

• the spent fuel water cleanup sub-system, with a pump and a mixed bed demineralizer associatedwith 2 filters,

• the reactor cavity water filtration sub-system with a pump and 2 x 100% filters in parallel,

• the pool skimming sub-system, one for each pool, with a pump and a filter.

2.6.2 Safety Systems

2.6.2.1 Safety injection system (RIS)The purpose of the safety injection system is to provide water for cooling the reactor core andmaintaining it under sub-critical conditions in the event of a loss of coolant accident such as:



• reactor coolant pipe break or inadvertent opening of a valve in the reactor coolant system leadingto a coolant discharge which cannot be compensated by the normal makeup system,

• control rod drive mechanism break causing a rod cluster control assembly ejection accident,

• steam pipe break or inadvertent opening of a valve in the steam system,

• steam generator tube break.

Figura 2.12: Safety Injection system (RIS)

This system is designed to supply the quantity of water necessary to prevent the fuel rod claddingtemperature exceeding 1204. °C, to ensure that the integrity of the reactor core and its geometrynecessary for heat transfer are preserved. It consists of 3 sub-system:

1. the accumulators: there is an accumulator connected to the cold leg of each reactor coolant loop;it is a pressure vessel (47. m3) partially filled with borated water (30. m3 at 2000. ppm) andpressurized with nitrogen gas (42. bar). The connection line whit the reactor coolant pipe isprovided with a valve and a check valve. During normal operation at full power, the valve isalways open; if the reactor coolant pressure falls below 42. bar, the check valve opens and theborated water is forced into the reactor coolant system;

2. the medium head injection (MHI) sub-system: 2 lines are provided with a set consisting of a pumpand a booster pump (flow-rate: 245. m3/h with a developed head of 1025. m). These pumps caninject water when the reactor coolant pressure falls below 110. bar;



3. the low head injection (LHI) sub-system: 2 lines are provided with a pump (flow-rate: 425. m3/hwith a developed head of 197. m.).These pumps can inject water when the reactor coolantpressure falls below 20. bar.

The suction of the MHI and LHI pumps is connected either to the refueling water storage (PTR)tank (direct injection phase). The discharge of these pumps is connected first to all the reactorcoolant loop cold legs (short term cooling) then also to the loop 2 and 3 hot legs (long termcooling).

Upon actuation of the safety injection signal from the reactor protection system, the MHI and LHIpumps start up and the flow is routed in pump loops until the time when the reactor coolant pressureallows the corresponding check valves to open and the borated water to be injected into the reactorcoolant system. When the refueling water storage tank is empty (after approximately 20 minutes),the pump suctions are connected to the sumps for the recirculation phase, the discharge being alwaysdirected to the cold legs. After approximately 20. hours, the discharge flow is also directed to 2 hotlegs for long term recirculation.

Figura 2.13: Containment spray system (EAS).



2.6.2.2 Containment Spray System (EAS)In the event of a loss of coolant accident or a steam pipe break, the steam from the reactor coolant aswell as radioactive products are released inside the containment spray system is used to decrease thepressure and temperature of the containment atmosphere by heat removal and to remove radioactiveiodine by means of soda solution injected in the spray water.

This system is provided with 2 independent lines, each with a pump (flow-rate: 1,000. m3/h minimumduring spray and 1,200. m3/h minimum during recirculation), a heat exchanger and a spray nozzleline. When the refueling water storage tank is empty, the pump suctions are connected to the reactorbuilding sumps for the recirculation phase.



3. REATTORI AD ACQUA BOLLENTE

3.1 Considerazioni Generali

Il reattore ad acqua leggera bollente trae la sua origine dagli studi compiuti dalla Divisione ReattoriNavali dell’Atomic Energy Commision (AEC) negli Stati Uniti, quale logica conseguenza dellosviluppo del reattore ad acqua in pressione.

Quando il reattore ad acqua in pressione passava, principalmente per opera della Westinghouse, dallafase di studio a quella industriale, il laboratorio nazionale di Argonne concentrava i suoi sforzisuccessivi sui reattori ad acqua bollente. Nel 1956 veniva messo in funzione il primo prototipo di talefiliera di reattore, l’EBWR (Experimental Boiling Water Reactor) avente una potenza di 20. MWt (5.MWe) funzionante con ciclo singolo a circolazione naturale. I risultati di esercizio di tale prototipofurono talmente brillanti e superiori ad ogni aspettativa che, alcuni anni più tardi, la potenza termicadell’EBWR veniva portata a 100. MWt. Le preoccupazioni dei progettisti in merito ai problemi distabilità si dimostrarono esagerate e furono più tardi di nuovo e definitivamente fugate conl’esercizio della centrale di Dresden 1, messa in funzione nel 1959. In realtà la dimostrazione dellastabilità per questo tipo di reattori si era già avuta, sebbene in piccola scala, attraverso le esperienzeBORAX, condotte nel laboratorio nazionale di Idaho Falls.

Negli anni successivi la realizzazione di centrali alimentate da reattori ad acqua bollente si sonosuccedute a ritmo vertiginoso: tale filiera è attualmente una tra quelle più diffuse, insieme a quella adacqua in pressione. Per meglio illustrare l’evoluzione di questo concetto di reattore, sarà opportunodividere i reattori BWR in tre generazioni (Tabella 3.3).

Trascurando per ovvi motivi il reattore prototipo EBWR, la prima generazione comprende le centralidi Dresden 1 e Garigliano. In entrambi i casi i reattori operavano con ciclo duale (Figura 3.48) ederano dotati di un contenitore sferico che racchiudeva il vessel, il corpo cilindrico, i generatori divapore secondario, le pompe di circolazione, ecc.

La pressione primaria è circa 70. atm (1,000. psi). La miscela acqua-vapore in uscita dal vessel vieneinviata al corpo cilindrico nel quale si ha la separazione tra il vapore (che viene inviato all’impianto diutilizzazione) e l’acqua, che alimenta il lato primario dei generatori di vapore secondario esuccessivamente ritorna all’interno del vessel, mescolata con l’acqua di alimento prelevata dalcondensatore e preriscaldata in appositi preriscaldatori.

Il vapore prodotto nei generatori di vapore viene anch’esso inviato all’impianto di utilizzazione ilquale, come risulta da quanto sopra detto, è alimentato sia dal vapore primario prodotto all’internodel vessel che dal vapore secondario, a più bassa temperatura e pressione, prodotto nei generatori divapore.

Il ciclo duale, già sperimentato su scala pilota a Vallecitos (su un reattore analogo all’EBWR, ma chepoteva funzionare sia con ciclo diretto che con ciclo duale) fu introdotto per adeguare la risposta delsistema a variazioni di carico esterno.

Con il ciclo singolo, senza intervento delle barre di controllo, il reattore non risponde in manieracorretta alle variazioni di carico: una maggiore richiesta di vapore conseguente ad un aumento dicarico determina un abbassamento della pressione all’interno del vessel e quindi una più spintaevaporazione dell’acqua, un aumento del grado di vuoto, una diminuzione di moderazione e quindiun abbassamento della potenza del reattore.

Con l’adozione del ciclo duale, invece, un aumento di carico provoca l’apertura della valvola diammissione del vapore secondario. La maggiore produzione di vapore negli scambiatori determina



un abbassamento della temperatura dell’acqua all’ingresso del nocciolo che dà luogo ad unariduzione di vuoti e quindi ad un aumento di potenza.

La maggiore quantità di calore prodotta a seguito di tale aumento di potenza determina un aumentodella pressione primaria che causa l’apertura della valvola di ammissione del vapore primario. Ilreattore in tal modo si autoregola senza l’intervento delle barre di controllo, il cui spostamentopotrebbe dar luogo a picchi di potenza certamente non desiderabili.

Nella Figura 3.49 sono riportate, a titolo di esempio, possibili curve di funzionamento per tale tipo direattore. Con l’adozione del ciclo duale il reattore segue automaticamente le curve riportate a trattoe punto.

Come appare dall’esame della Tabella 3.3, la centrale del Garigliano non è molto differente da quelladi Dresden 1. Si devono però notare alcune differenze, anche se non di tipo fondamentale. Nellacentrale di Dresden vi sono 4 circuiti con 4 generatori di vapore secondario, mentre nella centrale delGarigliano vi sono soltanto due circuiti. Nella centrale di Dresden il combustibile è leggermente piùsfruttato (la potenza di questa centrale fu peraltro aumentata da 184. a 200. MWe). La differenza piùimportante riguarda però il disegno dell’elemento di combustibile. Nella centrale del Garigliano èstato utilizzato un elemento con 81 barrette (elemento 9 x 9), mentre nella centrale di Dresden èimpiegato un elemento con 36 barrette (elemento 6 x 6).

Tale modifica, consigliata tra l’altro dalla opportunità di elevare il margine di sicurezza al burn-out(MCHFR - Minimum Critical Heat Flux Ratio) ha comportato la soluzione di alcuni problemiparticolari.

Le maggiori dimensioni trasversali degli elementi di combustibile del Garigliano avrebberodeterminato, senza opportuni accorgimenti, un sensibile aumento del fattore di picco nucleare

nell’elemento ( )F pN⊥ ; per ridurre l’entità di tale inconveniente le 12 barrette d’angolo di ciascun

elemento sono costituite da combustibile a più basso arricchimento. Questa tecnica era già statautilizzata con successo in alcuni reattori russi ad acqua in pressione.

Al fine di facilitare il controllo della reattività ad inizio vita, con tutti gli elementi di combustibilefreschi, la camicia esterna (fodero) che racchiude il cluster di barrette, è inizialmente realizzata inacciaio inossidabile e, successivamente, viene sostituita da una camicia geometricamente identica, marealizzata il lega di zirconio.

E’ opportuno ricordare che, procedendosi al ricambio del combustibile con ciclo sparso (scatteredload), la reattività che deve essere controllata con nocciolo nuovo è sensibilmente maggiore di quelladisponibile quando il nocciolo è all’equilibrio.

La seconda generazione di BWR inizia con la centrale di Gundremingen e termina con la centrale diDresden 2. Durante tale fase la potenza specifica del nocciolo sale da 30. a 40. kW/l; la potenzaspecifica lineare sale da ≈ 14. a 20 kW/ft. Le innovazioni più importanti riguardano comunque alcunesostanziali modifiche apportate all’impianto.

Nella centrale di Gundremingen (Figura 3.50) si hanno tre sostanziali modifiche:

1. separazione del vapore interna al recipiente in pressione;

2. modifica al sistema di supporto degli elementi di combustibile;

3. adozione di assorbitori fissi (cortine).

La separazione del vapore all’interno del vessel rende possibile l’eliminazione del corpo cilindrico edi tutta la serie di tubi ascendenti e discendenti.



Gli elementi di combustibile non sono più appoggiati ad un’unica griglia ma, per ogni gruppo di 4elementi, il peso viene direttamente scaricato sul fondo del vessel tramite un tratto di tubo chefunziona da puntone. All’interno del tubo scorre la barra di controllo.

L’eccesso di reattività iniziale con nocciolo fresco viene controllata mediante “cortine” temporaneedi acciaio al boro.

Tali modifiche sono state integralmente introdotte in tutti gli impianti successivi.

Rispetto al Garigliano si può osservare che:

• il fattore di picco assiale è diminuito in conseguenza dell’esperienza acquisita nell’esercizio degliimpianti;

• il fattore di picco radiale è invece aumentato in conseguenza di un più elevato burn-up alloscarico;

• il fattore di picco locale è diminuito in conseguenza delle ridotte dimensioni dell’elemento e,soprattutto, per l’impiego, in proporzione, di un maggior numero di barrette a più bassoarricchimento.

Gli impianti che seguono Gundremingen in questa seconda generazione, hanno noccioli concaratteristiche praticamente equivalenti, salvo l’impiego dell’elemento di combustibile con reticolo 7x 7 ed un più elevato burn-up all’equilibrio (22,000. MWd/t).

Notevoli sono invece le modifiche apportate all’impianto.

Nella centrale di Tarapur viene adottato il contenimento a “Soppressione di pressione”, giàsperimentato nell’impianto sperimentale di Humboldt Bay.

Nella centrale di Oyster Creek (Figura 3.51) si ha il passaggio dal ciclo duale al ciclo singolo, coneliminazione dei generatori di vapore secondario. La regolazione dell’impianto è affidata allavariazione della portata dell’acqua di ricircolazione. Aumentando la portata di ricircolazione si hauna diminuzione della frazione di vuoti nel nocciolo con conseguente inserzione di reattività positivaed aumento della potenza. La maggior potenza prodotta determina un aumento della pressioneprimaria che provoca una maggior apertura della valvola di ammissione del vapore in turbina.

Tale tipo di regolazione, correntemente utilizzata in tutti gli impianti BWR, è del tipo “turbinasegue” in quanto il regolatore di macchina agisce sull’alimentazione delle pompe di ricircolazionedeterminando una variazione delle caratteristiche del nocciolo; l’apertura della valvola di ammissioneè conseguente alle variate caratteristiche sopraindicate.

A partire dalla centrale di Dresden 2 (Figura 3.52) vengono introdotte le pompe a getto per laricircolazione dell’acqua primaria. Si riesce in tal modo ad avere un impianto più compatto e piùsicuro con 2 soli “loops” esterni, peraltro relativamente piccoli.

Nella terza generazione sono sistematicamente adottate tutte le innovazioni precedentementeacquisite e si è teso inoltre al raggiungimento di sempre più elevate prestazioni.

Come si osserva dalla tabella, la densità di potenza è aumentata da 40. a 50. kW/l ed il burn-upmedio di scarico, con ciclo all’equilibrio, è passato da 22,000. a 27,500. MWd/t. Ciò è stato resopossibile, oltre che dall’esperienza nel frattempo acquisita, anche da alcune innovazioni di progetto:l’elemento di combustibile diviene sempre più sofisticato con l’utilizzazione di ossido di uranio a tredifferenti arricchimenti.

Si era ritenuto che con la centrale di Browns Ferry si fosse pervenuti a conclusioni sostanzialmentedefinitive per quanto riguardava sia le caratteristiche fondamentali che la struttura dell’impianto. Suqueste basi ci si era indirizzati, in sede GE, verso la standardizzazione dei reattori BWR, prendendo



in considerazione tre tipi di impianto con caratteristiche praticamente identiche, ciascuno dei qualicaratterizzato da un diverso valore della potenza elettrica netta (515., 762. e 1,075. MWe). La GE,in sostanza, intendeva proporre l’impianto standardizzato con potenza diversa in relazione alleparticolari esigenze di possibili utilizzatori.

L’accurato esame del transitorio conseguente ad un incidente di perdita di refrigerante dovuta allarottura di una linea di ricircolazione ha messo in evidenza che con la massima potenza specificalineare prevista (18.5 kW/ft), la temperatura massima dell’incamiciatura può raggiungere valorimolto prossimi a 2,200. °F imposti dalla normativa degli Stati Uniti (vedi 10 CFR 50.46 e relativaAppendice K riportati nel seguito) e, soprattutto, che il grado di ossidazione della camicia, connessocon la reazione metallo-acqua, può portare a livelli di infragilimento della incamiciatura stessaparticolarmente significativi.

Questa constatazione ha costretto il progettista ad apportare modifiche atte a ridurre il valore dellapotenza specifica lineare massima. La modifica è costituita essenzialmente nella sostituzionedell’elemento combustibile con 49 barrette con un nuovo elemento con 64 barrette, di diametroleggermente inferiore, in modo che queste possano essere sistemate all’interno dello stesso foderoprevisto per l’elemento originario.

Operando la sistemazione suddetta che, per quanto è stato detto, non richiede nessun’altra modifica

all’impianto, la potenza specifica lineare viene ridotta nel rapporto 49

64.

Qualora non fossero presi altri accorgimenti, la suddetta soluzione comporterebbe però un nontrascurabile aumento del fattore di picco nucleare locale conseguente all’abbassamento del flussoneutronico nella parte centrale dell’elemento. Tale aumento renderebbe meno significativa la richiestariduzione della potenza specifica lineare massima. Per ovviare, almeno in parte, a tale inconvenientesi è ritenuto opportuno provocare un innalzamento del flusso neutronico nella parte centraledell’elemento, sostituendo ad una delle quattro barrette centrali di combustibile, una barrettad’acqua, con conseguente aumento della moderazione nella zona della barretta stessa. Con taleartifizio il fattore di picco rimane praticamente quello dell’elemento con 49 barrette ed il valore dellapotenza specifica lineare massima diventa:

qkW

ftl = ≈18549

63135. . x

Con tale valore della potenza specifica lineare massima, la temperatura massima dell’incamiciaturanel punto caldo rimane, durante il transitorio conseguente all’incidente di riferimento, sensibilmenteal di sotto di 2,200. °F.

E’ opportuno far presente che la riduzione della potenza specifica comporta significativi vantaggianche durante il normale funzionamento dell’impianto, connessi essenzialmente con l’abbassamentodella temperatura massima del combustibile e conseguente riduzione della frazione di prodotti difissione rilasciati dal combustibile stesso. L’inconveniente più importante, relativo alla modificaapportata, è l’aumento del costo del nocciolo del reattore. L’elemento di combustibile 8 x 8 è statoimpiegato in tutti i reattori successivi come elemento standard.



3.2 Principali Tappe nello Sviluppo dei Reattori di Potenza BWR

L’affermazione industriale degli impianti di produzione utilizzanti generatori nucleari ad acquabollente può considerarsi iniziata con la realizzazione del reattore Dresden 1 della General Electric,entrato in servizio nel 1960. L’impianto, avente una potenza elettrica di 210. MWe ed una potenzatermica di 700. MWth, era del tipo a “ricircolazione esterna forzata” ed adottava uno schema difunzionamento a “ciclo duale”. A partire da questa realizzazione, e cioè dall’inizio dellacommercializzazione degli impianti BWR, la General Electric ha proposto sostanzialmente seitipologie di reattori, ciascuno caratterizzato da rilevanti innovazioni. Nella fase iniziale la GeneralElectric usava identificare ogni “serie” di reattori col nome del primo impianto venduto,appartenente alla “serie” in questione, mentre poi ha sostituito questa classificazione identificando lediverse serie con numeri progressivi (BWR 1, BWR 2, ecc.).

Nella RFT la prima centrale dimostrativa BWR di potenza, Grundremmingen, da 250. MWe,realizzata dal gruppo di società GE/AEG/Hochtief, entrò definitivamente in servizio nel 1966. Apartire da questa realizzazione, ha inizio la penetrazione commerciale dei reattori BWR tedeschi diprogettazione AEG - Telefunken1 che si sviluppa con modelli successivi, identificabili in baseall’anno di progettazione o con il nome del primo impianto realizzato.

Al solo scopo di evidenziare le varie tappe evolutive dei BWR, riportiamo qui di seguito le varietipologie di impianto proposte dalla General Electric e dalla AEG e le relative innovazioni tecnicheprincipali che li caratterizzano, seguendo, per quanto possibile, un ordine cronologico:

BWR 1 - L’impianto di riferimento è Dresden 1, già descritto come esempio realizzativo di impiantoa “ciclo duale”. Di questa serie fa parte anche il reattore del Garigliano, di concezione analoga aDresden 1, ma la serie BWR 1 comprende in pratica tutte le prime realizzazioni industriali dellaGeneral Electric anche di concezione differente, per esempio Humboldlt Bay (entrata in funzione nel1963) e GKN, che adottano entrambi il concetto di “circolazione esterna naturale” senza pompe diricircolazione.

GRUNDREMMINGEN - Nel 1962 la RFT decide la costruzione di un BWR a ciclo duale.Grundremmingen, della potenza di 250. MWe, entra definitivamente in servizio nel 1966. E’ il primoimpianto in cui vengono adottati i separatori - essiccatori interni al vessel.

BWR 2 - La seconda generazione dei reattori General Electric inizia con la progettazione (1963)dell’impianto di Oyster Creek. Caratteristica peculiare di questa seconda serie è l’adozione del “ciclodiretto” in reattori di grandi dimensioni. Questa concezione viene mantenuta per tutte le successiveclassi di BWR. Oyster Creek entra in servizio nel 1969 con una potenza di 500. MWe, portatasuccessivamente a 640. MWe.

BWR 3 - La General Electric presenta (nel 1965) la “classe Dresden 2” introducendo il concettodella ricircolazione mediante pompe a getto. Questo sistema viene mantenuto anche nelle successiveclassi di reattori. L’impianto di Dresden 2 entra in funzione nel 1971. La sua potenza nominale è di800. MWe. Con la classe Dresden 2 si può dire inizi l’era dei moderni reattori BWR.

BWR 4 - La General Electric presenta (nel 1966) la “classe Browns Ferry” Con questa serie ladensità di potenza del nocciolo raggiunge il valore di 51. kW/l, superando del 20% la densità di

1 Nel 1969 viene fondata nella RFT la Karftwerk Union (KWU) a partecipazione paritetica Siemens, AEG-

Telefunken. Principalmente per ragioni connesse a concessioni di licenze, la responsabilità delle due società

partecipanti rimane separata per quanto riguarda la costruzione e lo sviluppo dei reattori e così ripartita: AEG-

Telefunken per i BWR, Siemens per PWR e HWR. L’organizzazione commerciale è invece affidata alla KWU.



potenza della classe precedente. Browns Ferry, avente una potenza di 1,100. MWe, entrerà inservizio nel 1975. Il reattore di Caorso è considerato appartenente a questa classe BWR 4, purpresentando alcune caratteristiche avanzate rispetto ai reattori della sua classe e vicine a quelletipiche dei reattori delle classi successive (p.e.: elementi di combustibile aventi un reticolo 8 x 8, maxpotenza lineare 13.4 kW/ft, densità di potenza del nocciolo 55. kW/l).

WURGASSEN - BWR concepito nella Germania Occidentale verso la metà degli anni ’60 di potenzapari a 670. MWe. Entrata in servizio nel 1973 è la prima centrale tedesca di interesse civile ed anchela prima ad adottare la ricircolazione dell’acqua con le pompe a getto.

BWR 5 - La General Electric presenta (nel 1969) la “classe Zimmer” che presenta, rispetto alle classiprecedenti, delle innovazioni di rilievo concernenti principalmente la sicurezza dell’impianto. Inparticolare vengono riprogettati i sistemi di refrigerazione di emergenza. La densità di potenza delnocciolo rimane invariata rispetto ai precedenti BWR 4.

BRUNSBÜTTEL - Rappresenta il prototipo di una serie di reattori commerciali BWR di concezioneAEG - Telefunken. Viene adottato lo schema a “circolazione interna forzata” mediante l’impiego di“pompe assiali” aventi i rotori sistemati all’interno del RPV. La costruzione di Brunsbüttel è decisaalla fine del 1969, l’entrata in servizio è del 1976 mentre la potenza è di 900. MWe. Inizia conquesto impianto la produzione in serie dei reattori BWR tedeschi (serie Brunsbüttel) aventi potenzecomprese tra 700. e 1,300. MWe.

BWR 6 - Rappresenta l’ultima generazione dei reattori BWR di concezione General Electric,presentata nel 1972, prima della realizzazione dell’Advanced BWR in collaborazione con le industrieGiapponesi. Le innovazioni sono molteplici e riguardano sostanzialmente le prestazioni del nocciolo(maggiore densità di potenza: 56. kW/l, minore potenza lineare: 13.4 kW/ft), la geometria deglielementi di combustibile (confermato il reticolo 8 x 8), il disegno delle pompe a getto e la concezionedei circuiti di refrigerazione di emergenza.

3.3 Descrizione di un Reattore ad Acqua Bollente GE della Classe BWR 6

Per quanto riguarda la configurazione del nocciolo, le relative strutture meccaniche ed i principi diprogettazione degli elementi di combustibile, nella classe BWR 6 non si sono avute rilevantivariazioni rispetto alle classi precedenti, a partire da quelle rappresentate dagli impianti di Dresden 2ed Oyster Creek. Rispetto ai primi impianti, classificabili come BWR 1, le variazioni sono invece piùevidenti, anche se non sostanziali. Pertanto la descrizione del nocciolo, presentata nel seguito per ilcaso particolare del BWR 6, acquista una validità più generale.

Per quanto riguarda invece la concezione dell’impianto e la disposizione dei singoli componenti, sisono avute notevoli variazioni durante lo sviluppo della filiera, secondo i criteri già evidenziati neiparagrafi precedenti.

3.3.1 Descrizione Generale dell’Impianto

Alla descrizione di massima di un moderno reattore ad acqua bollente BWR 6 si è giunti nei paragrafiprecedenti discutendo i criteri evolutivi della filiera ad acqua bollente, presentando anche i vantaggidi alcune soluzioni tecniche di base. Pertanto, alcune caratteristiche principali del BWR 6, quali:

• l’adozione del ciclo diretto,

• l’adozione di separatori - essiccatori interni al vessel,

• la regolazione dell’impianto mediante la variazione della portata di ricircolazione,

possono ritenersi già acquisite ed, in questo paragrafo, l’attenzione sarà principalmente posta sullesoluzioni realizzative applicate ad un moderno reattore di potenza.



Le realizzazioni dei reattori della classe BWR 6 sono state previste per potenze elettriche lordecomprese tra 682. MWe e 1,436. MWe. Il BWR 6 è un generatore di vapore nucleare compostoessenzialmente dalle seguenti parti:

• il RPV contenente il nocciolo ed i componenti interni,

• i circuiti di ricircolazione dell’acqua e di utilizzazione del vapore,

• i sistemi di regolazione e la strumentazione,

• i circuiti ausiliari necessari per l’operazione e la sicurezza dell’impianto.

L’acqua di refrigerazione viene fatta circolare attraverso il nocciolo ottenendo una produzione divapore che viene separato ed essiccato nella parte superiore del RPV e quindi inviato direttamente inturbina. Quest’ultima utilizza un “ciclo rigenerativo” convenzionale con surriscaldamentointermedio.

A differenza dei PWR, i BWR utilizzano barre di regolazione che entrano dal basso nel nocciolo alloscopo di ottenere un migliore profilo del flusso di potenza assiale, introducendo materiale“assorbitore neutronico” nella regione a maggiore moderazione (data l’assenza o la limitata presenzadi vuoti). L’azionamento delle barre di controllo è assicurato da meccanismi idraulici. disposti nellazona sottostante il RPV, i quali mettono in gioco forze molto più intense della forza di gravitàutilizzata nei PWR. Con questa disposizione impiantistica si ha l’ulteriore vantaggio che le barre diregolazione ed i relativi dispositivi di movimentazione non costituiscono un intralcio durante leoperazioni di ricarica del reattore.

La ricircolazione forzata dell’acqua è garantita da due pompe centrifughe che determinano, in duecircuiti esterni al vessel, la “portata traente” per gli elettori delle pompe a getto. Questa portataesterna è circa un terzo dell’intera portata di ricircolazione. Per variazioni del carico in turbina sino al25% del valore nominale, l’impianto viene regolato automaticamente variando la portata delrefrigerante mediante valvole di regolazione disposte sui circuiti esterni di ricircolazione.

Lo schema di massima dell’impianto è rappresentato in Figura 3.1. Per quanto riguarda ladescrizione del ciclo termodinamico adottato e la conseguente definizione dell’impianto diutilizzazione (turbina con surriscaldatori, “spillamenti”, ecc.) si rimanda ai paragrafi xxx e xxx. Ilsistema di regolazione è schematizzato, in linea di principio, con un tachimetro centrifugo (regolatoredi Watt) che agisce sulle valvole dei circuiti di ricircolazione.

3.3.2 Descrizione del reattore

Il reattore assemblato (mostrato nello schema assonometrico in Figura 3.2) si componeprincipalmente delle seguenti parti: RPV, shroud, piastra inferiore, griglia superiore, separatori edessiccatori del vapore, pompe a getto, elementi di combusti bile, barre di regolazione con relativi“tubi di guida” e meccanismi di azionamento. Ogni elemento di combustibile che compone ilnocciolo è posizionato su un supporto con orifiziatura, montato sull’estremità superiore dei tubi diguida delle barre di regolazione. Ognuno di questi tubi di guida penetra dal fondo del vessel ed èmunito, nella parte superiore, di un apposito supporto che sostiene il peso dei quattro elementi dicombustibile adiacenti alla barra di regolazione. La piastra inferiore e la griglia superiore del vesselhanno solo una funzione di guida per le estremità degli elementi di combustibile.

I componenti interni del reattore (internals) del reattore sono in acciaio inossidabile (od in altra legaresistente alla corrosione) ad eccezione dei componenti strutturali degli elementi di combustibile chesono realizzati in Zircaloy. Quasi tutti i principali “internals” possono essere rimossi per l’ispezione ela manutenzione; fanno eccezione, nelle procedure standard General Electric le pompe a getto, lo



schermo e qualche altro componente2. La rimozione della piastra inferiore e della griglia superiore èpossibile, anche se non è previsto che questa operazione debba essere effettuata durante la vitadell’impianto; la rimozione di altri componenti quali gli elementi di combustibile, le barre dicontrollo, ecc., viene invece effettuata di “routine” in occasione delle operazioni di ricarica delreattore.

Figura 3.1: Schema semplificato di un moderno impianto BWR della GE

Il vessel è un recipiente a pressione dotato di coperchio flangiato per poter consentire l’accesso aicomponenti interni del reattore durante le operazioni di ricarica. La tenuta è realizzata mediante dueanelli metallici (O-rings); la zona anulare compresa tra i due anelli di tenuta è collegata ad unrivelatore di fughe che segnala le eventuali perdite dell’anello interno. Il RPV è realizzato, comemateriale base, in acciaio legato mentre le sue pareti interne sono rivestite di acciaio inox eccetto ilcoperchio che viene in contatto con il vapore saturo secco. Il recipiente a pressione poggia su una“gonna”, collegata ad un supporto di cemento armato che costituisce parte integrante dellefondazioni dell’edificio reattore. Le dimensioni di massima di un vessel BWR 6 della potenza di1,300. MWe (Douglas Point 1) sono le seguenti: altezza ~ 21.6 m, diametro ~ 6 m, spessore dellaparete in acciaio 152. mm.

Lo “shroud”, realizzato in lamiera di acciaio inossidabile, consiste in una struttura cilindrica checirconda il nocciolo; dal punto di vista idraulico costituisce una barriera che separa il flussoascendente della miscela refrigerante nel nocciolo dal flusso discendente di acqua nella regioneanulare esterna. La flangia superiore dello “shroud” si accoppia con la flangia della griglia superiore

2 Sono attualmente in fase di avanzato studio e di iniziale realizzazione, particolarmente in Giappone, procedure di

sostituzione completa degli internals di un BWR.



e questa a sua volta si accoppia con la flangia della calotta che sostiene l’insieme degli essiccatori inmodo da formare un “plenum superiore” nel quale si raccoglie la miscela in uscita degli elementi dicombustibile. I diffusori delle pompe a getto penetrano attraverso il ripiano anulare che collega loshroud al vessel (Figura 3.7). La struttura costituita dallo shroud, dal ripiano anulare del vessel e daidiffusori delle pompe a getto è concepita in modo da consentire l’allagamento della parte attiva delcore in caso di un incidente di LOCA secondo lo schema presentato in Figura 3.3.

Figura 3.2: Vessel e componenti interni di un reattore BWR 6

Dal punto di vista nucleare, lo shroud, con l’acqua contenuta nella zona anulare, assolve anche lafunzione di limitare l’esposizione neutronica del vessel. Dal punto di vista strutturale infine, loshroud ha la funzione di sostenere, oltre il peso proprio, anche il peso dei separatori di vapore e dellepompe a getto.



Due anelli distributori, alloggiati all’interno dello shroud nella zona compresa tra la griglia superioredel vessel e la base dei separatori di vapore, e dotati di ugelli eiettori servono per spruzzare acquadurante la refrigerazione di emergenza, mentre un ugello disposto nella regione sottostante ilnocciolo serve per iniettare veleno liquido (pentaborato di sodio) nel caso, estremamenteimprobabile, di inceppamento delle barre di sicurezza.

Figura 3.3: Capacità di allagamento del nocciolo di un reattore BWR 6

I separatori di vapore sono elementi statici collegati a tubi verticali saldati sul duomo che delimita ilplenum superiore del reattore. La Figura 3.4 mostra un singolo separatore. La miscela acqua -vapore fluisce attraverso il tubo adduttore verticale, urta contro le palette fisse che le imprimono un“moto ciclonico”. La forza centrifuga associata al vortice separa la fase vapore dalla fase liquida neitre stadi del separatore. Il vapore fuoriesce dalla estremità superiore e fluisce verso gli essiccatorimentre l’acqua separata fuoriesce dalla parte inferiore di ciascuno stadio, si raccoglie nella massaliquida il cui pelo libero si stabilisce a livello dei separatori e fluisce infine nello spazio anulare tra loshroud ed il vessel.

Il complesso degli “essiccatori di vapore”, montato sopra i separatori, è rappresentatoschematicamente in Figura 3.5. Il vapore fluisce trasversalmente attraverso un sistema di lamierinicorrugati. L’umidità condensata viene raccolta in canali collettori e drenata nella massa d’acqua nellospazio anulare.

Come si è detto, il sistema. di ricircolazione mediante pompe a getto ha la funzione di garantire unaricircolazione forzata del fluido refrigerante nel core. Lo schema assonometrico in Figura 3.6 mostrala disposizione dei circuiti di ricircolazione, mentre la Figura 3.7 mostra in particolare la disposizionedegli eiettori all’interno della regione anulare compresa tra lo shroud ed il RPV. Come si vede, glieiettori risultano abbinati. La “portata traente” sale attraverso il tubo montante centrale e fuoriescedagli ugelli delle due pompe. Il getto, uscendo a forte velocità, determina una zona di bassa pressioneche provoca l’aspirazione della portata principale. La Figura 3.8 mostra l’andamento qualitativodello pressioni nelle diverse zone della pompa a getto. Il sistema di ricircolazione nei BWR 6



comprendo da 16 a 24 pompe a getto in relazione alla potenza dell’impianto e quindi alle dimensionidel vessel. La lunghezza tutto fuori di una pompa a getto è di circa 5.8 m.

Figura 3.4: Separatore di vapore (BWR 6)

Figura 3.5: Essiccatori di vapore (BWR 6)



Figura 3.6: Sistemazione dei circuiti di ricircolazione reattore BWR 6



Figura 3.7: Sistemazione delle pompe a getto nel vessel ( BWR 6)



Figura 3.8: Principio di funzionamento di una pompa a getto

3.3.3 Descrizione del Nocciolo

Il nocciolo del reattore trova sistemazione all’interno del RPV ed è configurato come un cilindro adasse verticale contenente un grande numero di elementi di combustibile. Il refrigerante fluisceattraverso il nocciolo dal basso verso l’alto. La tipica sistemazione (vista in pianta) del nocciolo di ungrosso reattore e la relativa configurazione del reticolo è rappresentata rispettivamente nella Figura3.9 e nella Figura 3.10. Come si vede, il nocciolo comprende sostanzialmente due componenti: glielementi di combustibile e le barre di regolazione. Il nocciolo di un BWR 6 da 1,220. MWe ècomposto da 732 elementi di combustibile e 177 barre di regolazione formando un insieme deldiametro di 4.88 m, alto 4.27 m.

Gli elementi di combustibile, di tipo eterogeneo, sono composti da un insieme di barrette ciascunadelle quali è formata da pastiglie (“pellets”) di UO2 sinterizzato. Le pastiglie, aventi una densità realedel 95% rispetto alla densità teorica, sono “impilate” all’interno di guaine in Zircaloy 2. Queste sonoriempite di atmosfera di elio e mantenute a tenuta stagna mediante tappi di Zircaloy saldati al le dueestremità dei tubi. I tubi di Zircaloy hanno un diametro esterno di 12.52 mm,. una lunghezza di 4.07m ed uno spessore della parete di 0.86 mm. Le pastiglie occupano una “lunghezza attiva” di circa



3.76 m. La parte superiore della barretta costituisce il “gas plenum” avente una lunghezza di circa305. mm e destinato a raccogliere i gas di fissione che si sviluppano durante la permanenza deglielementi nel reattore. Nel “gas plenum” è inserita una molla elicoidale (Figura 3.11) che ha lafunzione di trattenere le pastiglie durante le operazioni di movimentazione degli elementi dicombustibile. Il gioco nominale (gap) a freddo tra le pastiglie di ossido e la parete interna delleguaine è di 228 micron.

Figura 3.9: Sistemazione degli elementi di combustibile nel nocciolo di un BWR di grossa potenza

Figura 3.10: Elemento modulare componente il reticolo del nocciolo di un reattore BWR 6



Ogni elemento di combustibile (Figura 3.10 e Figura 3.11) è composto da 63 barrette attive dispostein reticolo quadrato 8 x 8. Le barrette sono mantenute in posizione e sostenute da due piastre diestremità. Sei “griglie distanziatrici”, disposte lungo l’elemento, a distanze pressoché uguali, hannola funzione di mantenere allineate le barrette e di contenere l’ampiezza dei moti vibratori generati dalflusso del refrigerante.

Figura 3.11: Elemento di combustibile BWR 6

La piastra inferiore dell’elemento ha un boccaglio che va ad alloggiare in un apposito supporto edinoltre distribuisce la portata refrigerante al fascio di barrette.

La piastra superiore è dotata di un golfare di sollevamento che viene utilizzato per le operazioni diricarica degli elementi. Entrambe le piastre sono realizzate in acciaio inox 304.

Le barrette presenti all’interno dell’elemento sono di tre tipi:

1. barrette di sostegno;

2. barrette d’acqua;

3. barrette standard di combustibile.

Le barrette di sostegno occupano nel reticolo le posizioni indicate con X in Figura 3.10 e sonodotate, alle estremità, di tappi filettati. Il tappo inferiore si avvita sulla piastra inferiore dell’elemento,mentre il tappo superiore viene fissato alla piastra superiore mediante un dado esagonale. Queste



barrette hanno la funzione di sostentare il fascio durante le operazioni di caricamento. All’interno, lebarrette contengono pastiglie di UO2 nella forma e disposizione standard.

Una barretta del fascio, disposta nel gruppo delle quattro centrali, indicata con un cerchio chiaronella Figura 3.10, è costituita da una guaina di Zr senza le pastiglie di UO2. Dei piccoli fori praticatialle estremità inferiori e superiori consentono all’acqua di fluire all’interno della barretta. Lo scopo èdi aumentare il volume di fluido moderatore nella zona interna del fascio, per consentire una miglioredistribuzione del flusso neutronico. La “barra d’acqua” ha inoltre la funzione meccanica dimantenere nella corretta posizione assiale le sette griglie distanziatrici. Queste ultime sono di disegnonotevolmente complesso: il contorno (quadrato) è formato da un lamierino bugnato con le bugnature(pattini) che poggiano sulla superficie interna del canale ed ogni griglia è suddivisa in 16 settoriognuno dei quali alloggia 4 barrette e contiene, in posizione centrale, una molla ad espansione inInconel, di modello particolare, che serve per mantenere in posizione le barrette mediante vincolielastici.

Le rimanenti 55 barrette del fascio sono di tipo “standard” e contengono (come le barrette disostegno) pastiglie di UO2 per tutta la lunghezza attiva. Alle due estremità delle guaine sono saldatitappi di Zr dotati di spine che penetrano nei fori delle piastre di estremità (Figura 3.11). Una mollaelicoidale in Inconel, collocata sopra ogni tappo superiore, mantiene in sesto la barretta sulla piastrainferiore consentendo nel contempo uno scorrimento della spina superiore per compensarel’espansione termica assiale del la barretta.

Ogni elemento di combustibile contiene barrette con quattro diversi livelli di arricchimento, inoltredeterminate barrette contengono “ossido di gadolinio” come veleno bruciabile. Questi accorgimentiservono per migliorare la distribuzione del flusso neutronico sia nello spazio che nel tempo. Lebarrette con minore arricchimento vengono disposte agli angoli del fascio dove vi è abbondanza dimoderatore e dove, quindi, in assenza di tale accorgimento, vi sarebbe un picco di flusso neutronico.Nella Figura 3.10 sono indicati i livelli di arricchimento delle barrette. Da quanto detto si comprendel’importanza di evitare che durante l’assemblaggio del fascio si verifichi un errore di montaggio;pertanto si adotta l’accorgimento di differenziare i terminali a spina dei tappi in modo che risultimeccanicamente impossibile inserire una barretta contenente UO2 a più alto arricchimento in unaposizione prevista per una barretta a minore arricchimento.

Ogni fascio è racchiuso in un “canale” costituito da una scatola a sezione quadrata realizzata inZircaloy 4, avente dimensioni esterne di 140.15 x 140.15 mm e lunga 4.239 m. La scatola si accoppiaalle piastre inferiore e superiore del RPV (Figura 3.2) in modo da costituire un canale chiuso per ilfluido refrigerante che dal “plenum inferiore” del RPV imbocca il boccaglio di ingresso del fascio,passa attraverso i fori della piastra inferiore dell’elemento, lambisce le barrette asportando la potenzatermica generata per fissione e sbocca quindi, come miscela acqua - vapore, attraverso i fori dellapiastra superiore dell’elemento, nella parte superiore del canale e quindi nel “plenum superiore” delvessel. I canali hanno anche la funzione di guidare le barre di controllo. L’insieme fascio dicombustibile - canale è denominato “fuel assembly”. L’uso di canali separati, disposti in parallelo,consente inoltre di ottenere portate differenziate adottando orifiziature singole di diverso diametro.Ciò aumenta anche la flessibilità del reattore consentendo di utilizzare per le nuove cariche elementidi differente disegno (p.e. caratterizzati da minori perdite di carico).

Le “barre di regolazione” cruciformi sono schematicamente rappresentate in Figura 3.12.L’assorbimento neutronico è ottenuto mediante carburo di boro (B4C) contenuto, sotto forma dipolvere compattata al 65% della densità teorica, all’interno di tubicini disposti nei quattro braccidella croce. La lunghezza attiva è di 3.658 m. I tubicini sono chiusi alle estremità e progettati comerecipienti a pressione dovendo contenere l’elio che si sviluppa dalla reazione di cattura neutronica delboro. Il limitatore di velocità, visibile in Figura 3.12, è un dispositivo meccanico che costituisce parte



integrante della barra di regolazione e serve per frenarne una possibile “discesa libera”, e quindi larapidità di inserzione di reattività positiva, nel caso, estremamente improbabile, di un “incidente dicaduta” della barra stessa. Il dispositivo è concepito in modo da non opporre una grossa resistenzafluidodinamica quando il moto della barra avviene nella normale direzione di inserzione. Il complessodelle barre di regolazione è dimensionato in modo che il sistema possa, in qualsiasi istante, diventaresottocritico al comando (automatico o manuale) di scram. La velocità di inserzione deve essereinoltre tale da consentire la protezione del reattore per ogni tipo di transitorio che possa essereprevisto durante l’esercizio dell’impianto. Le barre di regolazione sono connesse a meccanismi diconduzione montati inferiormente e consistenti in attuatori idraulici che provvedono al loroposizionamento assiale secondo le esigenze di funzionamento dell’impianto.

Figura 3.12: Barra di controllo per reattore BWR

Oltre che effettuare l’intervento rapido di scram, le barre assolvono la duplice funzione di regolare ilprofilo radiale del flusso neutronico all’interno del nocciolo e di compensare la diminuzione dellareattività a lungo termine durante la permanenza degli elementi nel reattore. Quest’ultima funzione èassolta in concomitanza con l’ossido di Gadolinio (Gd2O3) inserito nelle barrette di combustibile.L’adeguamento rapido della potenza generata alla richiesta di carico viene invece, entro larghi limiti,effettuato automaticamente mediante la regolazione della portata di ricircolazione.

Anche se, come si è detto, le barre di controllo possono essere agevolmente smontate in occasione diogni operazione di ricarica del combustibile, la loro vita media è lunga rispetto al ciclo operativo delreattore. Il progetto viene effettuato considerando un periodo di operazione di 15 anni a pienapotenza Due fattori limitano questa durata:

a) la diminuzione dell’efficacia della regolazione dovuta al consumo del B;



b) il raggiungimento del limite di sollecitazione meccanica dovuto all’aumento della pressionedell’elio che si sviluppa, per effetto della reazione di cattura (n, α) del 10B.

3.3.4 Descrizione del Sistema di Contenimento MARK III

Il sistema MARK III costituisce l’ultima soluzione proposta dalla General Electric per i contenitori a“soppressione di pressione”. L’architettura dell’impianto si sviluppa in tre edifici: l’edificio reattore,l’edificio per le apparecchiature ausiliarie e l’edificio per la ricarica del combustibile, disposti comemostrato dallo schema assonometrico di Figura 3.13.

Figura 3.13: Sistemazione degli edifici di un BWR - Soluzione Mark III

L’edificio reattore (Figura 3.14) comprende essenzialmente le seguenti parti:

1) un edificio esterno in cemento armato;

2) un contenitore in acciaio;

3) il “dry-well”, contenente il RPV;

4) il “wet-well”, contenente la piscina di soppressione.



Figura 3.14: Edificio reattore - Soluzione Mark III

1) L’edificio esterno in cemento armato ha in primo luogo la funzione di schermo per leradiazioni ed è dimensionato in modo da proteggere l’ambiente circostante l’impianto in ognicondizione incidentale; inoltre è concepito come barriera di protezione del reattore nei confronti dieventuali proiettili o carichi esterni. Il volume anulare tra l’edificio esterno in calcestruzzo ed ilcontenitore in acciaio è mantenuto in depressione rispetto all’esterno e l’aria aspirata dall’internoviene trattata, prima di essere scaricata al camino, in modo da impedire il rilascio all’ambienteesterno delle minime perdite radioattive che possono verificarsi attraverso la struttura in acciaio.

2) il contenitore in acciaio è costituito da un grosso recipiente cilindrico, ancorato alla piastradel basamento, concepito come struttura a tenuta stagna con la funzione primaria di contenere glieventuali prodotti di fissione che possono essere rilasciati a seguito di qualsiasi sequenza incidentale.La pressione di progetto è di 1. ate a 85. °C per pressione interna e di 0.055 ate per pressioneesterna. Lo spessore massimo della parete è di 37. mm.

3) il “dry-well” è costituito da una struttura in cemento armato. La sua funzione primaria è dicontenere la miscela acqua - vapore prodotta da un incidente di LOCA e di incanalarla nelle aperturedi sfiato (vent) verso la piscina di soppressione, pertanto non è richiesta una tenuta stagna. Inoltre il“dry-well” ha le funzioni di:

• schermo γ, per consentire il normale accesso del personale all’interno del “contenitore in acciaio”durante il funzionamento del reattore;

• struttura portante nei confronti della “piscina superiore” e di vari dispositivi (per es. lapiattaforma per la ricarica degli elementi di combustibile);

• protezione del RPV dai “colpi di frusta” delle tubazioni e dai proietti che possono generarsi inconseguenza di una eventuale rottura del RCS.

4) Wet-well - L’acqua della “piscina di soppressione” è contenuta in condizioni normali tra lastruttura di contenimento in acciaio ed una diga di ritenuta. L’acqua nello spazio anulare tra la diga ela parete del dry-well è comunicante per mezzo di tre ordini di fori (sfiati o “vent”) con il grossovolume d’acqua della piscina sul fondo del wet-well. In caso di rilascio a seguito di LOCA lapressione nel dry-well sale e spinge l’acqua, contenuta nello spazio anulare, verso il basso scoprendoil primo ordine di fori ed il vapore gorgoglia in piscina condensando. Se la pressione continua a saliresi scoprono anche i fori degli ordini inferiori e la portata di sfiato aumenta.



La “piscina di soppressione”, a forma anulare, ha le pareti interamente rivestite in acciaioinossidabile. Oltre che per la condensazione del vapore derivante da incidente l’acqua in essacontenuta viene utilizzata per diverse funzioni (per es. alimentazione dei sistemi di refrigerazione diemergenza, come serbatoio di scarico per il vapore rilasciato dalle valvole di sicurezza). La “piscinasuperiore” in cemento armato, internamente rivestita in acciaio inossidabile, è piena d’acqua duranteil funzionamento del reattore ed ha la funzione di schermo per le radiazioni. La piscina è dotata dicompartimenti stagni in modo da consentire il drenaggio della parte centrale e l’accesso al coperchiodel RPV per le operazioni di ricarica.

Nel seguito sono riportati i principali dati caratteristici della Centrale di Alto Lazio (Montalto), deltipo BWR 6 - MARK III.

GENERALI

Potenza termica nocciolo 2,894. MWt

Potenza utile per il ciclo 2,897.7 MWt

Potenza elettrica 900. MWe

Portata vapore 5.647 t/h

Pressione vapore nel duomo 73.1 Ata

Pressione vapore in uscita 69. Ata

Portata totale nel nocciolo 38.3 t/h

Portata acqua alimento 5.64 t/h

Temperatura ingresso nocciolo 278. °C

Entalpia ingresso nocciolo 1,226. kJ/kg

Entalpia del liquido in saturazione 1,255. kJ/kg

Entalpia del vapore in uscita 2,765.6 kJ/kg

Entalpia di alimento 924.7 kJ/kg

Titolo medio in uscita nocciolo 0.145

NOCCIOLO

Numero degli elementi 592

Numero di barrette per elemento 63

Numero complessivo barrette 37,296

Peso totale UO2 126.7 103 kg

Densità media di potenza 56. kW/l

Potenza specifica media 25.9 kW/kgU

Potenza specifica lineare media 19.8 kW/m

Potenza specifica lineare massima 44.1 kW/m

Area totale di scambio termico 55,516. m2

Flusso termico medio 50.3 W/cm2

Flusso termico massimo 111. W/cm2

MCPR > 1.21

Temperatura massima combustibile 1,833. °C

Frazione vuoti massima 0.76

Frazione vuoti media 0.43



FATTORI DI PICCO DI POTENZA

FN||

1.4

FN⊥ 1.4

FN

p⊥ 1.13

FNtotale 2.22

ELEMENTO DI COMBUSTIBILE

Altezza complessiva 4.47 m

Altezza attiva 3.75 m

Passo tra le barrette 16.26 mm

Distanza fra le barrette 3.73 mm

Lato interno del fodero 0.1341 m

Spessore del fodero 3. mm

BARRETTE DI COMBUSTIBILE

Diametro esterno 12.5 mm

Diametro interno camicia 10.8 mm

Spessore della camicia 0.86 mm

Materiale camicia Zircalloy 2

Diametro pastiglia 10.57 mm

Altezza pastiglia 10.67 mm

CARATTERISTICHE DEL FLUIDO NEL CIRCUITO

PosizionePressione

ataPortata

t/hTemperatura

°CEntalpia

kJ/kgIngresso nocciolo 75.6 38.3 278. 1225.9Uscita nocciolo 73.7 38.3 288. 1497.9Uscita separatori 73.1 5.67 287. 2765.6Ingresso acqua alimento 74.9 5.67 216. 924.7Aspirazione pompe ricircolazione 73.0 11.16 278. 1225.9Mandata pompe ricircolazione 91.8 11.16 279. 1230.1



3.3.5 Cenni sui Sistemi Ausiliari

Poiché il reattore è essenzialmente una caldaia ad acqua, esso necessita di sistemi ausiliari,brevemente descritti nella Tabella 3.1 per un BWR 6 - Alto Lazio e nella Tabella 3.2 per un BWR 4 -Caorso, sistemi ausiliari necessari per:

• la regolazione e la protezione dell’impianto;

• il controllo del grado di purezza dell’acqua.

Da un altro punto di vista, questi sistemi ausiliari possono essere suddivisi in:

• sistemi necessari per il normale esercizio del reattore, incluse le fasi di avviamento e di arresto;

• sistemi necessari in condizioni anormali di funzionamento dell’impianto;

• sistemi di emergenza.

I dispositivi usati durante il normale funzionamento dell’impianto includono per esempio:

a) il sistema di purificazione dell’acqua del RCS;

b) i sistemi di refrigerazione dell’acqua della piscina di stoccaggio degli elementi esauriti;

c) i sistemi per l’asportazione del calore di decadimento dopo lo spegnimento del reattore;

d) i sistemi di ricarica degli elementi di combustibile.

I dispositivi utilizzati nei casi di funzionamento anormale e nei casi d’emergenza comprendono tral’altro:

e) il sistema di refrigerazione del nocciolo nel caso di isolamento dal condensatore della turbina;

f) i sistemi di refrigerazione di emergenza;

g) il sistema di emergenza per l’iniezione del veleno liquido.

I sistemi di refrigerazione di emergenza sono previsti principalmente per limitare la salita dellatemperatura degli elementi di combustibile dovuta alla difficoltà di smaltimento del calore didecadimento in caso di un incidente che comporti la perdita del .refrigerante od in caso didepressurizzazione del reattore.

L’acqua necessaria per la refrigerazione di emergenza, prelevata in condizioni normali dalla piscina disoppressione, viene immessa nel RPV mediante dispositivi a “spruzzo” (spray) o ad “iniezione’. Idispositivi, chiamati Emergency Core Cooling Systems (ECCS), sono naturalmente ridondanti perconsentire la massima affidabilità e devono essere progettati in modo da far fronte ai cosiddetti DBA(nella progettazione del BWR 6 non sono considerati gli incidenti severi con danneggiamento delnocciolo).

Il sistema ECCS per un BWR 6 si compone di 4 sottosistemi indipendenti. Con riferimento allaFigura 3.15, si ha:

• Sistema di spruzzamento ad alta pressione (HPCS - High Pressure Core Spray System): utilizzauna singola pompa per spruzzare l’acqua sopra il nocciolo. Il sistema è capace di operare sinoalla pressione di 75. kg/cm2 (superiore quindi alla pressione di esercizio del reattore) e vieneutilizzato nel caso di piccole rotture alle quali consegue solo una modesta depressurizzazione delreattore.



• Sistema di spruzzamento a bassa pressione (LPCS - Low Pressure Core Spray System): utilizzauna singola pompa per lo spruzzamento dell’acqua sul combustibile con le grosse portaterichieste nel caso in cui si verifichino delle importanti rotture del RCS e conseguentemente unarapida depressurizzazione del sistema.

• Sistema di iniezione a bassa pressione (LPCI - Low Pressure Core Injection System): utilizza tregruppi di pompaggio indipendenti, ciascuno dei quali inietta acqua nel nocciolo. Due dei circuitiLPCI comprendono la presenza di scambiatori di calore ausiliari per consentire la dissipazione dienergia durante periodi molto lunghi (Sistema RHR). Il sistema LPCI interviene nel caso digrosse rotture del sistema in aggiunta ai sistemi LPCS ed HPCS e può entrare in funzione ancheper piccole rotture dopo l’intervento dell’HPCS e del sistema di depressurizzazione descritto alpunto successivo.

• Sistema di depressurizzazione automatico (ADS - Automatic Depressurization System): ha ilcompito di depressurizzare il reattore sino alla pressione alla quale possono entrare in funzione isistemi di refrigerazione di emergenza a bassa pressione (LPCI, LPCS). Questo sistema èconcepito principalmente per disporre di una ridondanza di protezione nel caso di piccole rotture.

Figura 3.15: Sistema di refrigerazione di emergenza BWR 6 - Mark III

Il complesso dei “sistemi di refrigerazione di emergenza”, come in tutti gli impianti di origine USA, èprogettato per garantire che siano rispettati i 5 criteri previsti nel 10 CFR Sect. 50.46 - Acceptancecriteria for emergency core cooling systems for light water nuclear power reactors -, riportatointegralmente nel successivo paragrafo.

3.3.5.1 Sistema di iniezione del veleno liquidoQuesto sistema di emergenza per l’iniezione del veleno liquido è un dispositivo di sicurezzaridondante, capace di determinare lo spegnimento del reattore in qualsiasi condizione esso si trovi edipotizzando un contemporaneo inceppamento delle barre di regolazione.

Il dispositivo, illustrato in Figura 3.16, è collocato nell’edificio reattore ed è compostoessenzialmente da un serbatoio di acciaio inossidabile contenente una soluzione di pentaborato disodio, da una coppia di pompe e dalle valvole di immissione di tipo ad esplosione. Per provocarel’intervento di questo dispositivo l’operatore deve inserire manualmente un contatto mediante



un’apposita chiave, cosicché da escludere una sua manovra accidentale. L’inserzione del contattoprovoca l’apertura rapida delle valvole, l’azionamento delle pompe e quindi l’iniezione delpentaborato di sodio nella parte inferiore del RPV.

Figura 3.16: Sistema di emergenza per l'iniezione di veleno liquido BWR 6



Sistemi Ausiliari di un Reattore BWR 6

A) Richiesti per il normale funzionamento del reattore

• Purificazione dell’acqua del reattore

• Raffreddamento e demineralizzazione dell’acqua della piscina del combustibile

• Raffreddamento del reattore spento RHR*

• Raffreddamento, in ciclo chiuso, delle apparecchiature dell’edificio reattore

B) Richiesti in condizioni di emergenza

• Spegnimento del reattore mediante veleni chimici

• Raffreddamento del nocciolo con reattore isolato RCIC

• Condensazione del vapore reattore (Hot Stand bay) RHR* (noBWR4)

• Raffreddamento dell’acqua della piscina di soppressione RHR*

• Spray del sistema di contenimento RHR*

• Sistemi di refrigerazione di emergenza ECCS

� Iniezione dell’acqua ad alta pressione HPCS (BWR 4 - HPCI)

� Iniezione dell’acqua a bassa pressione LPCI RHR*

� Spruzzamento del nocciolo a bassa pressione LPCS

� Depressurizzazione del reattore ADS

RHR* Sono modi di funzionamento di un unico sistema “Rimozione del calore residuo”,funzionalmente indipendenti pur utilizzando gli stessi componenti

Tabella 3.1: Sistemi ausiliari del reattore in un BWR 6 (Montalto)



Figura 3.17: BWR 6 - Sistema di refrigerazione a reattore isolato



Figura 3.18: BWR 6 - Sistemi di refrigerazione del nocciolo di emergenza



Figura 3.19: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo



Figura 3.20: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di iniezione a bassapressione



Figura 3.21: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di refrigerazione dellapiscina di soppressione



Figura 3.22: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di condensazione del vapore



Figura 3.23: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di shutdown cooling



Figura 3.24: BWR 6 - Sistema di rimozione del calore residuo, funzione di spray del contenimento



Sistemi Ausiliari di un Reattore BWR 4

Sono normalmente collocati nell’intercapedine fra contenitore primario e secondario, con l’eccezionedell’ADS, interno al contenitore primario.

C) Richiesti per il normale funzionamento del reattore

• Purificazione dell’acqua del reattore

• Raffreddamento del reattore spento RHR*

• Raffreddamento e demineralizzazione dell’acqua della piscina del combustibile

• Raffreddamento, in ciclo chiuso, delle apparecchiature dell’edificio reattore

D) Richiesti in condizioni di emergenza

• Spegnimento del reattore mediante veleni chimici

• Raffreddamento del nocciolo con reattore isolato RCIC

• Raffreddamento dell’acqua della piscina di soppressione RHR*

• Spray del sistema di contenimento RHR*

• Sistemi di refrigerazione di emergenza ECCS

� Iniezione dell’acqua ad alta pressione HPCI

� Iniezione dell’acqua a bassa pressione LPCI RHR*

� Spruzzamento del nocciolo a bassa pressione LPCS

� Depressurizzazione del reattore ADS

RHR* Sono modi di funzionamento di un unico sistema “Rimozione del calore residuo”,funzionalmente indipendenti pur utilizzando gli stessi componenti

Tabella 3.2: Sistemi ausiliari del reattore in un BWR 4 (Caorso).



Figura 3.25: BWR 4 - Sistema di iniezione del boro liquido



Figura 3.26: BWR 4 -Sistema di raffreddamento del nocciolo isolato RCIC



Figura 3.27: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Raffreddamento reattore spento”



Figura 3.28: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Raffreddamento acqua piscina”



Figura 3.29: BWR 4 -Sistema RHR modo di funzionamento “Iniezione a bassa pressione” LPCI



Figura 3.30: BWR 4 -Sistema di spruzzamento del contenimento primario



Figura 3.31: BWR 4 -Sistema di iniezione a bassa pressione LPCI



Figura 3.32: BWR 4 -Sistema di spruzzamento del nocciolo a bassa pressione LPCS



Figura 3.33: BWR 4 -Sistema di iniezione ad alta pressione HPCI



Figura 3.34: BWR 4 -Sistema di raffreddamento di emergenza del nocciolo ECCS



3.4 Il Progetto del Nocciolo di un Reattore BWR

Il progetto del nocciolo di un reattore BWR è reso particolarmente complesso dalla mutuainterferenza tra il grado di vuoto e la reattività, per cui risulta impossibile separare il calcolo nucleareda quello termoidraulico.

Se si considera inoltre che la presenza delle barre di controllo, variamente inserite durante il ciclo, ladistribuzione dei vuoti nel nocciolo e del burn-up del combustibile richiedono l’effettuazione di uncalcolo tridimensionale, ci si rende pienamente conto della estrema difficoltà del calcolo.

L’adozione di elementi di combustibile con diverso arricchimento, alcune delle quali contenentiperaltro veleni bruciabili (generalmente ossidi di gadolinio), rappresenta un’ulteriore causa dicomplicazione.

Il criterio base del progetto è quello di evitare danni alle barrette di combustibile durante ilfunzionamento normale e durante i transitori operazionali e di ridurre il danno stesso entro i limitiaccettabili a seguito di incidenti dovuti ad errori degli operatori od a malfunzionamenti delleapparecchiature.

Un danno tipico delle barrette è rappresentato dalla rottura della camicia (con conseguente rilasciodei prodotti di fissione) che può essere prodotto sia dalla eccessiva temperatura che dalla eccessivasollecitazione della camicia stessa.

Per garantire il soddisfacimento di quanto sopra indicato viene richiesto che il flusso termicomassimo sia inferiore al flusso termico critico (MCHFR > 1) e che la potenza specifica linearemassima sia inferiore a 28. kW/ft (per tale valore della potenza specifica si avrebbe una fusionedell’UO2).

Attualmente i limiti di progetto sono fissati a:

qkW

ftHFRl max . .≈ ≥14 19; MC

L’incamiciatura, realizzata in lega di zirconio (Zircaloy 2), è del tipo “autosostenentesi” (freestanding) ed è progettata in modo da resistere alla pressione interna del gas di fissione che, a fine vitae tenendo conto del volume libero interno (10 ÷ 12% del volume occupato dal combustibile), puòraggiungere un valore pari a 1.5 ÷ 1.6 volte la pressione esterna.

Il diametro interno dell’incamiciatura ed il diametro delle pastiglie del combustibile sono stabiliti inmodo da ridurre al minimo, durante il funzionamento a piena potenza, il gioco tra pastiglie e camicia.Il gioco iniziale a freddo è pari a 25. ÷ 28. mils (0.6 ÷ 0.7 mm).

Per il calcolo della pressione interna si può assumere, con buona approssimazione, una produzione di1.35 x 10-3 grammomoli di gas di fissione per ogni MWd di energia prodotta ed un tasso di rilasciodel combustibile pari a:

0.5% per T < 3,000. °F

20% per 3,000. °F < T < 3,450. °F

100% per T > 3,450. °F

Per calcolare la distribuzione della temperatura nel combustibile si può utilizzare la seguente legge didipendenza della conducibilità dalla temperatura:

( )K TT

T( ) .=+

+ +−3978

6926 07 10 46012 3 x



dove:

K è espressa in BTU/hr ft °F

T è espressa in °F

Utilizzando tale relazione l’integrale di conducibilità tra 0 °C e la temperatura di fusione è pari a:

K T)dTq W

cmC

Tf

( .0

493

°∫ = ="

π

Supponendo che la temperatura sul bordo della pastiglia del combustibile sia pari a circa 400. °C, latemperatura di fusione si raggiungerebbe con una potenza specifica lineare dell’ordine di 22. kW/ft(73. kW/m).

Per quanto riguarda i fattori di canale caldo, si possono ragionevolmente assumere, per gli impiantiattuali, i seguenti valori:

FII 1.50

F⊥ 1.40

Fp 1.28

Ftot 2.70

Utilizzando i dati suddetti si può procedere ad un dimensionamento preliminare del nocciolo delreattore BWR.

Si consideri, a titolo di esempio, il reattore Browns Ferry. Il reattore ha una potenza termica di≈3,300. MWt. L’elemento di combustibile è costituito da 49 barrette con reticolo 7 x 7. La potenzaspecifica lineare massima è 18.5 kW/ft ed il fattore di picco totale è pari a 2.60. La lunghezza attivadelle barrette è pari a 12. ft. Nel caso considerato si avrà:

potenza lineare media= =185

2 671

.

..

kW

ft

lunghezza totale del combustibile x

x = =33 10

714 65 10

65.

.. ft

numero di elementi x

x = =

4 65 10

12 49790

5.

Se si tiene conto che una certa frazione della potenza (≈ 4%) viene generata esternamente allabarretta del combustibile, il numero di elementi diviene:

0.96 x 790 = 760

Il nocciolo del reattore di Browns Ferry è effettivamente costituito da 764 elementi di combustibile.

Nella Tabella 3.4 è riportato uno schema del modello impiegato per il calcolo complessivo delnocciolo di un reattore ad acqua bollente. Secondo quanto indicato nello schema si procede nelmodo seguente.

Sia data la potenza termica P del nocciolo del reattore, per il quale saranno definite le caratteristichegeometriche e prefissato il grado di inserimento delle barre di controllo. Nota l’entalpia dell’acqua di



alimento ha e quella del vapore in uscita dal nocciolo hg, sarà possibile calcolare la portata del vaporews:

wP

h hsg a

=−

Fissato un valore del titolo medio Xe, può essere calcolata la portata di ricircolazione wr, ricordandoche:

wt = wr + ws

dove wt è la portata totale nel nocciolo. Si ha:

( )w w X wr s e s+ =

e quindi:

w wX

Xr se

e=

−1

Il grado di sottoraffreddamento (hsub = hsat - h), dove hsat è l’entalpia di saturazione alla pressione diesercizio ed h è l’entalpia in ingresso al nocciolo, può essere determinato ricordando che:

wt h = wr hs + ws ha

e quindi:

( )h X h hsub e s a= −

Si fissi ora, per tentativo, l’andamento della portata del refrigerante in funzione del raggio delnocciolo w = w (R). Ammettendo, ancora per tentativo, una data distribuzione di potenza in sensoradiale si può calcolare il titolo di uscita Xei del fluido all’uscita dei diversi canali presenti nelnocciolo stesso; si avrà:

Pi = wi hsub + wi Xei hfg

e quindi:

XP w

weii i sub

i fg=

− h

h

essendo hfg il calore latente di vaporizzazione.

La conoscenza di Xei permette di determinare le caratteristiche del refrigerante nei diversi punti delnocciolo.

Si procederà allora alla effettuazione del calcolo nucleare tridimensionale, il quale fornirà ladistribuzione di potenza nel nocciolo.

Nota la distribuzione di potenza si può determinare l’altezza non-bollente nonché la distribuzione deivuoti e del titolo del refrigerante nei singoli canali. Il titolo all’uscita dei canali sarà diverso da quelloprima calcolato ipotizzando una distribuzione di potenza scelta arbitrariamente. Il nuovo valore deltitolo sarà riciclato nel programma di calcolo fino a che i due valori risulteranno uguali tra di loro.



A questo punto si potranno calcolare le perdite di carico ∆pi nei singoli canali e quindi ladistribuzione della portata wi nei canali stessi. Questa distribuzione sarà diversa da quellainizialmente ipotizzata e risulterà pertanto necessario ripetere ciclicamente il calcolo fino a che i duevalori risulteranno uguali fra loro.

Verificata questa condizione, si procederà al calcolo del fattore di moltiplicazione effettivo, Keff, chedovrà risultare uguale all’unità. Se questa condizione non è soddisfatta si ripeterà il calcolo findall’inizio, dopo aver provveduto a modificare le caratteristiche del nocciolo variando, per esempio,il grado di inserimento delle barre di controllo.

3.5 Cenni sulla Stabilità dei BWR

L’instabilità di un reattore ad acqua bollente può presentarsi in diverse forme:

• oscillazioni della potenza globale del reattore intorno ad un valore di equilibrio;

• oscillazioni locali o spaziali di potenza;

• oscillazioni locali o globali conseguenti a variazioni dei parametri di controllo.

Per ottenere adeguate informazioni sui problemi sopra indicati, fin dai primi anni dello sviluppo deiBWR, furono condotte estese esperienze al riguardo, utilizzando a tale scopo i reattori BORAX,SPERT, EBWR e VBWR.

Le conclusioni alle quali si pervenne in base ai risultati sperimentali ottenuti possono essere riassuntenel modo seguente:

a) la produzione di vapore è stabile per bassi valori della potenza specifica. Al crescere diquest’ultima si innesca invece un regime oscillatorio (detto “chugging”) con oscillazioni dipotenza di forma non sinusoidale, aventi frequenza dell’ordine del secondo ed ampiezza variabilenel tempo;

b) il valore della potenza specifica per il quale si ha l’inizio del regime oscillatorio dipende in misuramolto significativa dalla pressione (l’aumento di pressione ha un effetto stabilizzante);

c) il funzionamento del reattore è pienamente soddisfacente per livelli di potenza inferiori a quelloper il quale si ha l’inizio del regime oscillatorio.

L’instabilità riscontrata nei BORAX e nello SPERT1 poteva essere attribuita principalmenteall’elevato valore del coefficiente positivo di pressione. Nei reattori suddetti, che funzionavano apressioni prossime a quella atmosferica, era sufficiente una variazione di pressione di 1. psi per avereuna inserzione di reattività ∆K pari a 0.3.

In queste condizioni il reattore è estremamente sensibile alle variazioni di pressione le quali,attraverso il legame vuoti-reattività-potenza, possono innescare oscillazioni di potenza che possonoautosostenersi o, addirittura, crescere in ampiezza nel tempo.

In base a quanto sopra precisato, possono essere facilmente spiegati alcuni risultati sperimentali:

• il rapporto tra la densità dell’acqua e quella del vapore diminuisce all’aumentare della pressione,tale rapporto è pari a 1,600. alla pressione atmosferica e diventa soltanto 30. a 1,000. psi (70.atm); al crescere della pressione, pertanto, il reattore diviene meno sensibile alle variazioni dellafrazione di vuoti; ciò giustifica pienamente il fatto che, all’aumentare della pressione, aumenta ilvalore della potenza specifica al di sopra del quale si innescano le oscillazioni di potenza;

• l’impiego di combustibile ceramico avente una costante di tempo per il riscaldamento maggiore diquella del combustibile metallico comporta una maggiore stabilità del reattore; il reattore



BORAX-4, nel quale era impiegato ossido di uranio, risultò infatti più stabile degli altri reattorinei quali veniva utilizzato l’uranio metallico.

Facendo riferimento ai risultati sperimentali ottenuti, furono abbandonate talune regole semi-empiriche, tra le quali, per esempio, quella famosa di Thic “la reattività associata ai vuoti non devesuperare il 2%”. Si cercò invece di correlare la densità di potenza massima con la pressione; allapressione di 1,000. psi, le oscillazioni di potenza non dovrebbero verificarsi con densità di potenzainferiori a 110. ÷ 130. kW/l, indipendentemente dalla reattività associata ai vuoti. Il valore suddetto èpari a circa due volte quello caratteristico degli attuali BWR.

Nel seguito, si ritiene opportuno indicare i parametri fisici e le variabili d’esercizio aventi maggioreinfluenza sulla stabilità del reattore.

1) Capacità Termica del Combustibile

L’elevata capacità termica dell’UO2 consente di filtrare i fenomeni aventi alta frequenza;transitori del flusso neutronico molto rapidi, anche se di notevole ampiezza, non determinanoun sensibile riscaldamento del combustibile.

L’effetto, in generale stabilizzante, è legato all’efficacia relativa tra attenuazione(stabilizzante) e ritardo di fase (destabilizzante).

2) Perdite di Carico

Tutte le esperienze effettuate portano alla conclusione che un aumento della resistenza inzona bifase diminuisce la stabilità mentre un aumento della resistenza idraulica nella zonaliquida l’aumenta.

Ciò può essere spiegato nel modo seguente: una resistenza idraulica ha, per propria natura,carattere dissipativo e quindi effetto stabilizzante. Qualora però l’aumento di resistenza siverifichi nella zona bifase, una perturbazione nella portata del vapore ha sensibile effetto sullaportata d’acqua (contropressione). Tale effetto (destabilizzante) è in generale maggiore diquello (stabilizzante) dovuto all’aumento di dissipazione d’energia.

3) Coefficiente di Vuoto

Un coefficiente di vuoto negativo e grande in valore assoluto mentre è desiderabile per ilpronto adeguamento alle variazioni di carico e per consentire un rapido smorzamento delleoscillazioni da Xeno, può avere un effetto controproducente ai fini della stabilità, per la qualeè richiesto un coefficiente di vuoto negativo ma relativamente piccolo in valore assoluto.

A questo scopo nei BWR dell’attuale generazione, caratterizzati da un elevato contenutomedio di vuoti (≈ 40%) si cerca, aumentando il rapporto acqua/uranio, di ridurre il valoreassoluto di questo coefficiente intorno a 100. ÷ 150. pcm/%vuoto.

4) Coefficiente Doppler

Un coefficiente Doppler negativo e grande in valore assoluto è di estrema importanza per lasicurezza dei BWR.

Nei moderni reattori il coefficiente Doppler ha valori dell’ordine di -1. pcm/°F.

5) Pressione del Fluido

L’aumento della pressione del fluido porta ad un miglioramento delle condizioni di stabilità.Tenendo nel dovuto conto tutti gli altri effetti connessi con tale aumento, si è ritenuta unabuona soluzione di compromesso fissare il valore della pressione del fluido all’interno delnocciolo intorno a valore di 1,000. psi (≈ 70. bar).



6) Sottoraffreddamento

L’aumento del sottoraffreddamento, per bassi valori di questo, ha effetto destabilizzante; peralti valori, effetto stabilizzante.

Tale diverso effetto può essere giustificabile nel modo seguente:

• per bassi valori del sottoraffreddamento, un aumento di questo provoca un aumento dellalunghezza della zona non bollente del canale e, conseguentemente, un aumento del tempodi trasferimento di una perturbazione termica dall’ingresso del canale alla zona bollente; losfasamento così introdotto ha effetto destabilizzante;

• per alti valori del sottoraffreddamento, l’effetto sopracitato viene compensato dallariduzione della zona bifase, con conseguente riduzione dell’importanza dei vuoti; l’effettocomplessivo risulta pertanto stabilizzante.

Nei moderni BWR a ciclo diretto, il sottoraffreddamento è piccolo ed un aumento di questoha effetto destabilizzante.

7) Portata di Ricircolazione

L’aumento della portata di ricircolazione ha effetto stabilizzante in quanto determina unaumento della lunghezza della zona non-bollente con conseguente riduzione dell’influenza deivuoti.

8) Posizione delle Barre di Controllo

E’ opportuno non utilizzare le barre di controllo per la regolazione del reattore, assegnandoalle barre stesse il controllo delle variazioni di reattività a breve ed a lungo tempo.

Nei reattori di grande potenza, e quindi di grandi dimensioni, il nocciolo è fortementedisaccoppiato, per cui variazioni locali di reattività determinano variazioni locali di potenza,certamente non desiderabili.

3.5.1 Cenni sulle Inserzioni di Reattività

Rapide iniezioni di forti eccessi di reattività possono compromettere in maniera significatival’integrità del nocciolo e del sistema primario. Per espulsione o caduta libera di una barra di controllodel nocciolo si possono avere inserzioni di reattività di diversi $/s.

La sovrappotenza che si genera determina un rapido aumento della temperatura del combustibile,reso ancor più significativo dal fatto che, a causa della rapidità del fenomeno, tutta l’energia prodottarimane immagazzinata nel combustibile stesso.

Esperienze condotte presso il laboratorio nazionale di Idaho Falls negli USA hanno mostrato chepossono essere individuate, per l’UO2, tre soglie relativamente all’energia immagazzinata:

160. Cal/gr

220. ÷ 280. Cal/gr

425. Cal/gr

Il superamento della prima soglia comporta il danneggiamento dell’incamiciatura; il superamentodella seconda, la fusione dell’UO2; il superamento della terza, la vaporizzazione dell’UO2.

Nel terzo caso, l’energia rilasciata potrebbe compromettere l’integrità dello stesso circuito primario.



Studi effettuati dalla GE hanno mostrato che inserzioni di reattività dell’ordine di 5. $/s sono ancoraaccettabili dal punto di vista della sicurezza, determinando rotture in un numero minore dell’1‰delle camicie.

Al fine di contenere in limiti accettabili le conseguenze dovute all’espulsione di una barra dicontrollo, si procede in modo che durante l’esercizio del nocciolo la reattività associata alla barra piùreattiva sia sempre relativamente bassa. In generale, si ritengono accettabili valori della reattivitàassociata alla barra più reattiva minori di 2.5 $.



Potenza Separatori Soppressione Ciclo Pompe Prestazioni Nocciolo Prestazioni Combustibile

Reattore MWe Interni pressione singolo getto kW"

Ftot Xe% kW

kg

Ieq kW

ft m

MCHFR n x n

Dresden 1 184./200. NO NO NO NO 29.6 3.75 6 16.3 11,000. 14.7 1.5 6 x 6

Garigliano 150. NO NO NO NO 28.3 3.90 7.9 9.7 12,000. 13.3 1.75 9 x 9

Gundremingen 237. SI NO NO NO 40.9 3.54 9.4 15.1 16,000. 20. 1.5 6 x 6

Tarapur 190. SI NO NO 40. 9.3 16.6

Oyster Creek 510. SI NO 37. 10. 14.5 22,000. 21. 7 x 7

Dresden 2 715. SI

Browns Ferry 1,060. 51. 2.6 14. 19.7 27,500. 18.5 1.9

Caorso 800. 50. 13.5 20

Caorso 800. 2.7 ≈ 20 14. 8 x 8

Alto Lazio 900. 56. 2.2 11.5 25 13.4 1.2

Tabella 3.3: Sviluppo dei reattori BWR.



Potenza e dati geometrici

Portata vapore

Titolo medio in uscita

Portata di ricircolazione

Sottoraffreddamento

Forma di w(R)

Titolo in uscita canale

Calcolo nucleare

Altezza non-bollente

a (z) e x(z)

Perdite di carico

w(R)

Keff

0.14

Keff = 1

forma di primotentativo

Tabella 3.4: Schema di calcolo del nocciolo di un reattore BWR



Corpo cilindrico

Core

Gruppo turbo-generatore

Condensatore

Generatore di vapore

Contenitore di sicurezza

Figura 3.48: Schema di un impianto BWR a ciclo duale con separazione del vapore esterna alrecipiente in pressione (Garigliano, Dresden 1).

20 40 60 80 100

20

40

60

80

100

P=20%P=40%

P=60%

P=80%P=100%

Curve areattivitàcostante

Portata vapore dal generatore

portatavaporeprimario

Figura 3.49: Curve di funzionamento di un reattore a ciclo duale.



Core


Condensatore

Generatore di vapore

Contenitore di sicurezza

Separatore di vapore

Figura 3.50: Schema di un impianto BWR a ciclo duale con separazione del vapore interna alrecipiente in pressione (Gundremingen).



Core


Condensatore



pompa diricircolazione

pozzo secco

Camera disoppressione

Figura 3.51: Schema di un impianto BWR a ciclo singolo con contenitore a soppressione dipressione e separazione del vapore interna al recipiente in pressione (Oyster Creek).



Core


Condensatore



pompa diricircolazione

pozzo secco

Camera disoppressione

pompa agetto

Figura 3.52: Schema di un impianto BWR a ciclo singolo, con contenitore a soppressione dipressione, separazione del vapore interna al recipiente in pressione ed adozione delle pompe a getto

per la ricircolazione (Dresden 2, Caorso).



3.6 CFR Title 10 Part 50 Sec. 46 - Acceptance Criteria for ECCSs for LW Nuclear PowerReactors

(a)(1)(i) Each boiling and pressurized light-water nuclear power reactor fueled with uranium oxidepellets within cylindrical Zircaloy cladding must be provided with an emergency core cooling system(ECCS) that must be designed such that its calculated cooling performance following postulatedloss-of-coolant accidents conforms to the criteria set forth in paragraph (b) of this section. ECCScooling performance must be calculated in accordance with an acceptable evaluation model and mustbe calculated for a number of postulated loss-of-coolant accidents of different sizes, locations, andother properties sufficient to provide assurance that the most severe postulated loss-of-coolantaccidents are calculated. Except as provided in paragraph (a)(1)(ii) of this section, the evaluationmodel must include sufficient supporting justification to show that the analytical techniquerealistically describes the behavior of the reactor system during a loss-of-coolant accident.Comparisons to applicable experimental data must be made and uncertainties in the analysis methodand inputs must be identified and assessed so that the uncertainty in the calculated results can beestimated. This uncertainty must be accounted for, so that, when the calculated ECCS coolingperformance is compared to the criteria set forth in paragraph (b) of this section, there is a high levelof probability that the criteria would not be exceeded. Appendix K, Part II, RequiredDocumentation, sets forth the documentation requirements for each evaluation model.

(ii) Alternatively, an ECCS evaluation model may be developed in conformance with the requiredand acceptable features of Appendix K ECCS Evaluation Models.

(2) The Director of Nuclear Reactor Regulations may impose restrictions on reactor operation if it isfound that the evaluations of ECCS cooling performance submitted are not consistent withparagraphs (a)(1) (i) and (ii) of this section.

(3)(i) Each applicant for or holder of an operating license or construction permit shall estimate theeffect of any change to or error in an acceptable evaluation model or in the application of such amodel to determine if the change or error is significant. For this purpose, a significant change orerror is one which results in a calculated peak fuel cladding temperature different by more than50(degree)F from the temperature calculated for the limiting transient using the last acceptablemodel, or is a cumulation of changes and errors such that the sum of the absolute magnitudes of therespective temperature changes is greater than 50(degree)F.

(ii) For each change to or error discovered in an acceptable evaluation model or in the application ofsuch a model that affects the temperature calculation, the applicant or licensee shall report the natureof the change or error and its estimated effect on the limiting ECCS analysis to the Commission atleast annually as specified in Sec. 50.4. If the change or error is significant, the applicant or licenseeshall provide this report within 30 days and include with the report a proposed schedule forproviding a reanalysis or taking other action as may be needed to show compliance with Sec. 50.46requirements. This schedule may be developed using an integrated scheduling system previouslyapproved for the facility by the NRC. For those facilities not using an NRC approved integratedscheduling system, a schedule will be established by the NRC staff within 60 days of receipt of theproposed schedule. Any change or error correction that results in a calculated ECCS performancethat does not conform to the criteria set forth in paragraph (b) of this section is a reportable event asdescribed in Sec.0.55(e), 50.72 and 50.73. The affected applicant or licensee shall proposeimmediate steps to demonstrate compliance or bring plant design or operation into compliance withSec. 50.46 requirements.



(b)(1) Peak cladding temperature. The calculated maximum fuel element cladding temperatureshall not exceed 2200 degrees F.

(2) Maximum cladding oxidation. The calculated total oxidation of the cladding shall nowhereexceed 0.17 times the total cladding thickness before oxidation. As used in this subparagraphtotal oxidation means the total thickness of cladding metal that would be locally converted tooxide if all the oxygen absorbed by and reacted with the cladding locally were converted tostoichiometric zirconium dioxide. If cladding rupture is calculated to occur, the insidesurfaces of the cladding shall be included in the oxidation, beginning at the calculated time ofrupture. Cladding thickness before oxidation means the radial distance from inside to outsidethe cladding, after any calculated rupture or swelling has occurred but before significantoxidation. Where the calculated conditions of transient pressure and temperature lead to aprediction of cladding swelling, with or without cladding rupture, the unoxidized claddingthickness shall be defined as the cladding cross-sectional area, taken at a horizontal plane atthe elevation of the rupture, if it occurs, or at the elevation of the highest claddingtemperature if no rupture is calculated to occur, divided by the average circumference at thatelevation. For ruptured cladding the circumference does not include the rupture opening.

(3) Maximum hydrogen generation. The calculated total amount of hydrogen generated fromthe chemical reaction of the cladding with water or steam shall not exceed 0.01 times thehypothetical amount that would be generated if all of the metal in the cladding cylinderssurrounding the fuel, excluding the cladding surrounding the plenum volume, were to react.

(4) Coolable geometry. Calculated changes in core geometry shall be such that the core remainsamenable to cooling.

(5) Long-term cooling. After any calculated successful initial operation of the ECCS, thecalculated core temperature shall be maintained at an acceptably low value and decay heatshall be removed for the extended period of time required by the long-lived radioactivityremaining in the core.

As used in this section:

(1) Loss-of-coolant accidents (LOCAs) are hypothetical accidents that would result from the loss ofreactor coolant, at a rate in excess of the capability of the reactor coolant makeup system, frombreaks in pipes in the reactor coolant pressure boundary up to and including a break equivalent insize to the double-ended rupture of the largest pipe in the reactor coolant system.

(2) An evaluation model is the calculational framework for evaluating the behavior of the reactorsystem during a postulated LOCA. It includes one or more computer programs and all otherinformation necessary for application of the calculational framework to a specific LOCA, such asmathematical models used, assumptions included in the programs, procedure for treating theprogram input and output information, specification of those portions of analysis not included incomputer programs, values of parameters, and all other information necessary to specify thecalculational procedure.

(d) The requirements of this section are in addition to any other requirements applicable to ECCS setforth in this part. The criteria set forth in paragraph (b), with cooling performance calculated inaccordance with an acceptable evaluation model, are in implementation of the general requirementswith respect to ECCS cooling performance design set forth in this part, including in particularCriterion 35 of Appendix A.



4. REATTORI AD ACQUA PESANTE

4.1 Giustificazione della Filiera

Il ricorso all'acqua pesante (D2O) per la moderazione del nocciolo ha trovato all'inizio una sua pienagiustificazione dalla constatazione che il suo impiego, per il valore estremamente basso della suasezione di cattura (circa 1/600 di quello dell'acqua naturale), avrebbe potuto consentire larealizzazione di reattori nucleari alimentati con uranio naturale, anche in forma di ossido.

Questa possibilità è stata ritenuta, per ovvi motivi, particolarmente interessante per i paesi non dotatiin proprio di impianti di arricchimento isotopico dell'uranio che, con l'impiego di questo tipo direattori, avrebbero potuto acquisire una sostanziale autonomia per il soddisfacimento dei lorofabbisogni di energia elettrica.

I reattori appartenenti a questa filiera, per la loro ottima economia neutronica, consentono inoltre ilraggiungimento di rapporti di conversione particolarmente elevati (compresi fra 0.7 e 0.8 a fronte di0.6 per i LWR), con la possibilità di “bruciare” direttamente nel nocciolo una frazione significativadel plutonio fissile prodotto. In questi reattori è previsto un burn-up medio allo scarico pari a circa8,000. MWd/ton con una riduzione del contenuto di U235 da 0.7% nel combustibile fresco a circa0.2% nel combustibile scaricato. Ammettendo in prima approssimazione che l'energia termicaprodotta dalla fissione di 1. g di U235 sia pari a 0.8 MWd, l'energia prodotta per fissione dell'uraniodurante la permanenza del combustibile nel nocciolo sarebbe pari a 5,000. x 0.8 = 4,000. MWd,corrispondente alla metà del burn-up raggiunto al momento dello scarico. La parte mancante èdovuta in modo quasi esclusivo alla fissione del plutonio prodotto durante l'irraggiamento. Perquesta ragione, i reattori ad acqua pesante, indicati nel seguito con la sigla HWR, sono inseriti apieno diritto nella famiglia dei reattori “bruciatori”.

Quanto sopra esposto permette facilmente di constatare che gli HWR sono caratterizzati, rispetto aiLWR, da una migliore utilizzazione delle riserve di uranio e da una minore incidenza del prezzodell'uranio stesso sul costo dell'energia prodotta. Numerosi paesi hanno mostrato concreto interesseper questo tipo di reattori, portando avanti significativi programmi di ricerca e sviluppo che, in molticasi, hanno portato alla realizzazione di prototipi e di impianti dimostrativi, fino ad arrivare allacostruzione di centrali elettronucleari ed alla commercializzazione delle stesse. Senza voler trascurareil contributo fornito dai diversi paesi, fra i quali deve essere inserita a pieno titolo l'Italia, non vi èdubbio che gli HWR sono stati sviluppati prevalentemente in Canada e, per questo motivo, sonospesso indicati come “reattori di tipo canadese”.

4.2 Sviluppo della Filiera

Prima di passare in rapida rassegna le fasi più significative dello sviluppo della filiera, si ritieneopportuno fare alcune precisazioni di carattere preliminare. Con la dizione di reattori ad acquapesante si intende fare riferimento al tipo di moderatore impiegato. Nel rispetto di questacaratteristica di base, sono stati studiati, anche se a differenti livelli di sviluppo, alcune sottofilierecaratterizzate da differenti caratteristiche del sistema di refrigerazione, secondo quanto di seguitoriportato:

a) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati ad acqua pesante in pressione (a tubi), indicati conla sigla PHW HW [Pressurized Heavy Water (cooled), Heavy Water (moderated)];

b) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati ad acqua naturale bollente, indicati con la siglaBLW HW [Boiling Light Water (cooled), Heavy Water (moderated)];

c) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati a gas, indicati con la sigla GCHW [Gas Cooled,Heavy Water (moderated)];



d) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati con fluidi organici, indicati con la sigla OCHW[Organic Cooled, Heavy Water (moderated)];

e) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati ad acqua pesante in pressione (con recipiente inpressione), indicati con la sigla PHW [Pressurized Heavy Water];

f) reattori moderati ad acqua pesante e refrigerati ad acqua pesante bollente, indicati con la siglaBHW [Boiling Heavy Water].

Di tutti i tipi suddetti, solo il primo ha raggiunto la piena maturità industriale ed il secondo, pur conqualche riserva, è ritenuto ancora meritevole di sviluppo. Le analisi successive saranno pertantolimitate a questa prima sottofiliera, fornendo solo qualche indicazione di larga massima relativamentealla seconda. Le due sottofiliere saranno nel seguito identificate con le sigle PHWR e BLWR.

4.2.1 PHWR

Questo tipo di reattore è stato sviluppato quasi esclusivamente in Canada tanto da esseregeneralmente indicato come reattore CANDU-PHW o, più semplicemente, CANDU (CanadianDeuterium Uranium).

Le attività in questo settore iniziarono nel 1945 con la realizzazione di un primo reattore di ricercaZEEP (Zero Energy Experimental Pile). A questo fece seguito il reattore ad alto flusso, NRX (1947)e quindi nel 1956 l'NRU, analogo all'NRX, ma caratterizzato da una maggiore potenza.

I reattori di ricerca sopra ricordati hanno costituito un supporto di base, di fondamentale importanzaper lo sviluppo dei CANDU. Il primo prototipo, l'NPD (Nuclear Power Demonstration), avente unapotenza di 22. MWe, è stato messo in funzione nel 1961, seguito, nel 1966, da un impianto simile,ma con potenza molto più elevata (206. MWe) installato a Douglas Point. Questa unità può essereconsiderata il punto di partenza del processo di commercializzazione dei CANDU, che si èconcretato con la messa in servizio delle prime quattro unità della centrale di Pickering, ciascunadelle quali ha una potenza di circa 500. MWe.

Al momento attuale sono in funzione nel mondo 34 unità CANDU con una potenza complessiva dicirca 20,000. MWe e sono in costruzione altre 10 unità con una potenza complessiva di circa 4,500.MWe. Le suddette unità sono in esercizio o in costruzione nei paesi seguenti: Canada, Argentina,India, Corea del Sud, Pakistan e Romania. Questi reattori sono caratterizzati dalla presenza di tubi inpressione, in sostituzione del recipiente in pressione.

La soluzione a tubi in pressione diventa necessaria per questo tipo di reattori per i quali, l’elevatovalore del rapporto tra la quantità di moderatore (500. ÷ 1,000. kg di D2O per MWe) e quella delcombustibile (250. kg per MWe), comporta una distanza relativamente grande tra gli elementi e, nelcontempo, elevate dimensioni complessive del nocciolo. In queste condizioni sarebbero nonproponibili soluzioni analoghe a quelle tipiche dei reattori ad acqua leggera nel caso in cui vengaimpiegata l’acqua pesante anche come refrigerante. Se il fluido refrigerante è diverso dall’acquapesante, è assolutamente necessario garantire la separazione tra moderatore e refrigerante ed ilnocciolo deve essere pertanto di tipo chiuso. Le soluzioni adottate prevedono pertanto ilcontenimento del moderatore in una vasca (calandria) ed il passaggio del refrigerante nei tubi di forzacontenenti gli elementi di combustibile, disposti all’interno dei tubi di calandria. Per mantenere latemperatura del moderatore durante il funzionamento a valori relativamente bassi (inferiori a 100.°C), viene in primo luogo ridotta la quantità di calore ceduta al moderatore, isolando termicamente itubi di refrigerazione dello stesso mediante un apposito circuito a gas. Nell’intercapedine compresatra i due tubi è mantenuto in circolazione a bassa velocità un gas (normalmente CO2) che vienecampionato ed analizzato con continuità. La presenza di acqua nel gas sarebbe chiaramenteindicativo di fessure del tubo di forza passanti attraverso lo spessore. Nella Figura 4.1 èschematicamente indicata la soluzione adottata.



Refrigerante

Gas (CO2)

Moderatore

Tubo di calandria

CalandriaCombustibile

Tubo di forza

Figura 4.1: Soluzione adottata nei reattori a tubi di forza.

Un problema importante connesso alla soluzione adottata è costituito dalla presenza nel nocciolo diuna rilevante quantità di materiale strutturale con conseguente effetto negativo sulla economianeutronica. Senza una corretta progettazione ed un’accurata scelta dei materiali potrebbe risultareaddirittura impossibile il funzionamento del reattore impiegando come combustibile uranio naturale.Per evitare che ciò avvenga, tutte le strutture del nocciolo (tubi di calandria, tubi di forza) oltre,naturalmente, alle guaine, sono realizzate in leghe di zirconio (Zircaloy-2; Zircaloy-4; Zr-2.5% Nb) eviene affidata la funzione resistente soltanto ai tubi di forza che devono quindi sopportare da soli lapressione del refrigerante (oltre 100. kg/cm2). L’acqua pesante con funzione di moderatore,contenuta nella vasca, è mantenuta praticamente a pressione atmosferica e, pertanto, i tubi dicalandria potranno avere spessori molto modesti.

Una struttura del tipo di quello indicato nella figura non è considerata dalle ASME III, sia inrelazione alla sua geometria, per quanto attiene in particolare alla calandria, sia in relazione aimateriali utilizzati. Risulta pertanto impossibile fare riferimento alle norme ASME suddette e nonesistono peraltro attualmente normative tecniche elaborate in altri Paesi, compreso il Canada,pienamente riconosciute a livello internazionale.

Il progetto di queste componenti viene pertanto effettuato in base ad informazioni e dati ricavatidalle esperienze condotte in proposito. Si ritiene comunque opportuno sottolineare che l’eventualerottura di un tubo di forza è un incidente con conseguenze ragionevolmente contenute, a meno che larottura suddetta non determini quella dei tubi circostanti. Numerose esperienze condotte al riguardofarebbero però escludere tale eventualità.

Per quanto attiene alla calandria, rilevanti potrebbero essere per la stessa le sollecitazioni di originetermica in condizioni particolari. In caso di svuotamento, per esempio, la temperatura delle paretinon più bagnate dal moderatore tenderebbe a salire rapidamente e si potrebbero avere quindi sullastessa struttura rilevanti differenze di temperatura. Per evitare o, almeno, ridurre l’entità di talefenomeno, si provvede ad installare opportuni sistemi di spruzzamento che entrano automaticamentein funzione durante lo svuotamento e riescono a mantenere la temperatura a valori relativamentecontenuti.

Un altro delicato problema che si presenta per queste componenti è quello relativoall’accoppiamento dei tubi di forza in leghe di zirconio con le tubazioni di acciaio inossidabile delcircuito primario. (Al di fuori del nocciolo, quando non è più necessario l’impiego di materiali conbassa sezione di cattura neutronica, non avrebbe più senso utilizzare leghe di zirconio).



Per quanto siano state studiate procedure per le saldature tra leghe di zirconio e acciai inossidabili, irisultati finora ottenuti sembrano essere soddisfacenti solo se si adottano accorgimenti moltoparticolari, atmosfere controllate, ecc. Tali condizioni sono certamente possibili a livello dilaboratorio, ma difficilmente ottenibili in cantiere. Per questa ragione, i collegamenti vengonoattualmente realizzati mediante mandrinatura. Non risulta, comunque, che tale soluzione abbia finoradato luogo durante l’esercizio ad inconvenienti di particolare rilievo.

4.2.2 BLWR

Molti Paesi, oltre al Canada, hanno mostrato un concreto interesse per questo tipo di reattore,sviluppando in proposito una significativa attività di ricerca e sviluppo. Fra questi si possonoricordare: il Giappone, il Regno Unito e l'Italia.

In Canada è stato realizzato agli inizi degli anni '70 un reattore dimostrativo da 250. MWe (Gentilly-1); nel Regno Unito fu messo in funzione nel 1965 un prototipo da 100. MWe, indicato con la siglaSGHWR (Steam Generating Heavy Water Reactor); in Giappone è ancora in funzione un prototipoda 100 MWe ed è prevista la realizzazione nel 2002 di una unità dimostrativa da 600. MWe. Perquanto riguarda l'Italia, è stata completata la costruzione di una unità dimostrativa, denominataCIRENE (Cise Reattore Nebbia). La suddetta unità non è stata messa in funzione a seguito dellamoratoria sulla utilizzazione dell'energia nucleare, adottata dal parlamento nel 1987.

Si deve constatare che al momento attuale soltanto il Giappone continua a mostrare un concretointeresse per questo tipo di reattore.

4.3 Caratteristiche Fondamentali della Filiera

Nella Tabella 4.1 sono riportate alcune caratteristiche nucleari dell'acqua pesante, confrontate con leanaloghe relative all'acqua naturale ed alla grafite.

MODERATORE

CARATTERISTICHE

H2O D2O Grafite pura

Sezione macroscopica di deviazione Σs (cm-1) 1.64 0.35 0.38

Sezione macroscopica di assorbimento Σa (cm-1) 0.022 27x10-6 35x10-5

Decremento logaritmico medio ξ di energia per collisione 0.93 0.51 0.16

Potenza di rallentamento ξΣs 1.5 0.18 0.06

Rapporto di moderazione ξΣs/Σa 70 6670 175

Lunghezza di diffusione L = (D/Σa)½ (cm) 2.54 100 50.2

Coefficiente di diffusione D (cm) 0.18 0.85 0.92

Età di Fermi 31.4 120 350

Lunghezza di rallentamento Lsl (cm) 5.6 11 18.7

N.B. Un contenuto dello 0.16% di H2O nella D2O determina un aumento di σa da 27x10-6 a 42x10-6

cm-1 ed una diminuzione di L da 170. a 110. cm

Tabella 4.1: Caratteristiche nucleari di alcuni moderatori



Dall'esame dei dati riportati nella tabella emergono alcune precise indicazioni di fondamentaleimportanza per la caratterizzazione della filiera, secondo quanto di seguito sommariamente esposto.

1) Il rapporto di moderazione è particolarmente elevato e decisamente maggiore di quello relativoall'acqua naturale. Ne consegue che per una buona moderazione dei neutroni, il rapporto fra ivolumi occupati, rispettivamente, dal moderatore e dal combustibile o, in altre parole, il rapportodell'area Am del moderatore e quella Af del combustibile nella sezione trasversale del nocciolodeve essere abbastanza elevato e, comunque, decisamente superiore a quello richiesto per unreattore ad acqua naturale. Nella Figura 4.2 è riportato l'andamento qualitativo del fattore dimoltiplicazione K in funzione del rapporto Am/Af.

Solo per informazione si ricorda che il valore ottimale del rapporto suddetto è pari a circa 2 per iPWR, ed a circa 17 per i PHWR.

E' evidente che qualora venga impiegato come fluido termovettore la stessa acqua pesante, ilvalore del rapporto sopraindicato, necessario ai fini della moderazione, è assolutamenteinaccettabile per la refrigerazione. Ne consegue che il nocciolo del reattore dovrà essere di tipochiuso con netta separazione del fluido moderante da quello cui è prevalentemente affidata larefrigerazione del combustibile.

Questa tipologia del nocciolo, tipica di tutti i reattori nei quali sono impiegati materiali diversi perla moderazione e la refrigerazione, diventa necessaria per i motivi che sono stati indicati anche peri PHWR, nonostante che uno stesso fluido (D2O) sia utilizzato per le due funzioni suddette.

K

Am/Af

H2O

D2O

Figura 4.2: Andamento qualitativo del fattore di moltiplicazione in funzione del rapporto Am/Af

Tenendo conto di quanto sopra, è immediato individuare la struttura fondamentale del nocciolodegli HWR.

Il moderatore è contenuto in una vasca (calandria) che è attraversata da tubi contenenti glielementi di combustibile, refrigerati dal fluido termovettore mantenuto in circolazione all'internodei tubi stessi. Tale struttura è un elemento comune di tutte le sottofiliere dei reattori ad acquapesante, che si differenziano fra loro solo per il tipo di fluido refrigerante impiegato: D2O neiPHWR; H2O nei BLWR; miscele di terfenili negli OCHWR; CO2 nei GCHWR.

La pressione all'interno della vasca contenente D2O stagnante viene mantenuta, adottando

opportuni sistemi di refrigerazione, a valori prossimi a quella atmosferica. La pressione del



refrigerante all'interno dei tubi, per evidenti motivi, ha invece valori generalmente abbastanzaelevati anche se differenti per le diverse sottofiliere. I tubi suddetti prendono pertanto il nome di“tubi in pressione” o di “tubi di forza” e fanno parte integrante del sistema primario in pressionedell'impianto (pressure boundary), in sostituzione del recipiente in pressione.

Per i motivi che saranno successivamente esposti, i tubi in pressione sono collocati all'interno dialtri tubi coassiali, detti tubi di isolamento termico o di calandria, che fanno invece parteintegrante della calandria stessa.

2) L'impiego dell'uranio naturale negli HWR, reso possibile dal valore particolarmente basso dellasezione di assorbimento della D2O, è in effetti condizionato dal mantenimento in limiti moltocontenuti delle catture neutroniche da parte degli altri materiali presenti nel nocciolo in aggiuntaalla D2O stessa, quali il refrigerante, se diverso dal moderatore, ed i materiali impiegati nellacostruzione delle guaine del combustibile, dei tubi in pressione e dei tubi di isolamento. Laesigenza, fondamentale per questi reattori, di ridurre le catture parassite nel nocciolo può esseresoddisfatta, da un lato, utilizzando materiali con bassa sezione di assorbimento e, dall'altro,riducendo per quanto possibile la quantità di materiali strutturali presenti nel nocciolo. In accordocon quanto sopra, le guaine del combustibile, i tubi in pressione ed i tubi di calandria sonorealizzati in leghe di zirconio aventi sezioni di assorbimento inferiori per almeno un ordine digrandezza a quelle degli acciai austenitici ed è stato altresì ridotto lo spessore delle guaine,prevedendo nelle specifiche di progetto il collassamento in esercizio della guaina sulle pastiglie delcombustibile.

I risultati ottenuti con l'adozione dei provvedimenti suddetti sono stati soddisfacenti. Nei reattoriCANDU il numero dei neutroni assorbiti complessivamente dal moderatore, dal refrigerante edalle strutture del nocciolo è pari allo 6.% di quelli prodotti nella fissione. I valori dello stessorapporto nei PWR e nei BWR sono pari, rispettivamente, all'11.% e all'10.%.

Si ritiene doveroso ricordare che lo studio e lo sviluppo delle leghe di zirconio è stato condottoprevalentemente nei paesi interessati alla utilizzazione dei reattori ad acqua pesante, anche se lestesse leghe sono sistematicamente utilizzate per le guaine del combustibile dei reattori ad acquanaturale. Ciò è del tutto comprensibile. La disponibilità di queste leghe è una condizionenecessaria per lo sviluppo degli HWR, mentre costituisce una prospettiva certamente interessante,ma non determinante, per i LWR, nei quali si sarebbe potuto compensare i maggiori assorbimenticonseguenti all'impiego di altri materiali (per es. acciai austenitici), con un adeguato aumentodell'arricchimento del combustibile. A conferma di ciò si può infatti constatare che nei primi PWRle guaine erano fabbricate in AISI 304.

3) La struttura del nocciolo, caratterizzata dalla presenza di canali di potenza separati esostanzialmente indipendenti fra loro, rende possibile la movimentazione del combustibile nelnocciolo senza l'arresto del reattore e, quindi, l'adozione di un ciclo di ricambio continuo, con tuttii vantaggi ad esso conseguenti: migliore sfruttamento del combustibile; diminuzione dellareattività massima da controllare; aumento del fattore di disponibilità dell'impianto.

Tale possibilità è sistematicamente utilizzata in tutti gli HWR attualmente in esercizio e vieneconsiderata un elemento di particolare rilevanza e qualificazione della filiera. Si deve peraltrocorrettamente far presente che la soluzione adottata comporta la costruzione e l'esercizio dimacchine per la movimentazione del combustibile particolarmente complesse e costose.



4.4 Il Reattore CANDU

Dopo il sommario esame delle caratteristiche generali degli HWR, l'attenzione sarà concentrata sulreattore CANDU come unità rappresentativa dei PHWR.

Nelle Figura 4.3, Figura 4.4 e Figura 4.5 sono mostrate, rispettivamente, la vista di insieme dellaparte nucleare dell’impianto, il diagramma di flusso semplificato ed uno schema indicativo delnocciolo di un sistema CANDU.

In questo tipo di reattore, come è stato più volte detto, lo stesso tipo di fluido (acqua pesante) èutilizzato sia per la moderazione dei neutroni che per la refrigerazione del combustibile.

La parte nucleare dell'impianto (nuclear island) è costituita essenzialmente:

• dal reattore vero e proprio, che comprende: la vasca contenente il moderatore; i canali di potenza,gli elementi di combustibile, il fluido termovettore, i dispositivi per il controllo della reattività,ecc.;

• dal serbatoio di scarico del moderatore e dai sistemi di refrigerazione e di purificazione diquest'ultimo;

• dal sistema di circolazione del fluido termovettore, che comprende, oltre ai tubi in pressione incomune con il nocciolo, i generatori di vapore, il pressurizzatore, le pompe di circolazione, letubazioni di collegamento ed i vari circuiti ausiliari;

• dalla macchina per il ricambio del combustibile.



Figura 4.3: Vista di insieme di un reattore CANDU

1 Generatore di vapore

2 Pompa Primaria

3 Reattore



Figura 4.4: Diagramma di flusso semplificato del reattore CANDU

Figura 4.5: Rappresentazione schematica del nocciolo



Facendo riferimento alle figure sopra riportate, si procede ad una illustrazione sommaria di alcuni frai principali sistemi della parte nucleare dell'impianto.

4.4.1 Vasca del moderatore (Calandria)

La vasca contenente il moderatore viene molto spesso indicata anche col nome di calandria. Questedue denominazioni saranno utilizzate indifferentemente nel seguito.

La calandria è costituita da un guscio cilindrico in acciaio austenitico, disposto con asse orizzontale,alle estremità del quale sono saldate due piastre tubiere. Dette piastre, sulle quali sono mandrinati itubi di calandria, costituiscono anche la struttura per il posizionamento ed il supporto dei tubi inpressione. Sia i tubi di calandria che quelli in pressione, per la parte interna alla vasca, sono realizzatiin leghe di zirconio. Nei reattori più recenti, i tubi di calandria sono in Zircaloy 2 mentre per quelli inpressione è impiegata la lega Zr-2.5Nb. Alle due estremità dei tubi in pressione sono mandrinati iterminali in acciaio austenitico ai quali sono collegate le tubazioni di ingresso o di uscita delrefrigerante.

Le piastre tubiere sono componenti particolarmente complesse dovendo anche consentire lasistemazione dei dispositivi necessari per la schermatura delle radiazioni uscenti dal nocciolo, inmodo da permettere, a reattore spento, l'accesso del personale nei locali ove sono collocate lemacchine per la movimentazione del combustibile. In sostanza, è affidata alle piastre la duplicefunzione di sostegno del nocciolo e di schermo assiale.

Sulle pareti della vasca sono presenti le diverse penetrazioni necessarie per: la movimentazione dellebarre di regolazione e di sicurezza, la circolazione e lo scarico del moderatore, la circolazionedell'elio, la strumentazione del nocciolo, ecc.

4.4.2 Moderatore

Il moderatore è costituito dall'acqua pesante presente all'interno della calandria. Al di sopra dellivello del moderatore è mantenuta un’atmosfera inerte di elio.

Nelle unità attualmente in esercizio, la quantità del moderatore contenuto nella vasca per unità dipotenza dell'impianto ha valori compresi fra 400. e 500. kg/MWe. Il peso del moderatore nelnocciolo di una unità da 508. MWe netti della centrale di Pickering è pari a 240. t e sale a 300. tnell'analoga unità da 730. MWe netti della centrale di Bruce.

In una unità da 500. MWe netti, corrispondenti per questo tipo di reattore a circa 1,700. MWt, lapotenza termica direttamente prodotta nel moderatore (per rallentamento dei neutroni e perassorbimento delle radiazioni) o trasmessa allo stesso dal refrigerante è pari a circa 90. MWt. Inassenza di refrigerazione, la temperatura del moderatore nella vasca aumenterebbe con un rateiniziale di circa 5°C/min.

Durante l'esercizio si ha inoltre produzione di impurezze derivanti dai processi di corrosione edissociazione della D2O per effetto delle radiazioni.

Le considerazioni sopra sommariamente esposte evidenziano la necessità di opportuni sistemi ditrattamento del moderatore.

A questo scopo, ed anche per assolvere ad ulteriori funzioni, quali il controllo della concentrazionedei veleni solubili disciolti nel moderatore, il controllo del livello della D2O e lo scarico della stessanel serbatoio di svuotamento, sono presenti due distinti sistemi di trattamento fra loro indipendenti.Nel primo sistema viene attivata la circolazione della D2O in un circuito di refrigerazione e dicondizionamento chimico in modo da contenere la temperatura del moderatore e, quindi la pressioneall'interno della vasca, nei limiti stabiliti nelle specifiche di progetto (tmax < 70°C) e da assicurare il



mantenimento al livello richiesto delle caratteristiche fisico-chimiche del moderatore stesso. Facendoriferimento soltanto alla refrigerazione, si può immediatamente verificare che per smaltire i 90. MWtprima indicati è richiesta una portata nel circuito di circa 1,000. kg/s, ammettendo ragionevolmenteun salto di temperatura del moderatore nello scambiatore di calore pari a 20. °C. Questi dati sonostati riportati a titolo di esempio con il solo scopo di richiamare l'attenzione sull'importanza delproblema e sulla rilevanza delle apparecchiature necessarie.

Nel secondo sistema viene attivata la circolazione dell'atmosfera gassosa presente nella vasca al disopra del livello del moderatore, costituita dall'elio inizialmente immesso e dai gas prodotti perradiolisi (D2 e O2) attraverso opportune sezioni di trattamento che consentono di separare l'elio daigas di radiolisi con ricombinazione successiva degli stessi. Questa seconda operazione presentaindubbi vantaggi sul piano economico dato il costo particolarmente elevato dell'acqua pesante.

Facendo ricorso a questo sistema è anche possibile regolare la differenza di pressione fra la calandriaed il serbatoio, con conseguente regolazione del livello. La equalizzazione della pressione, facilmenteottenibile mediante l'apertura di valvole opportunamente dimensionate, consente lo scarico rapidoper gravità del moderatore dalla vasca al serbatoio posto al di sotto della stessa.

4.4.3 Tubi in pressione (Tubi di forza)

I tubi in pressione, normalmente indicati anche come tubi di forza, erano inizialmente costituiti datubi cilindrici in Zircaloy 2 e successivamente in Zr-2.5Nb, con terminali in acciaio austeniticomandrinati sui tubi stessi (vedi anche paragrafo 4.6). I tubi sono disposti con asse orizzontale(parallelo a quello della calandria) secondo un reticolo a passo quadrato con interasse pari a circa 28.cm. e sono sopportati dalle piastre tubiere della calandria.

La disposizione con asse orizzontale, tipica dei CANDU, elimina di fatto la interferenza fra glielementi della struttura di sostentamento del nocciolo ed i numerosissimi sistemi di collegamentodisposti sulla superficie frontale del reattore, necessari per la circolazione del refrigerante, per lamovimentazione del combustibile e per la strumentazione.

Se è vero che con tale disposizione sono necessarie due macchine per il ricambio del combustibile,laddove una disposizione dei tubi con asse verticale avrebbe consentito questa stessa operazione conun sola macchina collocata al di sotto del nocciolo, è altrettanto vero che nei reattori CANDUciascun canale orizzontale è accessibile da entrambi i lati e ciò rende certamente più facile laoperazione di ricambio anche in condizioni particolarmente severe, quali quelle conseguenti ad unimprobabile, ma non impossibile bloccaggio dell'elemento nel canale.

Gli elementi di combustibile sono collocati nel tubo in pressione, appoggiandosi sulla sua superficieinterna e scaricando pertanto il proprio peso sul tubo stesso. Il calore prodotto è asportato dalrefrigerante mantenuto in circolazione all'interno del tubo medesimo. A tale fine, ai due terminali inacciaio di ciascun tubo sono collegati i tubi del sistema di refrigerazione che collegano i terminalistessi al collettore di ingresso o di uscita del refrigerante primario.

Nei CANDU, analogamente ai PWR, non è ammessa l’ebollizione di massa del refrigerante, pertantola pressione dell'acqua pesante circolante all'interno dei tubi in pressione deve essere superiore allatensione di vapore relativa alla temperatura di uscita del fluido dal canale. Nell'esercizio di questireattori, la pressione del fluido all'ingresso del canale è pari a circa 100. kg/cm2 e la temperatura delfluido all'uscita dal medesimo è prossima a 300. °C

Da ambedue le parti, all'esterno degli elementi di combustibile, sono collocati nel tubo in pressionetappi schermanti con scanalature elicoidali che imprimono al refrigerante un moto vorticoso eriducono lo streaming di radiazione verso l'esterno.

Due valvole sferiche (una per lato) consentono un facile accesso al canale per il ricambio delcombustibile ed assicurano un ottima tenuta durante l'esercizio.



La sollecitazione prevalente sui tubi è quella dovuta alla pressione del refrigerante che, per il suoelevato valore (circa 100. kg/cm2), richiede spessori di una certa significatività anche se il lorodiametro è relativamente piccolo. Nei CANDU attuali, i tubi di forza hanno mediamente un diametrodi 104. mm ed uno spessore di 4.1 mm.

Come è già stato detto, i tubi in pressione costituiscono parte integrante del sistema primario inpressione dell'impianto. Nel Capitolo 4.6 sono date ulteriori informazioni su questo importantecomponente e sono fornite alcune indicazioni in merito ai criteri di progettazione normalmenteadottati.

4.4.4 Tubi di Isolamento (Tubi di Calandria)

I tubi in pressione sono collocati all'interno dei tubi di isolamento termico realizzati in Zircaloy-2. Itubi sono mandrinati sulle piastre tubiere della calandria e sono parte integrante della stessa.

I tubi di isolamento hanno lo scopo di isolare termicamente il tubo di forza dal moderatore, conconseguente significativa riduzione dell'energia termica ad esso trasferita. L'intercapedine fra il tubodi calandria e quello di forza è percorsa da un gas (CO2 o N2) a bassa velocità. Il campionamento diquesto gas consente la individuazione di tracce di umidità, che costituiscono un indiceparticolarmente significativo della presenza di fessure nel tubo di forza passanti attraverso lospessore, che possono essere in tal modo rilevate prima che la loro lunghezza sia vicina a quellacritica.

Le sollecitazioni nei tubi di calandria sono particolarmente modeste, riducendosi di fatto al caricoidrostatico, aumentato della pressione dell'elio di copertura. Conseguentemente anche il lorospessore potrà essere molto contenuto. Nei reattori CANDU attualmente in esercizio, questi tubihanno un diametro interno pari a circa 130. mm con uno spessore di circa 1.4 mm.

4.4.5 Elemento di Combustibile

Gli elementi di combustibile sono costituiti da fasci di barrette della lunghezza di circa 50. cm,saldate alle estremità a piastre terminali forate. Ciascuna barretta è formata da un tubo in Zircaloy-2e, più recentemente, in Zircaloy-4 (guaina), riempito con pastiglie di UO2 naturale e chiusoall'estremità con tappi saldati. Piccoli tasselli metallici, detti distanziatori, vengono brasati sullamezzeria di ciascuna barretta, nel punto di minima distanza fra la stessa e quelle vicine, per evitareche queste vengano a contatto. Distanziatori di maggiori dimensioni sono brasati sulla superficiedelle barrette della corona esterna nel punto di minima distanza con il tubo in pressione, per definirela posizione delle zone di contatto fra l'elemento ed il tubo di forza sul quale è appoggiato.

Per ridurre gli assorbimenti parassiti dei neutroni, le guaine hanno uno spessore molto modesto,avendo previsto nelle specifiche di progetto che le stesse possano collassare sulle pastiglie dicombustibile per effetto della pressione esterna del refrigerante.

La lunghezza dell'elemento è molto minore di quella del canale e, pertanto, all'interno di unmedesimo tubo in pressione vengono inseriti in sequenza più elementi (generalmente 12) chevengono spesso denominati “spezzoni”. L'impiego di elementi di combustile segmentati, anziché apiena lunghezza come quelli impiegati nei LWR, rende possibile un ricambio pressoché continuo delcombustibile (la frazione di ricarica potrebbe al limite essere pari all'inverso del numero deglispezzoni presenti nel nocciolo), consentendo altresì lo “shuffling” assiale del combustibile stesso,con conseguenti possibili miglioramenti della distribuzione di potenza.

Nella Figura 4.6 è illustrato in forma schematica l'elemento di combustibile del reattore CANDU.



Figura 4.6: Elemento di combustibile del reattore CANDU

4.4.6 Sistema di refrigerazione del nocciolo

La refrigerazione del nocciolo è assicurata dalla circolazione dell'acqua pesante in pressioneall'interno dei tubi di forza.

Facendo riferimento allo schema riportato nella Figura 4.7, il fluido “freddo” viene immesso nelcanale dai tubi di ingresso del refrigerante. All'uscita dal canale il fluido “caldo” è inviato, attraversoi tubi di uscita, nel generatore di vapore dove si raffredda cedendo calore al fluido secondario (acquanaturale), con produzione di vapore che alimenta la turbina. All'uscita dal generatore, il fluido“freddo” è elaborato dalla pompa di circolazione primaria ed è nuovamente immesso nel canale.

Quanto è stato sopra esposto relativamente alla refrigerazione di un canale si ripete naturalmente pertutti i canali del nocciolo. Poiché il loro numero è molto elevato (alcune centinaia), i tubi di ingressoe di uscita del refrigerante dei singoli canali vengono raggruppati e ciascun gruppo è collegato,rispettivamente, ad un collettore, di ingresso e di uscita. Il fluido caldo è quindi inviato dal collettoredi uscita ai generatori di vapore e quello freddo dai generatori stessi al collettore di ingresso, dopoessere stato elaborato dalla pompa di circolazione. Nella Figura 4.8 è mostrato il diagramma di flussosemplificato del sistema di refrigerazione. Come appare dalla figura, tale sistema è costituito, inestrema sintesi, da circuiti identici disposti in serie che iniziano e terminano sui lati opposti delreattore determinando una circolazione del refrigerante in direzione opposta in canali adiacenti.

Nella Figura 4.9 è mostrata la disposizione dei collettori e dei tubi di alimentazione del refrigerante.



Figura 4.7: Schema funzionale del sistema di refrigerazione

Figura 4.8: Diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione



Figura 4.9: Disposizione dei collettori e dei tubi del refrigerante in un reattore CANDU

4.4.7 Controllo della Reattività

L'intensità e la distribuzione del flusso neutronico nel nocciolo del reattore viene controllata facendoricorso a differenti sistemi per l'assorbimento dei neutroni: assorbitori liquidi, assorbitori meccanici,avvelenamento del moderatore. Per l'appiattimento del flusso vengono utilizzati ulteriori assorbitorimeccanici, di norma completamente inseriti nel nocciolo.

Gli assorbitori liquidi sono costituiti da tubi disposti con asse verticale (normale a quello dei tubi inpressione), parzialmente riempiti con acqua naturale che, per gli HWR, costituisce un velenoneutronico. Una variazione della quantità di acqua all'interno dei tubi determina una corrispondentevariazione della reattività del nocciolo. Tale sistema costituisce il mezzo primario per il controllodell'intensità e della distribuzione del flusso neutronico.



Gli assorbitori meccanici sono costituiti da cilindri cavi formati da un sandwich di acciaio inox-cadmio-acciaio inox che, scorrendo all'interno di tubi guida in leghe di zirconio, inducono variazionidella reattività del nocciolo. I tubi guida sono disposti con asse verticale. Tali assorbitori sononormalmente estratti, ma possono essere inseriti in modo controllato, se necessario, in aggiunta agliassorbitori liquidi.

Assorbitori identici a questi ultimi sono impiegati come primo sistema per lo scram del reattore ma, adifferenza dei primi, il loro inserimento avviene per gravità, sconnettendo l'assorbitore stesso airelativi dispositivi di comando. Per diminuire il tempo di inserimento, viene posta fra l'assorbitore edil dispositivo una molla precaricata, la cui azione si aggiunge alla gravità al momento dellasconnessione.

Per le funzioni loro affidate, questi ultimi afferiscono ai sistemi di sicurezza, mentre i primi fannoparte del sistema di controllo.

In aggiunta ai sistemi suddetti, è normalmente prevista la immissione nel moderatore di composti delboro (generalmente ossidi) per compensare l'eccesso di reattività nella prima fase del ciclo, prima cheil combustibile abbia raggiunto la condizione di equilibrio. La concentrazione del boro, come è statogià detto, può essere mantenuta nei valori richiesti attraverso il sistema di trattamento delmoderatore.

La iniezione rapida nel moderatore di soluzioni ad elevata concentrazione di composti chimici ad altasezione di assorbimento costituisce per questi reattori il secondo sistema di scram. L'assorbitoreutilizzato a questo scopo è normalmente il nitrato di gadolinio.

Gli assorbitori per l'appiattimento del flusso sono costituiti da cilindri cavi in acciaio inox, scorrevoliall'interno di tubi in Zircaloy disposti perpendicolarmente ai tubi in pressione. Tali assorbitori sono dinorma completamente inseriti nel nocciolo, ma possono essere estratti per compensare la reattivitànegativa determinata dal picco dello Xe conseguente allo scram del reattore, al fine di consentirne ilriavviamento in qualunque momento successivo allo scram.

4.4.8 Regolazione dell'Impianto

Negli impianti nucleari le variabili da controllare sono, come è noto, molto numerose. Fra queste sipossono ricordare:

• la temperatura del moderatore;

• la pressione del refrigerante primario;

• il livello nel pressurizzatore;

• la pressione ed il livello del fluido secondario nel generatore di vapore;

• la potenza termica del reattore.

Come per gli impianti ad acqua naturale in pressione, anche nei CANDU l'adeguamento dellapotenza elettrica prodotta a quella richiesta dalla rete può essere ottenuto facendo ricorso a duemodi diversi che in estrema sintesi vengono generalmente indicati come: “reattore segue” e “turbinasegue”, a seconda che si faccia fronte alle variazioni di carico agendo in primo luogo sull'ammissionedel vapore in turbina e, successivamente sulla potenza del nocciolo ( reattore segue) o viceversa.

Le complesse problematiche relative alla regolazione degli impianti nucleari sono analizzate in modospecifico in altri insegnamenti del corso. Per semplice informazione, si ritiene comunque utileriportare in forma schematica nella Figura 4.10 i loops di controllo di un CANDU relativi al reattoreed al generatore di vapore.



4.4.9 Apparecchiature per il Ricambio del Combustibile

Per il ricambio degli elementi di combustibile con l'impianto in esercizio sono necessarie macchineparticolarmente complesse e costose. Non è certamente possibile in questa sede procedere allaillustrazione, anche sommaria, di queste macchine. Ci si limiterà pertanto a fornire alcune indicazionidi larga massima sul funzionamento delle medesime.

Figura 4.10: Loops di controllo di un reattore CANDU

Si deve in primo luogo osservare che per la disposizione con asse orizzontale dei tubi in pressionesono richieste due macchine identiche operanti contemporaneamente sulle due facce opposte delreattore. Per semplicità di esposizione le due macchine saranno indicate, quando necessario, comemacchina 1 e macchina 2.

Ciascuna delle due macchine può scorrere su guide orizzontali e verticali in modo da consentirel'allineamento delle loro teste con l'asse del tubo in pressione contenente gli elementi di combustibileda sostituire. Raggiunta questa condizione, le teste delle macchine si collegano a tenuta ai terminalidel tubo e, dopo l'inserimento all'interno delle teste stesse di acqua pesante alla stessa pressione etemperatura del refrigerante, si procede alla rimozione dei dispositivi di chiusura del tubo e dei tappischermanti. Nel tratto terminale del tubo collegato alla macchina 1, inizialmente occupato dal tappo,vengono inseriti uno o più spezzoni dell'elemento di combustibile fresco, prelevati dal sistema distoccaggio contenuto all'interno della macchina stessa.

Tali spezzoni sono spinti verso l’altro terminale del tubo da un pistone mobile operante all'internodella testa. Lo spostamento di questi spezzoni determina un analogo spostamento degli spezzoniesauriti da sostituire che la macchina 2 provvede a togliere dal tubo ed a sistemarli nel propriosistema di stoccaggio. Successivamente il pistone della macchina 1 torna indietro liberando unospazio nel quale sono inseriti altri spezzoni freschi che, spostandosi nel tubo secondo le stessemodalità prima indicate, consentono lo scarico nella macchina 2 di un uguale numero di spezzoniesauriti. Tali operazioni vengono ripetute fino alla completa ricarica del canale. A questo punto ledue macchine provvedono a ricollocare all'interno dei terminali del tubo di forza i tappi schermanti



ed i dispositivi di chiusura, completando in tal modo le operazioni di ricambio del combustibile nelcanale considerato.

Essendo le due macchine identiche, ciascuna di esse potrà essere indifferentemente impiegata per ilcaricamento del combustibile fresco e per lo scarico di quello esaurito.

A seconda del burn-up raggiunto, alcuni elementi saranno sistemati nella piscina di decadimento,mentre altri potranno essere nuovamente ricaricati nel nocciolo in posizione diversa da quellaprecedentemente occupata, realizzando in tal modo il più volte richiamato shuffling assiale delcombustibile

Nella Figura 4.11 è schematicamente rappresentata la testa di una delle macchine per il ricambio delcombustibile impiegate nella centrale canadese di Bruce.

Figura 4.11: Macchina per il ricambio del combustibile impiegata nella centrale di Bruce



4.4.10 Sicurezza del Reattore

I principi ed i criteri generali di sicurezza per i CANDU sono del tutto analoghi a quelli seguiti per lealtre filiere di reattori in esercizio dei diversi paesi del mondo occidentale.

Come sarà meglio precisato in altri insegnamenti del corso, la metodologia di sicurezza adottata inCanada prevede in primo luogo la suddivisione delle parti rilevanti dell'impianto in sistemi diprocesso e sistemi di sicurezza.

Si ipotizza che una rottura od un malfunzionamento in un sistema di processo (single failure) possaverificarsi con probabilità abbastanza elevata (dell'ordine di 10-1 per anno) e viene richiesto che ilmanifestarsi di tali eventi non debba portare a dosi individuali maggiori di 0.5 Rem.

Viene inoltre ipotizzato un guasto contemporaneo in un sistema di processo ed in uno dei sistemi disicurezza (dual failure). La frequenza di accadimento di un evento incidentale di questo tipo deveessere sufficiente bassa (dell'ordine di 10-4 per anno), da poter far ritenere ragionevolmentegiustificabili dosi individuali molto più elevate (fino a 25. Rem).

Partendo da una frequenza di 10-1 per la single failure, la probabilità di non corretto funzionamentodi uno qualunque dei sistemi di sicurezza deve quindi risultare minore o, al limite, uguale a 10-3.

I valori di probabilità e di dose sopra richiamati devono essere intesi solo come limiti di riferimentoper l'analisi di sicurezza. Nella realizzazione e nell'esercizio dell'impianto saranno messe in atto tuttele azioni concretamente ipotizzabili per rimanere decisamente al di sotto dei limiti di riferimento conmargini che sono diventati sempre più elevati con lo sviluppo della filiera. A tale riguardo, si ritieneopportuno mettere in evidenza che livelli ritenuti ragionevolmente accettabili per la sicurezzapotrebbero non essere invece adeguati per la protezione dell'impianto dal momento che, come è statoampiamente dimostrato a Three Miles Island, un evento incidentale con conseguenze praticamentetrascurabili per gli operatori, la popolazione e l'ambiente, potrebbe tradursi in un disastro economicoper l'esercente.

Lasciando da parte i sistemi di processo, per i quali valgono comunque le stesse considerazioni fatteper tutte le altre filiere di reattori, l'attenzione sarà nel seguito concentrata sui sistemi di sicurezza.

L'intervento di tali sistemi deve come minimo garantire che nelle peggiori condizioni operativeragionevolmente prevedibili, l'impianto possa essere spento e mantenuto in condizione dispegnimento sicuro e che sia inoltre assicurato un significativo contenimento dei prodotti radioattivieventualmente rilasciati.

I sistemi di sicurezza ritenuti di maggiore importanza per il reattore CANDU sono sostanzialmente iseguenti:

• Primo sistema di spegnimento

• Secondo sistema di spegnimento

• Sistemi di refrigerazione di emergenza del nocciolo (ECCS)

• Sistema di contenimento

4.4.10.1 Sistemi di spegnimento del reattoreIl primo sistema per lo scram del reattore consiste nell'inserimento rapido delle barre di sicurezza alcadmio, secondo quanto illustrato nei paragrafi precedenti.

Il secondo sistema per lo scram del reattore, indipendente dal primo, consiste nell'iniezione rapida nelmoderatore di soluzioni ad alta concentrazione di nitrato di gadolinio.



Il reattore può essere spento anche con il drenaggio del moderatore, per gravità, dalla calandria alserbatoio posto al di sotto della stessa, ma questo intervento comporta generalmente tempi dispegnimento più elevati.

4.4.10.2 Sistemi di refrigerazione di emergenzaI requisiti richiesti ai sistemi di refrigerazione di emergenza del nocciolo dei reattori CANDU sonopraticamente coincidenti con quelli dei LWR. Come per questi ultimi sono ipotizzate rotture nelsistema primario di refrigerazione di varie dimensioni fino a quella massima consistente, per questireattori, nel cedimento di un collettore di ingresso posto a valle della pompa di circolazione. Perpoter assolvere correttamente alle funzioni loro assegnate per tutte le possibili aree di rotturaipotizzate, gli ECCS possono funzionare ad alta, media e bassa pressione.

In tutte le condizioni di funzionamento l'acqua di refrigerazione è inviata in tutti i collettori diingresso e di uscita in modo da assicurare la distribuzione della stessa nel noccioloindipendentemente dalla localizzazione della rottura.

Nel funzionamento ad alta pressione, il sistema è alimentato dall'acqua contenuta in appositi serbatoiposti all'esterno dell'edificio del reattore. L'acqua inizialmente a pressione atmosferica, vienepressurizzata attivando il collegamento dei serbatoi stessi con un recipiente contenente azoto apressioni comprese fra 40 e 55 kg/cm2.

Nel funzionamento a media pressione, il sistema è alimentato dall'acqua contenuta nel depositosituato nella parte alta del contenitore. La stessa acqua viene utilizzata anche per alimentare i sistemidi spruzzamento dell'atmosfera interna del contenitore.

La prevalenza necessaria per il funzionamento del circuito è fornita da una apposita pompa.

Nel funzionamento a bassa pressione, il sistema è alimentato dalla miscela D2O - H2O, prelevata dalfondo del contenitore, elaborata dalla pompa e refrigerata in uno scambiatore. Per rotture di grandidimensioni, il secondario dello scambiatore costituisce il più importante pozzo di calore.

Nella Figura 4.12 è riportato il diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione diemergenza del nocciolo di un reattore CANDU.

4.4.10.3 Sistema di contenimentoTutte le parti dell'impianto la cui rottura potrebbe determinare rilasci significativi di prodottiradioattivi sono sistemati all'interno di un sistema di contenimento.

Nelle centrali con una sola unità, il sistema è costituito da una struttura in cemento con liner inacciaio e dai dispositivi per lo spruzzamento, la circolazione ed il trattamento dell'atmosfera interna.

La struttura di contenimento presenta numerose penetrazioni utilizzate: per l'accesso del personale edelle apparecchiature, per la movimentazione del combustibile, per il passaggio delle tubazioni deisistemi di processo e dei cavi dell'alimentazione elettrica.

Per rotture molto piccole del sistema primario, la circolazione dell'atmosfera interna è sufficiente perassicurare la condensazione sulle pareti del vapore rilasciato all'interno del contenitore senzal'intervento dei sistemi di spruzzamento, che diventa invece necessario per rotture di dimensionimaggiori, fino a quella massima ipotizzata. Se nella stessa centrale, come spesso si verifica, sonoinstallate più unità, i contenitori delle singole unità sono collegati, attraverso un apposito condotto,ad una struttura di contenimento (vacuum building), mantenuta costantemente ad una pressionemolto inferiore a quella atmosferica (pressione assoluta pari a circa 50. mm di Hg). All'interno dellastruttura sono collocati i sistemi di spruzzamento e di trattamento dell'atmosfera. E' normalmenteprevisto un vacuum building ogni 4 unità.



Figura 4.12: Diagramma di flusso semplificato del sistema di refrigerazione di emergenza delnocciolo.

Nelle Figura 4.13 e Figura 4.14 sono mostrate, rispettivamente, il contenitore di sicurezza di unacentrale con una sola unità e la disposizione generale del sistema di contenimento adottato nellecentrali pluriunità.

Ad integrazione di quanto è stato esposto, si ritiene opportuno riportare nella Tabella 4.2 lecaratteristiche più significative di una delle otto unità in esercizio nella centrale canadese diPickering.



Figura 4.13: Contenitore di sicurezza di un reattore CANDU.

Figura 4.14: Sistema di contenimento di una centrale multiunità.



Tabella 4.2: Caratteristiche principali di una unità della centrale di Pickering.



4.5 Il Reattore BLW

Numerosi paesi, fra i quali anche l'Italia, hanno mostrato un concreto interesse per lo sviluppo direattori di potenza moderati ad acqua pesante e refrigerati con acqua naturale bollente. Tali reattori,come è stato già detto, vengono comunemente indicati con la sigla BLWHW, o più semplicementeBLW.

4.5.1 Giustificazione della Filiera

I principali elementi che caratterizzano i BLW rispetto ai CANDU possono essere così riassunti:

1) in un BLW l'acqua pesante è utilizzata solo per la moderazione dei neutroni ed è quindi presentesoltanto nella vasca, a pressioni prossime a quella atmosferica;

2) l'assenza di acqua pesante nel circuito primario di refrigerazione ad alta pressione riduce, a paripotenza installata, la quantità complessiva di D2O necessaria per il funzionamento del reattore edanche le perdite della stessa durante l'esercizio, che nei PHW sono prevalentemente concentratenei circuiti ad alta pressione. Tenendo conto dell'elevato costo dell'acqua pesante, ciò si traducedirettamente in un apprezzabile beneficio economico, al quale se ne aggiunge un altro indiretto,connesso con le minori precauzioni necessarie per evitare la dispersione del trizio prodotto perattivazione del deuterio;

3) l'uso del ciclo diretto elimina i generatori di vapore ed altre numerose componenti (pompe,valvole, ecc.), con conseguente riduzione del costo di impianto ed anche aumento del fattore didisponibilità frequentemente penalizzato da non improbabili malfunzionamenti delle stesse.L'adozione del ciclo diretto consente altresì una sensibile riduzione della pressione del fluido neitubi di forza, a pari caratteristiche del vapore immesso in turbina;

4) la utilizzazione dell'uranio nei BLW è meno favorevole che nei CANDU per i maggioriassorbimenti dovuti alla presenza di acqua naturale, compensati peraltro, almeno in parte, daiminori assorbimenti nei materiali strutturali ed in particolare nei tubi di forza, il cui spessore puòessere sensibilmente ridotto per il minor valore della pressione del refrigerante;

5) il BLW è caratterizzato da un coefficiente di potenza positivo decisamente superiore a quello deiCANDU, con effetti certamente negativi relativamente al controllo ed alla stabilità del nocciolo.

Dei cinque punti sopra ricordati, i primi tre sono certamente a favore dei BLW, gli altri due e, inmodo particolare, il quinto sono invece chiaramente a favore dei CANDU. Complessivamente, sipoteva ritenere ragionevolmente giustificato un concreto interesse per i BLW, pur nella pienaconsapevolezza del significativo impegno di uomini e di mezzi che sarebbe stato necessario per losviluppo degli stessi.

I numerosi programmi di ricerca sviluppati in proposito nei diversi paesi, hanno prevalentementeriguardato le aree seguenti:

a) aspetti fondamentali di natura termofluidodinamica relativi a fluidi bifase ad elevato titolo;

b) aspetti fondamentali relativi alla neutronica in reticoli di ossido di uranio-acqua pesante, con lapresenza di acqua naturale nei canali di potenza;

c) aspetti fondamentali relativi alla regolazione, al controllo ed alla sicurezza: controreazioni indottedai vuoti, dalla pressione, dalla portata, ecc.;

d) aspetti di natura ingegneristica relativi al comportamento delle barrette e dell'elemento dicombustibile in presenza di flusso bifase ad alto titolo;

e) aspetti fondamentali relativi alla chimica dell'acqua, alla radiolisi ed al comportamento delle leghedi zirconio in presenza di flusso bifase.



I numerosi problemi che si sono presentati nella messa in marcia dell'impianto dimostrativo diGentilly 1 in Canada hanno evidenziato che le conoscenze acquisite, per quanto elevate, nonpotevano essere ritenute sufficienti per lo sviluppo della filiera. In quasi tutti i paesi che si eranoattivamente impegnati nello studio dei BLW (Canada, Gran Bretagna, Italia, Giappone) è statoritenuto che lo sforzo ulteriormente richiesto per il completamento delle competenze necessarie, nonpoteva ritenersi giustificato, anche in considerazione del grado di sviluppo e di commercializzazioneormai raggiunto dai CANDU.

In questo momento soltanto il Giappone sembra mostrare un ragionevole, anche se limitato, interesseper questa filiera.

Pur prendendo pienamente atto della situazione attuale, si ritiene comunque opportuno dare almenoalcuni cenni sui BLW, non solo per ovvi motivi di completezza, ma anche per doverosoriconoscimento al contributo fornito dall'Italia per iniziativa del CISE, che si è concretizzato nelprogetto e nella costruzione del reattore CIRENE.

4.5.2 Illustrazione Sommaria di un BLW

Nel presente paragrafo sono sommariamente fornite indicazioni di larga massima sulla struttura delreattore BLW, con particolare riferimento agli elementi dell'impianto che lo differenziano dal reattoreCANDU.

La struttura del nocciolo è del tutto analoga a quella degli HWR (a tubi in pressione), con la unicafondamentale differenza che il fluido termovettore circolante all'interno dei tubi di forza è costituitoda acqua naturale in cambiamento di fase.

L'acqua è inviata nel canale attraverso i tubi di ingresso del refrigerante in condizione di leggerosottoraffreddamento, vaporizza parzialmente nell'attraversamento del canale per effetto del caloreasportato dal combustibile, per raggiungere all'uscita dello stesso un titolo medio dell'ordine del30%.

La miscela acqua-vapore, attraverso i tubi di uscita del refrigerante, è immessa nel corpo cilindrico,dove si ha la separazione del vapore, direttamente inviato in turbina, dall'acqua che, mescolata conquella di alimento proveniente dal condensatore, viene ricircolata nel reattore.

Tenendo presente che la moderazione del nocciolo è prevalentemente affidata all'acqua pesantecontenuta nella calandria, la densità media del refrigerante nel canale deve essere abbastanza bassa(circa 300. kg/m3), in modo da mantenere le catture neutroniche da parte dello stesso a valorisufficientemente modesti da consentire l'impiego, come combustibile, dell'UO2 naturale.

Come emerge chiaramente da quanto detto sopra, lo schema funzionale del sistema di refrigerazionedi un BLW è del tutto corrispondente a quello di un BWR.

Altro elemento caratteristico della filiera è la disposizione dei tubi di forza e, conseguentemente, diquelli di calandria che in tutti gli impianti realizzati sono sistemati con asse verticale, anzichéorizzontale, come nei CANDU. Con tale disposizione, è possibile operare il ricambio delcombustibile facendo ricorso ad una sola macchina disposta al di sotto del nocciolo.

Il ricambio viene effettuato con l'impianto in esercizio, consentendo pertanto l'adozione di un ciclopressoché continuo, con possibilità di realizzare anche lo shuffling assiale del combustibile, tenendopresente che, come nei CANDU, all'interno dei tubi in pressione vengono caricati diversi spezzoni dicombustibile, ciascuno dei quali costituito da un fascio di barrette.

I problemi relativi al controllo, alla dinamica ed alla stabilità del reattore sono talmente complessi edelicati da non poter essere certamente analizzati in questa breve nota.



A maggiore chiarimento e specificazione di quanto è stato sopra sommariamente esposto, sonoriportate nelle Figura 4.15 e Figura 4.16 e nella Tabella 4.3, rispettivamente, la sezione verticale diun BLW, il diagramma di flusso semplificato e le principali caratteristiche del reattore CIRENE.

Figura 4.15: Sezione verticale di un BLW



Figura 4.16: Diagramma di flusso semplificato del reattore CIRENE



Potenza termica 130 MWt

Potenza elettrica 40 MWe + 36 con UO2 naturale (centr.)

Numero dei canali di potenza 60 + 24 con UO2 arr.(perif.)

Caratteristiche dei tubi di forza: Dimensioni Φe/Φi = 112/106 mm

Materiale Zircaloy 2

Caratteristiche dei tubi di isolamento: Dimensioni Φe/Φi = 126/124 mm

Materiale Zircaloy 2

Tipo di reticolo quadrato con passo pari a 28.5 cm

Tipo di combustibile UO2

Tipo di elemento spezzone con 19 barrette di altezza pari a 50 cm

Numero spezzoni nel canale 8

Peso del combustibile 12.5 t

Potenza specifica media 10 kWt/kg

Tipo di moderatore D2O

Peso compless. del moderatore 50 t

Tipo di refrigerante H2O bollente

Entalpia refrigerante in ingresso 267.2 kCal/kg

Titolo medio all'uscita 25 %

Caratteristiche del vapore saturo a 48 ata

Tabella 4.3: Principali caratteristiche del reattore CIRENE

4.6 Considerazioni Ingegneristiche Relative ai Tubi in Pressione

4.6.1 Criteri Seguiti nella Progettazione dei Tubi di Forza

I tubi in pressione dei reattori ad acqua pesante finora costruiti sono stati realizzati, all’inizio inZircaloy-2, successivamente, in Zr-2.5%Nb, lavorati a freddo. Quest’ultima lega è stata utilizzata perla prima volta nelle unità 3 e 4 della centrale di Pickering. Nella costruzione dei tubi di forza delprototipo del reattore di “Fugen” è stata invece impiegata la lega Zr-2.5% Nb trattata a caldo.

Per quanto i materiali suddetti non siano tra quelli previsti nelle ASME Code, i valori limiti diprogetto sono stati definiti in modo del tutto analogo a quello seguito nelle ASME III. A talenormativa si fa peraltro normalmente riferimento nella progettazione delle componenti suddette.

In accordo con quanto sopra riportato, il valore limite della tensione ammissibile in fase di progettoviene identificato con il più basso tra quelli seguenti:

• 1/3 del carico di rottura;



• 2/3 del carico di snervamento;

• 0.8 del valore minimo della tensione che porta a rottura dopo 100,000. ore di funzionamento.

I valori delle caratteristiche meccaniche prese a riferimento sono ovviamente quelle relative allatemperatura di funzionamento (≈ 300. °C per gli attuali reattori HWR).

Per le leghe finora impiegate il valore limitante è quello corrispondente ad 1/3 del carico di rottura.Si ricorda, a titolo di esempio, che per le leghe Zr-2.5% Nb trattate a caldo, si hanno allatemperatura di 300. °C i valori seguenti:

• 1/3 del carico di rottura 18.3 kg/mm2

• 2/3 del carico di snervamento 26.7 kg/mm2

• 0,8 del valore minimo della tensione che porta a rottura dopo 100,000. ore 36.1 kg/mm2

Per la lega Zr-2.5% Nb lavorata a freddo il valore limite di progetto è pari a 14.8 kg/mm2, ancoracorrispondente a 1/3 del carico di rottura.

In accordo con la normativa ASME prima ricordata, vengono prese in considerazione le seguenticondizioni di carico:

Pm < Sm

P1 + Pb < 1.5 Sm

P1 + Pb + Q < 3 Sm

dove:

Pm intensità di sforzo relativo alle tensioni membranali generali;

P1 intensità di sforzo relativo alle tensioni membranali locali;

Pb intensità di sforzo relativo alle tensioni flessionali;

Q intensità di sforzo relativo alle tensioni secondarie;

Sm valore limite della tensione di progetto determinata secondo quanto prima indicato.

Il carico prevalente agente sui tubi di forza è rappresentato dalla pressione del fluido refrigerante. Lapressione di progetto è generalmente fissata ad un valore di circa 100. psi (7. kg/cm2) al di sopradella pressione di esercizio. Quest’ultima, nei reattori refrigerati con acqua pesante in pressione èpari a circa 100. kg/cm2. La temperatura di progetto è invece quella che si avrebbe per una potenzanel canale pari al 115% della potenza nominale (intorno a 300. °C). Tale incremento della potenzanominale tiene conto sia della sovrapotenza locale dovuta all’inserimento nel canale di elementi dicombustibile fresco, sia della possibile sovrapotenza generale dell’impianto. Si ritiene che la primacausa possa dar luogo ad una sovrapotenza del 10% e la seconda ad una sovrapotenza del 5%rispetto al valore nominale.

In aggiunta al carico di pressione, il tubo di forza è soggetto ad altri carichi meccanici, il piùimportante dei quali, per reattori tipo CANDU con tubi ad asse orizzontale, è costituito dal peso delcombustibile. Altri carichi sono quelli dovuti all’interazione con la macchina per il ricambio delcombustibile ed infine il momento indotto sui tubi di forza dalle tubazioni di ingresso e di uscita delfluido refrigerante collegate ai tratti terminali dei tubi in acciaio inossidabile mandrinati sui tubi diforza, aventi assi perpendicolari agli stessi tubi di forza.



La presenza dei carichi meccanici suddetti porta generalmente ad un aumento di circa il 2% dellospessore del tubo di forza, rispetto a quello che sarebbe necessario prendendo in considerazionesoltanto le sollecitazioni dovute alla pressione interna.

4.6.2 Fenomeni di Creep

Nella progettazione dei tubi di forza particolare attenzione viene rivolta ai fenomeni di creep cuiconseguono aumenti del diametro e della lunghezza dei tubi.

La velocità di crescita delle deformazioni dovute al creep è influenzata: dal flusso neutronico veloce;dal carico agente e dalla temperatura di funzionamento.

Le numerose esperienze eseguite in proposito hanno mostrato che in un ristretto campo dellevariabili interessate, che copre però i valori di interesse per il progetto, tale velocità può esserevalutata utilizzando relazioni del tipo:

ε = K φ σ (T - 160.)

dove:

ε velocità di deformazione in hr-1

K coefficiente determinato sperimentalmente

φ flusso neutronico veloce in n/cm2s

σ tensione circonferenziale in psi

T temperatura di progetto in °C

Il coefficiente K assume per i diversi materiali i seguenti valori:

4.0 x 10-27 per lo Zircaloy-2

1.4 x 10-27 per la lega Zr-2.5% Nb lavorata a freddo

2.2 x 10-27 per la lega Zr-2.5% Nb lavorata a caldo

I valori ammessi in fase di progetto per la deformazione massima radiale sono dell’ordine del 2÷3%dopo 240,000. ore di funzionamento. E’ stato sperimentalmente accertato che la velocità dideformazione in direzione assiale è pari a circa il 70% di quella in direzione radiale.

4.6.3 Controllo di Qualità

Per avere adeguate garanzie che i tubi in pressione soddisfino ai richiesti requisiti di qualità, ciascuntubo è sottoposto alle seguenti verifiche:

• esame mediante ultrasuoni, atto a rivelare la presenza di difetti con profondità maggiore o ugualeal 3% dello spessore del tubo e lunghezza maggiore o pari a mezzo pollice;

• controllo dello spessore effettuato per l’intera lunghezza del tubo, lungo quattro generatrici;

• prova idraulica effettuata a temperatura ambiente ad una pressione pari a due volte quella diesercizio;

• ispezione visiva delle superfici interne ed esterne del tubo, atta a consentire la identificazione dieventuali difetti superficiali non rilevati con l’esame a mezzo di ultrasuoni.

Nella progettazione dei tubi in pressione si tiene conto anche dei fenomeni di corrosione e dierosione, nonché degli effetti dello sfregamento tra i tubi stessi e gli spezzoni degli elementi di



combustibile. In relazione a quanto sopra, lo spessore dei tubi viene convenientemente maggioratosulla base delle informazioni ottenute sperimentalmente.

4.6.4 Propagazione di Difetti nei Tubi in Pressione

E’ stato sperimentalmente verificato che, nelle condizioni operative previste (T = 300. °C;σ = 21,000. psi) la lunghezza critica Lc delle fessure passanti attraverso lo spessore, è pari a circa:

Lc = 2 inches, per materiale irraggiato;

Lc = 3 inches, per materiale non irraggiato.

E’ stato anche accertato che è estremamente improbabile avere fessure non passanti con lunghezzesuperiori a due volte lo spessore. Essendo lo spessore dei tubi pari a circa 0.16 inches, sarà alloraquasi impossibile avere fessure non passanti di lunghezza superiore a 0.32 inches (circa 1/6 dellalunghezza critica).

La presenza di una fessura passante determinerà un rilascio di refrigerante (acqua pesante) nel gascontenuto nell’intercapedine fra il tubo di forza e quello di calandria e potrà pertanto esserefacilmente e tempestivamente rivelata dal sistema di campionamento e di analisi del gas stesso. Esistepertanto la possibilità di un adeguato accertamento dei difetti prima che questi raggiungano ledimensioni critiche. Qualora venga identificata nel modo suddetto la presenza di difetti, si deveprocedere all’arresto dell’impianto ed alla sostituzione del tubo lesionato. Ciò ha evidenticonseguenze sulla continuità dell’esercizio, ma non ha significativa rilevanza per la sicurezza.

Nell’esercizio degli impianti si sono avute fessurazioni di tubi di forza. Tali tubi sono statiimmediatamente individuati e tempestivamente sostituiti in tempi dell’ordine della settimana.

L’analisi accurata dei tubi lesionati ha evidenziato la presenza di difetti passanti attraverso lospessore la cui lunghezza non è stata in nessun caso superiore a 0.2 inches. I difetti eranogeneralmente localizzati in prossimità dei collegamenti tra i tubi stessi ed i terminali in acciaioinossidabile.

Per quanto le numerose esperienze condotte su fasci di tubi non irraggiati sembrino mostrare che unarottura rapida di un tubo di forza non dovrebbe portare alla propagazione a catena di rotture nei tubicircostanti con conseguenze che, qualora ciò si verificasse, potrebbero risultare estremamentepesanti, la filosofia di sicurezza del nocciolo di un reattore ad acqua pesante è basata in primo luogosulla possibilità di una sicura individuazione dei tubi difettosi prima che i difetti presenti raggiunganodimensioni prossime a quelle critiche.

A conclusione di questa nota, si riportano per informazione le dimensioni dei tubi di forza di untipico reattore tipo CANDU:

( ) ( )diametro ernoint . .. .= =−+

−+4 64 117 80

0 03000 76 in mm

spessore = (0.169 ± 7.5%) in = (4.3 ± 0.032) mm



5. REATTORI MODERATI A GRAFITE E REFRIGERATI A GAS

5.1 Cenni Storici

Nel 1953 fu iniziata in Gran Bretagna una significativa attività di ricerca e sviluppo tendente allarealizzazione di impianti nucleari da utilizzare contemporaneamente sia per la produzione dimateriale fissile (Plutonio) per usi militari che di energia elettrica. Poiché il Paese non potevadisporre in tempi brevi di uranio arricchito o di acqua pesante, fu deciso di fare riferimento ai reattorimoderati a grafite e refrigerati a gas, alimentati con uranio naturale in forma metallica.

Mentre gli attuali reattori ad acqua naturale discendono dai prototipi sviluppati per i sommergibili apropulsione nucleare, i reattori grafite-gas, indicati nel seguito con la sigla GCR (Gas CooledReactors) hanno i loro progenitori nei reattori plutonigeni e, con riferimento alla Gran Bretagna, aidue reattori di Windscale. Tali reattori erano refrigerati con aria in ciclo aperto e funzionavano abassa temperatura. Si ricorda che nell'unità 1 si verificò nel 1957 un grave incidente, innescato dafenomeni di instabilità nel rilascio dell'energia accumulata nella grafite (Effetto Wigner), con rilascisignificativi all'esterno di materiale radioattivo.

Nell'ambito del programma di attività sopra indicato, a questi reattori fece seguito la costruzione diotto impianti di piccola potenza (quattro dei quali a Calder Hall e gli altri quattro a Chapel Cross)che entrarono in funzione fra il 1956 e il 1959. Rispetto a quelli plutonigeni di Windscale, questireattori erano caratterizzati dall'impiego di una particolare lega di magnesio (Magnox) per lacostruzione delle guaine e dall'uso della CO2 in ciclo chiuso come refrigerante, con temperature diuscita dal nocciolo sufficientemente elevate da consentire la utilizzazione del calore generato perfissione per la produzione di energia elettrica. Veniva invece confermata la scelta della grafite edell'uranio naturale metallico come moderatore e come combustibile. Poiché il Magnox è statoimpiegato esclusivamente in questo tipo di reattori, gli stessi vengono solitamente indicati anchecome “Reattori Magnox”.

L'entrata in servizio, nel 1956, della prima unità di Calder Hall dimostrò per la prima volta nel mondola effettiva possibilità dell'impiego dell'energia nucleare da fissione per scopi pacifici e, in particolare,per la produzione di energia elettrica.

Nel 1955, prima ancora dell'entrata in funzione della centrale di Calder Hall, fu varato dal Governoinglese il primo programma nucleare (White Paper) che prevedeva la realizzazione entro il 1975 diuna potenza elettrica installata compresa fra 1,500. e 2,000. MWe.

Successivamente, a seguito delle crescenti difficoltà nell'approvvigionamento del carbone (1956) edella prima crisi di Suez (1957), il programma venne rivisto e notevolmente ampliato. Al suocompletamento (1969) erano state costruite 26 unità Magnox per una potenza complessiva di circa5,000. MWe. Fra queste, 20 sono ancora in esercizio e le altre 6 sono state fermate nel periodocompreso fra il 1989 e il 1993.

Oltre al Regno Unito, dimostrarono concreto interesse per questa filiera di reattori anche la Francia,l'Italia ed il Giappone. Particolarmente significative sono state le attività sviluppate in Francia. Ai trereattori di piccola potenza realizzati a Marcoule fra il 1956 e il 1960, fecero seguito: le tre unità diChinon, le due unità di St Laurent e infine la centrale di Bugey. Le sei unità suddette, aventicomplessivamente una potenza elettrica di circa 2,000. MWe, entrarono in servizio commerciale frail 1964 e il 1972. E' interessante ricordare che i francesi, per primi, impiegarono recipienti inpressione in calcestruzzo precompresso anziché quelli tradizionali in acciaio. Questa soluzione,fortemente innovativa, si dimostrò particolarmente interessante, tanto da essere statasistematicamente adottata anche dagli inglesi nelle due ultime centrali Magnox costruite (Oldbury eWylfa) e nelle successive unità della filiera AGR.



Questi reattori, come stato prima ricordato, suscitarono un certo interesse anche in Italia ed inGiappone, che si concretizzò nella costruzione delle centrali di Latina e di Tokay-Mura. La centraledi Latina fu ordinata dalla SIMEA (Società elettrica dell'ENI) alla TNPG (The Nuclear PowerGroup) inglese nel 1958 ed entrò in funzione agli inizi del 1964. La centrale è stata chiusa nel 1987.La centrale di Tokay-Mura, ordinata dalla Japco alla GEC (General Electric Co.) inglese nel 1959,entrò in servizio commerciale nel 1965 ed è ancora in esercizio.

Nel complesso, sono state realizzate nel mondo 37 unità Magnox per una potenza installata di circa8,000. MWe. Nello sviluppo della filiera furono apportate significative modifiche, orientateprevalentemente all'innalzamento del livello di sicurezza ed alla riduzione dei costi. Le più importantifra queste saranno esaminate nel capitolo successivo. Purtuttavia, fu dimostrato che il costo diproduzione dell'energia elettrica dell'ultima centrale in costruzione (Wylfa) sarebbe stato, almenosulla carta, di poco superiore e decisamente maggiore a quello relativo, rispettivamente, alle centralia carbone ed alle centrali nucleari ad acqua naturale di pari potenza.

Non potendosi ragionevolmente attendere ulteriori sensibili miglioramenti a causa delle limitazioniintrinseche del reattore in questione (bassi valori delle temperature ammissibili per il combustibile eper il Magnox), il Governo inglese decise di intraprendere una nuova linea di attività orientata versola utilizzazione di un reattore a gas di tipo avanzato (AGR), il cui prototipo (Windscale AGR) dellapotenza di 33. MWe, era entrato in funzione nel 1963. L'esame delle offerte presentate a livellointernazionale per la realizzazione della centrale di Dungeness B (costituita da due unità da 600.MWe) relative, rispettivamente, all'impiego di reattori AGR e di reattori PWR di tipo americano,sembrò essere favorevole agli AGR. Tenendo conto dei risultati dell'esame, il Governo inglese decisel'adozione dei reattori AGR, con il definitivo abbandono della filiera Magnox dopo il completamentodell'ultima centrale in costruzione.

Dopo la costruzione del reattore sperimentale da 33. MWe, entrato in funzione a Windscale nel1962, sono state realizzate nella Gran Bretagna, fra il 1796 e il 1989, sette centrali, ciascuna dellequali costituita da due unità AGR da 650 MWe. Tutte le centrali suddette sono ancora regolarmentein servizio. Si deve ricordare che il programma di costruzione subì ritardi considerevoli per difficoltàtecniche ed amministrative di tipo diverso tanto che il primo reattore, la cui costruzione era iniziatanel 1966, entrò in servizio solo nel 1982. Il futuro di questa filiera fu al centro di numerosi dibattiti inGran Bretagna e alla fine, ancora prima del completamento del programma inizialmente definito, fudeciso di rinunciare alla costruzione di altre centrali AGR.

Si ritiene doveroso sottolineare che, contrariamente a quanto si era verificato per i reattori Magnox,nessun altro Paese dimostrò interesse per la filiera AGR.

L'impiego della grafite come moderatore e di un gas come refrigerante fece intravedere la possibilitàdi utilizzare l'energia nucleare per la produzione di calore ad alta temperatura. Con temperature delgas in uscita dal nocciolo prossime a 800. °C sarebbe stato ovviamente possibile aumentare ilrendimento di un tradizionale ciclo a vapore, ma poteva anche essere presa in seria considerazionel'adozione di un ciclo chiuso con turbine a gas da installare all'interno del contenitore in calcestruzzo,con l'eliminazione dell'edificio turbina e di tutte le altre componenti tradizionali del ciclo indiretto avapore.

Il calore disponibile ai livelli di temperatura sopra indicati poteva anche essere direttamenteimpiegato per lo sviluppo di processi industriali di particolare importanza quali, ad esempio, lagassificazione del carbone, la produzione di ferro ed acciaio, la produzione per via termochimicadell'idrogeno, ecc. Questa ultima possibilità apriva ulteriori interessanti prospettive all'usodell'energia nucleare, in aggiunta a quelle cui si era fatto normalmente riferimento.

I problemi da affrontare ed i conseguenti costi da sostenere per lo sviluppo di questo nuovo tipo direattore sarebbero stati sicuramente rilevanti, ma apparivano pienamente giustificati dall'importanza edal valore strategico dell'impresa. In questa prospettiva, fu definito nella Gran Bretagna un



consistente programma di ricerca e sviluppo. Tale programma, avviato inizialmente a livellonazionale, fu poi sviluppato nel quadro di un accordo internazionale coordinato dall'OECD e portòalla costruzione di un impianto sperimentale (Reattore Dragon) da circa 20. MWt, entrato infunzione nel 1966 presso il Centro di Winfrith.

Questa nuova filiera di reattori, indicata con l'acronimo HTGR (High Temperature Gas CooledReactors), viene comunemente considerata come ulteriore sviluppo dei reattori a gas dopo i Magnoxe gli AGR. Questo è in parte vero, ma tenendo conto dei particolari obbiettivi cui questo reattore fariferimento, molti ritengono giustamente che gli HTGR costituiscono una filiera a sé stante. D'altraparte, a conferma di questa ipotesi, si deve rilevare che anche Paesi (Stati Uniti e Germania) che nonavevano mai preso in seria considerazione la utilizzazione dei Magnox e degli AGR, mostraronoinvece un concreto interesse per gli HTGR.

Nella Germania fu portato avanti un consistente programma nazionale per lo sviluppo di un reattore“a letto fluido” il cui combustibile è racchiuso in sfere di grafite caricate nel reattore e refrigerate dalfluido termovettore. Un prototipo da 15. MWe entrò in funzione nel 1968 presso il Centro di Julich,mentre il THTR (Thorium High Temperature Reactor) da 300. MWe è entrato un servizio a Uentropnel 1986. Ambedue gli impianti sono attualmente fuori servizio.

Nell'ambito di un significativo programma di ricerca e sviluppo promosso dall'AEC, fu costruito aPeach Bottom nel 1966 un reattore prototipo da 40. MWe, cui fece seguito il reattore dimostrativodi Fort St.Vrain da 330. MWe. Quest'ultimo, diventato critico nel febbraio del 1974, è entrato inservizio commerciale nel 1979, ma ha raggiunto la piena potenza solo alla fine del 1981. Ambeduegli impianti sono attualmente fuori servizio.

Nel 1975 la Gulf General Atomic, impegnata fin dall'inizio nel programma americano di sviluppodegli HTGR, ha dovuto rinunciare alla fornitura di ben sette centrali da 1,000. MWe per lacancellazione dei relativi ordini.

Per quanto le informazioni sopra riportate sembrino dimostrare una sostanziale caduta di interesseper gli HTGR, non si ritiene di poter affermare di trovarsi di fronte ad una filiera definitivamenteabbandonata, in quanto le sue peculiari caratteristiche: produzione di calore ad alta temperatura edecisamente maggiore sicurezza intrinseca, potrebbero determinare una ripresa di interesse inqualsiasi momento. Per quanto attiene, in particolare, agli aspetti di sicurezza, si deve osservare chepossibile realizzare un impianto di potenza nel quale, in caso di incidente, possibile smaltire il caloreresiduo in modo totalmente passivo, facendo riferimento soltanto alla conduzione termica eall'irraggiamento verso l'esterno.

Nei capitoli successivi si procederà ad una sommaria illustrazione critica delle diverse filiere deiGCR.

5.2 Reattori tipo Magnox

5.2.1 Considerazioni Generali

Il reattore in esame è un reattore termico, moderato a grafite, refrigerato con CO2 ed alimentato conuranio naturale metallico. Il reattore discende direttamente da quelli plutonigeni, fa riferimento amateriali e combustibili dalla tecnologia ben nota e non richiede per il suo funzionamento ladisponibilità di impianti di separazione isotopica. Il refrigerante impiegato è di facile reperimento abassi costi. L'impiego di uranio naturale e grafite richiede la utilizzazione di combustibile in formametallica in quanto, anche in assenza di ulteriori assorbimenti neutronici, non sarebbe possibileottenere la reattività richiesta con l'uso di combustibili ceramici quali, ad esempio, l'UO2. Si devealtresì mettere in evidenza che anche con tale scelta si impone, per motivi di economia neutronica,l'impiego nel nocciolo di materiali strutturali caratterizzati da sezioni di assorbimento particolarmente



basse. Per questo motivo fu utilizzata per la costruzione delle camicie una particolare lega dimagnesio, denominata Magnox (Magnesium No Oxidation) del tipo AL 80.

Da Tabella 5.1 a Tabella 5.4 sono riportate rispettivamente le principali caratteristiche dell'uranionaturale in forma metallica; della grafite a purezza nucleare; del Magnox AL 80 e della CO2.

Alle scelte adottate, conseguono pesanti limitazioni nelle prestazioni del nocciolo, come di seguitospecificato:

a) la temperatura massima del combustibile deve rimanere inferiore a quella di transizione di fasedell'uranio metallico (661. °C);

b) la temperatura massima della camicia deve rimanere al di sotto di 450. °C; oltre tale limite lecaratteristiche meccaniche del Magnox non sarebbero accettabili:

c) la temperatura del refrigerante non deve superare 400. °C per esigenze di compatibilità con lagrafite;

d) il burn-up medio del combustibile allo scarico dal nocciolo deve essere molto basso (circa 3,000.MWd/t) per non compromettere l'integrità strutturale delle camicie;

e) la temperatura delle grafite deve, da un lato, essere inferiore a circa 600. °C per mantenere inlimiti accettabili i processi di ossidazione di trasporto del carbonio e deve, dall'altro lato, nonscendere al di sotto di circa 200. °C per evitare fenomeni di instabilità nel rilascio dell'energiaaccumulata (effetto Wigner). Per garantire il rispetto della prima condizione è necessarioprovvedere durante l'esercizio ad un adeguato raffreddamento della grafite, tenendo presente chela potenza prodotta nel moderatore è pari a circa il 6% di quella totale;

f) la potenza di pompaggio, fortemente dipendente dalla pressione del gas nel circuito primario edalla sua temperatura all'ingresso della soffiante, è comunque molto elevata, con conseguenteriduzione della potenza elettrica netta.

Il rispetto dei limiti intrinsecamente connessi al tipo di reattore ha pesanti effetti sul costo diproduzione dell'energia elettrica che rimase più elevato di quello raggiungile con impianti di altrotipo, nonostante i significativi miglioramenti introdotti durante lo sviluppo della filiera.



Struttura cristallina

Fase α (ortorombico) per t < 661. °C

Fase β (tetragonale) per 661. °C < t < 771. °C

Fase Γ (cubico c.c.) per 771. °C < t < tf

Temperatura di fusione, tf (°C) 1,130.

Densità, ρ (g/cm3) 19.

Conducibilità termica, k (W/cm K) 0.268 a 100. °C

0.356 a 500. °C

0.401 a 700. °C

Sezione di assorbimento σa (barn) 7.6

Sezione di fissione σf (barn) 4.2

Tabella 5.1: Principali caratteristiche dell'uranio naturale in forma metallica.

Densità, ρ (g/cm) 1.73

Calore specifico, c (cal/g °C) 0.36

Coefficiente di espansione termica, α(106 /°C) 1.4 ÷ 2.6 (1)

3.6 ÷ 4.3 (2)

Conducibilità termica, k (W/m K) 150. (1)

100. (2)

Sezione di assorbimento, σa (barn) 0.004

Decremento logaritmico medio 0.158

Potenza di rallentamento 0.060

Rapporto di moderazione 175

(1) in direzione parallela all'asse di estrusione

(2) in direzione normale all'asse di estrusione

Tabella 5.2: Principali caratteristiche della grafite impiegata nei reattori Magnox.



Composizione:

Mg: 99.20 %

Al: 0.80 %

Be: 0.01 %

Densità, ρ (g/cm3) 1.74

Conducibilità termica, k (cal/cm s K) 0.29

Carico di rottura a trazione, σr (kg/cm2) 15.0 a temperatura ambiente

Allungamento a rottura, ε (%) 8.0 a temperatura. ambiente

Sezione di assorbimento, σa (barn) 0.07

Tabella 5.3: Principali caratteristiche del Magnox AL 80.

Densità, ρ (g/cm3) 1.7 x 10-3

6.6 x 10-4

Calore specifico, c (cal/g °C) 0.20

0.28

Viscosità, η (centipoise) 1.5 x 10-2

3.4 x 10-2

Conducibilità termica, k (cal/cm s K) 4.1 x 10-5

13.1 x 10-5

Numero di Prandtl, Pr 0.77

0.73

N.B. I valori riportati nelle prime e nelle seconde righe si riferiscono, rispettivamente, alletemperature di 20. °C e di 500. °C.

Tabella 5.4: Principali caratteristiche fisiche della CO2.



5.2.2 Struttura dell'Impianto

Viene fornita nel seguito una breve illustrazione del nocciolo del reattore e delle principalicomponenti dell'isola nucleare dell'impianto.

Il nocciolo è costituito da una struttura di grafite, formata da elementi prismatici collegati fra lorocon linguette. Nel blocco di grafite, che è appoggiato sulla griglia di sostegno, sono realizzatinumerosi canali cilindrici con asse verticale. All'interno di ciascun canale è alloggiato l'elemento dicombustibile, formato da un certo numero di barrette appoggiate le une sulle altre. La barrettainferiore è appoggiata su un apposito supporto collegato rigidamente alla griglia di sostegno. Talesupporto è dotato di uno smorzatore di urti e di un sistema per la regolazione della portata delrefrigerante nel canale.

Ogni barretta è costituita da un lingotto di uranio naturale collocato all'interno di un tubo in Magnox,alettato esternamente, chiuso all'estremità con tappi saldati che consentono il correttoposizionamento della barretta nel canale. Il tappo superiore è anche dotato di un sistema di presa peril ricambio del combustibile, che viene effettuato con il reattore in funzione a piena potenza.

Il gas (CO2) in pressione, circolante all'interno del canale, lambisce la superficie esterna dellebarrette, provvedendo alla loro refrigerazione. I regolatori posti all'ingresso di ciascun canale,consentono di aggiustare la portata del gas in relazione alla distribuzione radiale di potenza. Taleaggiustaggio viene eseguito una volta per tutte prima della messa in funzione dell'impianto, in quantola variazione della potenza nel canale durante l'esercizio del nocciolo è relativamente modesta (15%).

La refrigerazione della grafite è assicurata dalla circolazione della CO2 in canali paralleli a quelli neiquali è collocato il combustibile. In altri canali, diversi da quelli prima indicati, ma ad essi paralleli,scorrono le barre di controllo, la cui parte assorbente è costituita da lingotti di acciaio al borocollocati all'interno di tubi in acciaio inossidabile. In relazione alle funzioni loro assegnate, essevengono normalmente indicate come: barre di avviamento, di sicurezza e di regolazione. Questeultime, dette anche barre settoriali, agiscono separatamente nei diversi settori della parte centrale delnocciolo. Il loro posizionamento determina una migliore distribuzione del flusso neutronico indirezione radiale ed il loro spostamento nel canale consente di mantenere in limiti molto modesti ladifferenza della temperatura del gas in uscita dai diversi canali.

Il nocciolo del reattore è collocato all'interno di un recipiente in pressione (in acciaio nelle primeunità ed in calcestruzzo precompresso nelle ultime) al quale sono collegate le tubazioni di ingresso edi uscita del refrigerante. La parte superiore del “vessel” è dotata di un conveniente numero dipenetrazioni utilizzate per il passaggio dei terminali delle barre di controllo e per la movimentazionedel combustibile. Il recipiente in pressione è sistemato all'interno di una struttura in calcestruzzo(schermo primario), refrigerata con aria. Uno schermo secondario, esterno al primo, racchiudel'intero reattore.

Nella Figura 5.1 e nella Figura 5.2 sono rispettivamente riportate in forma schematica le sezioniverticali di un reattore Magnox della prima e della seconda generazione. Nella Figura 5.3 è riportatala sezione orizzontale del nocciolo di un reattore Magnox. Nella Figura 5.4 è schematizzata labarretta di combustibile di un reattore Magnox. Nella Figura 5.5 è rappresentato in forma schematicail dispositivo di sostegno dell'elemento di combustibile.

Il refrigerante “caldo”, in uscita dal nocciolo, è inviato nella parte alta del generatore di vaporeall'interno del quale sono collocati i fasci tubieri (economizzatori, evaporatori, surriscaldatori)percorsi dal fluido secondario (acqua, miscela acqua - vapore e vapore) in uscita dal condensatore. Ilvapore surriscaldato prodotto viene quindi inviato in turbina. La CO2 “fredda” in uscita dalgeneratore arriva nella parte bassa del vessel al di sotto della griglia di sostegno del nocciolo e fluiscenei canali ove sono posizionati gli elementi di combustibile. La prevalenza necessaria per assicurare



la circolazione del refrigerante è fornita da soffianti assiali, azionate da motori elettrici a frequenzavariabile, poste a valle dei generatori di vapore.

Per limitare la temperatura del gas all'ingresso della soffiante (la potenza di pompaggio per unità dimassa è, a pari prevalenza, direttamente proporzionale a tale temperatura) e per averecontemporaneamente produzione di vapore di elevate caratteristiche, compatibilmente con lelimitazioni imposte dal relativamente basso valore della temperatura massima della CO2, vengonoimpiegati generatori di vapore a due pressioni con l'evidente obbiettivo di avvicinare per quantopossibile la curva di raffreddamento del gas primario a quelle relative al preriscaldamento,evaporazione e surriscaldamento del fluido secondario.

Negli impianti della prima generazione, con vessel in acciaio, i generatori di vapore erano sistematiall'esterno dell'edificio reattore; negli ultimi impianti, con recipiente in pressione in calcestruzzoprecompresso, i generatori sono invece collocati all'interno del recipiente stesso, con significativivantaggi per l'economia e per la sicurezza.

Nella Figura 5.6 è riportato a titolo di esempio, il diagramma di flusso della centrale Magnox diLatina.

Le prestazioni della centrale sono legate, a parità di altre condizioni, alla pressione della CO2 emigliorano all'aumentare di quest'ultima. L'aumento della pressione del gas determina infatti unadiminuzione della potenza di pompaggio ed un aumento della potenza specifica. Un preciso limite alvalore della pressione è certamente imposto dalla possibilità tecnologica di realizzare in sito, con larichiesta affidabilità, recipienti in pressione di grandi dimensioni. Per quanto fossero migliorate neltempo le tecnologie di fabbricazione, nei reattori della prima generazione caratterizzati dall'impiegodi vessel in acciaio, la pressione del fluido primario, pur aumentando nel tempo, rimase abbastanza aldi sotto di 20. kg/cm2. L'impiego di recipienti in pressione in calcestruzzo precompresso, utilizzatiinizialmente in Francia ed adottati anche nelle ultime centrali realizzate nella Gran Bretagna consentìdi operare a pressioni prossime a 30. kg/cm2.

Nella Tabella 5.5 sono riportate alcune importanti caratteristiche di centrali Magnox realizzate intempi successivi. L'esame dei dati riportati nella tabella consente un’immediata individuazione delprocesso di evoluzione della filiera.



Caratteristiche BRADWELL LATINA DUNGENESS WYLFA

Numero di reattori 2 1 2 2

Potenza termica (MWt) 531. 705. 840. 1,875.

Potenza elettrica (MWe) 150. 200. 275. 590.

Rendimento (%) 28.2 28.4 32.7 31.5

Temp. uscita refrigerante (°C) 390. 390. 410. 414.

Temp. ingresso refrigerante (°C) 180. 180. 250. 251.

Pressione refrigerante (kg/cm2) 9.3 13.8 19.0 27.0

Potenza specifica (kW/kg) 2.1 2.6 2.8 3.2

Dimensioni nocciolo Φ / H (m) 12.2 / 7.8 12.7 / 7.9 13.8 / 7.4 17.4 / 9.1

Densità di potenza (kW/l) 0.58 0.70 0.75 0.86

Temp. massima combustibile (°C) 580. 574. 615. 589.

Temp. massima camicia (°C) 440. 437. 473. 415.

Peso di uranio (t) 241. 268. 300. 595.

Peso della grafite (t) 1,200. 2,060. 1,500. 3,740.

Numero dei canali 2837 2930 3932 6150

Materiale contenitore acciaio acciaio acciaio calcestruzzoprecompresso

Numero GV 6 6 4 1

Caratteristiche del vapore: alta pressione

Pressione (kg/cm2) 54.6 52.3 100.0 46.8

Temperatura (°C) 374. 374. 393. 400.

Caratteristiche del vapore: bassa pressione

Pressione (kg/cm2) 15.0 13.7 38.7

Temperatura (°C) 374. 374. 391.

Entrata in servizio 1962 1964 1965 1971

Tabella 5.5: Principali caratteristiche di alcune centrali alimentate con reattori tipo Magnox.



Figura 5.1: Sezione verticale di un reattore Magnox della prima generazione (Latina).



Figura 5.2: Sezione verticale di un reattore Magnox con recipiente in calcestruzzo precompresso.



Figura 5.3: Sezione orizzontale del nocciolo del reattore di Latina.



Figura 5.4: Elementi di combustibile (spezzoni) di un reattore Magnox.



Figura 5.5: Dispositivo di sostegno degli elementi di combustibile di un reattore Magnox.



Figura 5.6: Diagramma di flusso della centrale di Latina.



5.3 Reattori AGR

5.3.1 Considerazione Generali sulla Filiera

Nonostante i sensibili miglioramenti ottenuti nello sviluppo della filiera, i reattori Magnox risultaronoeconomicamente non competitivi per le pesanti limitazioni intrinsecamente connesse alla tipologia delreattore. Nella Gran Bretagna fu allora deciso di sviluppare un nuovo tipo di reattore a gas checonsentisse un significativo innalzamento delle caratteristiche del vapore prodotto (con conseguenteaumento del rendimento) ed un migliore sfruttamento del combustibile. I reattori di questo tipovengono comunemente indicati con la sigla AGR, acronimo di “Advanced Gas Cooled Reactors”.

Ferme restando la moderazione a grafite e la refrigerazione a gas, nonché il mantenimento di altrescelte fondamentali di tipo impiantistico e gestionale (recipienti in pressione in calcestruzzoprecompresso; ricambio del combustibile con reattore in potenza; ecc.), già utilizzate con successonei reattori Magnox, furono introdotte numerose innovazioni, le più importanti delle quali vengonodi seguito riassunte:

a) adozione dell'acciaio inossidabile, in sostituzione del Magnox, per la costruzione delle camicie;

b) impiego, come combustibile, di UO2 arricchito, in sostituzione dell'uranio naturale in formametallica.

Le temperature ammissibili per i due materiali suddetti potevano consentire la produzione di calorenel reattore e, quindi, di vapore nel generatore, di elevate caratteristiche, nel rispetto dei limiti postidalle condizioni di compatibilità relative al refrigerante impiegato. A tale riguardo fu accertato che latemperatura della CO2 poteva essere aumentata fino a circa 650. °C, controllando l'ossidazione dellagrafite con l'aggiunta di metano (circa 1,000. ppm). Quest'ultimo, infatti, libera per radiolisi idrogenoriducendo l'ossigeno prodotto nella reazione:

CO CO O2 212

→ +

La utilizzazione di impianti di questo tipo consentiva la produzione di vapore surriscaldato concaratteristiche (p = 170. bar, t = 540. °C) identiche a quelle relative alle centrali termoelettricheconvenzionali, con rendimenti superiori al 40% ed impiego dei turbogeneratori tradizionali.

Le modifiche più significative all'isola nucleare che si resero necessarie in relazione alla nuovatipologia dell'impianto saranno sommariamente indicate nel paragrafo successivo. Si ritienecomunque opportuno esporre alcune considerazioni in merito alle scelte effettuate. La scelta primariaè indubbiamente rappresentata dal cambiamento del materiale incamiciante. Le altre ne sono inqualche modo una logica conseguenza.

L'abbandono del Magnox rende di fatto obbligatorio il ricorso all'uranio arricchito. Abbandonata lascelta strategica che era stata alla base dei reattori a Magnox (uso dell'uranio naturale), diventavanaturale fare ricorso a materiali strutturali ed a combustibili nucleari con caratteristiche ben note egestibili con tecnologie sostanzialmente provate. Ciò rende allora pienamente ragione della sceltadell'acciaio inossidabile, da un lato, e dell'UO2 dall'altro.

Non vi è dubbio che l'abbandono dell'uranio naturale rappresentò in qualche modo l'abbandono diuna componente fondamentale della linea politica per l'impiego dell'energia nucleare, che era stataperseguita per molti anni nel Regno Unito, ma è anche vero che la scelta del reattore cui si era fattoriferimento si era dimostrata perdente e che il valore strategico dell'impiego dell'uranio naturaleaveva assunto nel tempo sempre minore importanza per la crescente disponibilità e facilità diapprovvigionamento dell'uranio arricchito.



5.3.2 Nocciolo del Reattore e Struttura dell'Impianto

Il nocciolo del reattore è costituito da blocchi di grafite a sezione ottagonale e quadrata, collegati fraloro mediante linguette. I blocchi sono impilati gli uni sugli altri per 12 strati, il primo e l'ultimo deiquali funzionano da riflettore assiale. I blocchi a sezione ottagonale presentano un foro centralepassante per l'alloggiamento degli elementi di combustibile. Analoghi fori sono praticati al centro deiblocchi a sezione quadrata per il passaggio delle barre di regolazione, delle componenti dellastrumentazione, ecc., nonché per la circolazione della CO2 necessaria per la refrigerazione dellagrafite. (Figura 5.7). Il nocciolo è anche dotato di un riflettore radiale realizzato con blocchi digrafite. All'esterno dei riflettori sono presenti gli schermi assiali e radiale. Il nocciolo è appoggiato suuna griglia di sostegno collegata al fondo del recipiente in pressione. L'intero sistema costituito dalnocciolo e dagli schermi è racchiuso in una struttura in acciaio (struttura di convogliamento delrefrigerante) posta all'interno del recipiente in pressione in calcestruzzo precompresso.

Il nocciolo è alimentato con elementi contenenti combustibile con due differenti arricchimenti.Collocando gli elementi meno arricchiti nella zona centrale e quelli più arricchiti nella zona perifericadel nocciolo, si ottiene un marcato appiattimento della distribuzione radiale del flusso neutronico.Con arricchimenti a regime pari, rispettivamente, al 2% e al 2.5%, si raggiunge un burn-up medioallo scarico di circa 18,000. MWd/t.

L'elemento di combustibile è formato da un certo numero di spezzoni (generalmente otto) che sonofra loro connessi da una barra di collegamento in acciaio che ne consente il maneggio simultaneodurante le operazioni di refueling. Nella Figura 5.8 è schematicamente rappresentato uno spezzonedell'elemento. Ciascuno spezzone è costituito da un fascio di 36 barrette di UO2 arricchito (Φ pellets= 14.5 mm), con guaine in acciaio inox di lunghezza pari a 104. cm, contenute in un doppiomanicotto in grafite avente un diametro esterno pari a circa 24. cm.

La camicia, avente uno spessore di circa 0.4 mm, presenta all'esterno delle microalettaturecirconferenziali (aventi altezza e passo pari, rispettivamente, a 0.22 mm e 2. mm), dette “ribs” che,pur non determinando significativi aumenti della superficie esterna della barretta, sono atte aperturbare lo strato limite con conseguente aumento del coefficiente di scambio termico.

Le camicie ed i tappi di chiusura dellebarrette sono in acciaio fortemente legato(tipo NC 25/20) stabilizzato con niobio. Ilcomportamento di questo materiale faritenere che nelle condizioni operative (800.°C in atmosfera di CO2) lo spessoremassimo ossidato rimanga al di sotto di 0.1mm dopo 40,000. ore di funzionamento. Purtenendo conto dell'incremento del tasso dicorrosione connesso con un aumento dellatemperatura oltre il limite sopra indicato, idati disponibili consentono di affermare chela temperatura massima ammissibile per lacamicie possa arrivare a circa 850. °C.

Per ridurre il salto di temperaturaall'interfaccia fra le pastiglie e le camicie,queste ultime sono del tipo “collapsed”. Perevitare che durante il processo dicollassamento in fase di fabbricazione siproducano fessurazioni delle camicie, sonopreviste tolleranze molto strette per le

Figura 5.7: Posizionamento dei blocchi di grafite nelnocciolo di un AGR.



dimensioni radiali e la forma delle pastiglie e dello stesso tubo incamiciante, con conseguenti aumentidei costi di fabbricazione e di controllo. E' altresì necessario garantire che durante i numerosi ciclitermici cui i vari elementi sono sottoposti durante l'esercizio non si abbiano nella camiciasollecitazioni di entità sufficiente da determinare fenomeni di scollamento. Una preoccupazionecostante del progettista è comunque quella di garantire che la pressione interna dei gas rilasciati allafine dell'irraggiamento previsto (18,000. MWd/t) rimanga al di sotto della pressione del refrigeranteesterno. Se tale condizione non fosse rispettata, si potrebbe avere scollamento della camicia dallepastiglie con formazione di forti gradienti di temperatura nel “gap” e conseguente surriscaldamentodell'UO2. Ciò determinerebbe l'avvio di un processo instabile, in quanto all'aumento dellatemperatura del combustibile sarebbe conseguente un aumento del tasso di rilascio dei gasimmagazzinati nel combustibile stesso, con ulteriore innalzamento della pressione all'interno dellabarretta. Questo problema non è, per i reattori in questione, di facile soluzione in quanto la presenzadi più spezzoni all'interno dello stesso canale di potenza non rende conveniente la presenza all'internodelle barrette di un volume libero (plenum) per la raccolta dei gas rilasciati. Tenendo conto di questacircostanza, la soluzione adottata prevede:

a) la limitazione della temperatura massima dell'UO2 a valori relativamente bassi (1,600. ÷ 1,700.°C), molto inferiori a quelli normalmente ammessi per lo stesso tipo di combustibile impiegato inaltre filiere di reattori;

b) la utilizzazione di UO2 ad elevata densità;

c) l'impiego di pastiglie con facce incavate o, addirittura, di pastiglie forate per aumentare il volumelibero interno della barretta.

I primi due accorgimenti consentono una sostanziale riduzione del tasso di rilascio; il terzo permettedi ridurre la pressione interna, a pari quantità di gas rilasciato.

Il comportamento in esercizio degli elementi di combustibile realizzati e gestiti nel rispetto dellecondizioni suddette è stato pienamente soddisfacente. Si deve comunque osservare che, stante labassa temperatura dell'UO2, anche la eventuale fessurazione di alcune camicie non porta aconseguenze particolarmente significative. Esperienze eseguite in proposito nel reattore sperimentaledi Windscale hanno infatti dimostrato che è possibile esercire il reattore con camicie lesionate.

Il controllo della reattività è affidato a barre di assorbitori passanti all'interno di appositi canaliricavati per foratura dei blocchi di grafite del nocciolo. Alcune barre, realizzate in acciaio inox con il4% di boro, funzionano come barre di sicurezza, le altre, realizzate semplicemente in acciaio inox,come barre di regolazione.

Gli elementi di combustibile, collocati all'interno dei canali di potenza, sono refrigerati in “up flow”dalla CO2 mantenuta in circolazione nei canali stessi. La prevalenza necessaria per assicurare lacircolazione richiesta è assicurata dalle soffianti centrifughe poste internamente al recipiente inpressione, al di sotto dei generatori di vapore. All'uscita dalle soffianti, la portata della CO2 si dividein due parti: una parte è direttamente inviata nel plenum inferiore al di sotto del nocciolo del reattore,mentre l'altra parte, percorrendo dal basso verso l'alto un meato anulare, provvede alla refrigerazionedella struttura di convogliamento e fuoriesce nel duomo sovrastante il nocciolo. Questa parte dellaCO2 arriva quindi nel plenum inferiore (mescolandosi con quella proveniente direttamente dallasoffiante) dopo aver percorso dall'alto verso il basso i canali presenti nella grafite e nello schermolaterale, con conseguente refrigerazione delle due strutture suddette. Nella Figura 5.9 è riportato loschema di circolazione del fluido termovettore.

Il refrigerante entra nei canali alla pressione di circa 33. bar ed alla temperatura di circa 290. °C efuoriesce dagli stessi alla temperatura di circa 670. °C. La CO2 “calda” in uscita dai canali arrivanella zona sovrastante il duomo della struttura di convogliamento e da qui è immessa nei generatori



di vapore. Ciascun generatore, del tipo “once-through” ad asse verticale, contiene glieconomizzatori, l'evaporatore, due surriscaldatori ed un risurriscaldatore. Il vapore prodotto hapraticamente le stesse caratteristiche (p = 170. bar; t = 540. °C) di quello utilizzato nelle modernecentrali termoelettriche convenzionali e può essere quindi elaborato in turbogeneratori tradizionali. Ilrendimento complessivo della centrale risulta molto elevato, raggiungendo valori superiori al 40%.

I generatori di vapore sono collocati all'interno del recipiente in pressione, nella zona anulare esternaalla struttura di convogliamento e sono accessibili a reattore spento, grazie ai due schermi: laterale esuperiore. Lo schermo superiore è costituito da blocchi di acciaio e grafite, mentre quello laterale èformato da piastre e tubi in acciaio riempiti con idrossido di calcio per minimizzarne lo spessore.

L'intera isola nucleare è contenuta all'interno del recipiente in pressione in calcestruzzoprecompresso, rivestito con un liner in acciaio inossidabile. La parete interna del recipiente è isolata erefrigerata per mantenere la temperatura del calcestruzzo al di sotto di 70. °C. La disposizione dellediverse componenti dell'isola nucleare dell'impianto secondo quanto stato prima ricordato, consentedi evitare la fuoriuscita dal vessel di tubazioni primarie, tenendo presente che anche le stesse soffiantied i relativi motori elettrici sono incapsulate entro condotti passanti nello spessore della parete delrecipiente in pressione. L'unica tubazione di un certo rilievo del sistema primario fuoriuscente dalvessel è quella di alimentazione del sistema di purificazione della CO2, la cui rottura è consideratacome incidente di riferimento per questo tipo di reattori.

Nella Tabella 5.6 sono riportate le caratteristiche principali della centrale Dungeness B1 e nellaFigura 5.10 è schematicamente rappresentata la sezione longitudinale della centrale di Hinkley PointB.



Tipo di reattore ad uranio lievemente arricchito (1.49% e 1.78%), moderato eriflesso con grafite, raffreddato a CO2

Potenza 660. MWe (lorda), 606. MWe (netta), 1,458. MWt

Rendimento 41.6%

Nocciolo Cilindro di diametro 9.58 m ed altezza 8.29 m

Canali 465 canali di diametro 24.38 cm, inizialmente 396 canali dipotenza e 69 canali per il controllo, all’equilibrio 412 e 53rispettivamente; reticolo quadrato con passo 39.4 cm

Carica di uranio 152,000. kg all’equilibrio

Densità di potenza del nocciolo 2.4 kW/litro

Resa energetica 18,000. MWg/t

Combustibile pastiglie UO2, 1.45 cm di diametro, in tubi di acciaioinossidabile, lunghezza complessiva 99.9 cm, lunghezza attiva91.4 cm. Arricchimento iniziale 1.49% zona centrale, 1.78%zona periferica, all’equilibrio 2.02% e 2.45% rispettivamente

Guaina Acciaio inossidabile 20/25 Nb, spessore 0.38 mm, diametro1.52 cm. Superficie mini alettata

Elementi di combustibile 36 barre su tre colonne entro manicotti di grafite. Lunghezza104.6 cm, 8 fasci entro ogni canale, lunghezza 917. cm

Temperatura combustibile massima guaina 815. °C, massima combustibile 1,631. °C

Portata termovettore totale nocciolo 12,160 t/h, canale medio 30. t/h, canale piùcaricato 37. t/h

Temperatura termovettore uscita compressore 290. °C, ingresso canali 320. °C, uscitacanali 675. °C (valore medio)

Pressione termovettore uscita compressore 33.7 bar, ingresso canali 33.4 bar,ingresso generatore di vapore 31. bar

Barre controllo 48 barre di acciaio inossidabile (32 all’equilibrio) al carburo diboro (4%) per l’arresto rapido, 21 barre di acciaioinossidabile per il controllo

Recipiente a pressione cilindro in calcestruzzo precompresso con liner interno.Dimensioni interne: diametro 20. m, altezza 17.7 m, spessoreliner acciaio 1.27 cm

Circuito primario 4 circuiti in acciaio

Generatori di vapore tipo “once-through” con circuito di surriscaldamento,superficie totale 68,000. m2

Compressori 4 compressori monostadio, potenza totale assorbita 45.2 MW

Circuito secondario portata vapore 1,685. t/h, temperatura uscita 571. °C,pressione 169. bar. Risurriscaldamento 571. °C, 40. bar.Temperatura acqua di alimento 163. °C

Tabella 5.6: Principali caratteristiche della unità Dungeness B1.



Figura 5.8: Elemento di combustibile di un AGR (Hinkley Point B).



Figura 5.9: Disposizione delle principali componenti del reattore e distribuzione del flusso delrefrigerante nei circuiti in pressione di un AGR.



Figura 5.10: Sezione longitudinale dell'edificio reattore della centrale di Hinkley Point B.



5.4 Reattori a Gas ad Alta Temperatura

5.4.1 Caratteristiche Fondamentali della Filiera

Come è già stato precedentemente ricordato, l'impiego della grafite come moderatore, di un gascome refrigerante e di un combustibile di tipo ceramico, costituiscono elementi fondamentali per losviluppo di un reattore capace di produrre calore a temperature sufficientemente elevate (prossime a800. °C) da poter essere utilizzato, sia per la produzione di energia elettrica in ciclo diretto conturbine a gas, con interessanti possibilità di compattazione del sistema, sia come calore di processoad alta temperatura per usi industriali, con conseguente estensione dei campi di impiego dell'energianucleare. Il livello termico del calore prodotto negli AGR (prossimo a 650. °C), per quanto elevato,rimane comunque molto al di sotto di quello richiesto per le utilizzazioni suddette e non è possibileinnalzare tale livello per i limiti intrinsecamente connessi alle caratteristiche della filiera. Lelimitazioni più importanti derivano:

a) dall'impiego della CO2 come fluido termovettore;

b) dalla utilizzazione di leghe metalliche per la costruzione delle camicie.

I limiti connessi al punto a) possono essere facilmente rimossi, sostituendo alla CO2 un altro gas conadeguate caratteristiche di compatibilità anche ad alta temperatura. Dopo attento esame di diversipossibili gas, la scelta dell'elio si è dimostrata la soluzione migliore. L'elio, essendo un gas nobile, èchimicamente inerte ed inoltre è caratterizzato da un elevato calore specifico. Per contro, ha un costorelativamente alto e, per la sua bassa densità, non è facilmente contenibile.

Il problema si presenta invece molto più complesso in relazione al punto b). La eliminazione dellecamicie metalliche a tenuta poteva comportare un notevole aumento del rilascio dei prodotti difissione, con conseguente pesante contaminazione del fluido primario. La soluzione non potevaessere quindi la semplice eliminazione della prima barriera di contenimento, ma invece la sostituzionedelle camicie metalliche con rivestimenti del combustibile realizzati con materiali ceramici resistentiad alta temperatura. Le soluzioni adottate prevedono la utilizzazione di elementi di combustibile che,per quanto differenti nei diversi impianti realizzati, hanno come base comune l'impiego di microsfere,

con diametro dell'ordine delmillimetro, costituite da unnocciolo centrale di composticeramici (ossidi o carburi) dimateriali fissili e fertili, rivestitocon strati concentrici di carboniopirolitico e di carburo di silicio. Ilnocciolo, che presenta un elevatogrado di porosità per ilcontenimento dei prodotti difissione gassosi, è rivestito da unostrato poroso di pirocarbone edquindi avvolto da altri strati dicarbonio pirolitico ad alta densità edi carburo di silicio (Figura 5.11).L'insieme di questi strati protettividi rivestimento, ad ognuno deiquali è affidata una specificafunzione, costituisce un efficientecontenitore primario, resistente alla

Figura 5.11: Particella di combustibile di un HTR.



pressione interna dei gas di fissione e pressoché impenetrabile alla loro diffusione fino ad elevatissimitassi di irraggiamento (dell'ordine di 100,000. MWd/t).

Le microsfere, per le loro ridotte dimensioni, non sono direttamente lambite dal refrigerante gassoso,ma sono disperse in una matrice di grafite, con formazione di una specie di “pasta combustibile”.Questo materiale, a sua volta, non è esposto direttamente al flusso dell'elio, ma incapsulato incontenitori di grafite che, come sarà visto nel seguito, hanno assunto differenti forme nei diversiimpianti costruiti: tubi spessi per la costituzione di grappoli di barrette; sfere cave di grafite riempitecon la “pasta combustibile”; blocchi esagonali di grafite, dotati di cavità longitudinali perl'alloggiamento della “pasta” e di fori passanti per la circolazione del refrigerante e per lospostamento delle barre di controllo.

Il nocciolo dei reattori a gas ad alta temperatura, presenta diverse caratteristiche di notevoleinteresse. Tra queste si possono ricordare:

• la struttura e la composizione del nocciolo consente di raggiungere temperature di uscitadell'elio refrigerante molto alte, dell'ordine di 750. ÷ 850. °C, con possibilità di ottenere neigeneratori vapore secondario con elevate caratteristiche e conseguenti alti rendimenti del ciclo,con la prospettiva di impiego del calore prodotto in ciclo diretto con turbine a gas e, addirittura,come calore di processo per usi industriali;

• la ottima economia neutronica conseguente all'assenza di materiali parassiti nel noccioloconsente, da un lato, il raggiungimento di elevatissimi burn-up e, dall'altro, una elevataflessibilità nella scelta del ciclo del combustibile e della tipologia delle ricariche;

• le caratteristiche del refrigerante impiegato consentono di mantenere in limiti estremamentecontenuti i fenomeni di corrosione nel circuito primario;

• il nocciolo è caratterizzato da una grande capacità termica e da un coefficiente di temperaturamarcatamente negativo che ne determina un comportamento autostabilizzante;

• non sono possibili cambiamenti di fase del moderatore o del refrigerante.

Il diffuso interesse per questo tipo di reattore si è concretizzato nella messa in funzione di alcuniprototipi di potenza per la cui realizzazione sono state adottate soluzioni tecnologiche diverse. Neiparagrafi successivi saranno esaminati il reattore americano di Fort Saint Vrain e il THTR tedesco.

5.4.2 Reattore HTGR di Fort Saint Vrain

Nella Figura 5.12 e nella Figura 5.13 sono schematicamente rappresentate rispettivamente la sezioneverticale del reattore ed una sezione orizzontale del nocciolo del medesimo.

Il nocciolo del reattore ed il circuito primario sono racchiusi in un recipiente in pressione incalcestruzzo precompresso. La parte interna del recipiente ha forma cilindrica con diametro edaltezza pari, rispettivamente, a 10. ed a 23. m. Il duomo superiore presenta diverse aperture utilizzateper il ricambio del combustibile, per l'alloggiamento dei dispositivi di comando delle barre dicontrollo e per l'accesso alle varie componenti del reattore. La parte inferiore del recipiente presentanumerose aperture periferiche per l'alloggiamento dei generatori di vapore e delle soffianti, nonchéun'apertura centrale di maggiori dimensioni per l'accesso alle altre componenti dell'impianto. Ilrecipiente è rivestito internamente con un liner in acciaio, protetto da uno schermo termico eraffreddato con acqua circolante all'interno di tubi saldati sulla superficie affacciata al calcestruzzo.



Figura 5.12: Sezione verticale del reattore di Fort St. Vrain.

Il nocciolo, collocato nella parte alta del recipiente, è formato da un insieme di blocchi di grafite asezione esagonale (Figura 5.14) che fungono contemporaneamente da elementi di combustibile e damoderatore. Ciascun blocco ha altezza pari a 790. mm e larghezza (distanza fra i lati) pari a 335.mm. L'altezza del nocciolo è determinata dall'impilaggio di sei spezzoni appoggiati uno sull'altro indirezione verticale. Il combustibile vero e proprio è costituito da particelle sferiche fissili e fertili. Leprime, aventi un diametro compreso fra 0.1 e 0.3 mm, sono formate da carburi misti di torio e diuranio arricchito al 93%; le seconde hanno diametro compreso fra 0.3 e 0.6 mm e sono formate dacarburo di torio. Le particelle sono ricoperte da più strati protettivi di carbonio pirolitico e di carburodi silicio. Tutte le particelle sono disperse in matrici cilindriche di grafite che vengono collocate nellecavità appositamente realizzate nei blocchi esagonali. In ciascun blocco sono altresì presentinumerosi canali verticali per la circolazione del refrigerante e per il passaggio delle barre di controllo,nonché un foro centrale per la manipolazione del combustibile. Il calore generato nelle cavitàcontenenti il combustibile, diffonde attraverso la grafite e viene asportato dall'elio circolante nei



canali di refrigerazione. La parteattiva del nocciolo è circondatada due riflettori assiali(superiore ed inferiore) e da unriflettore laterale.

Il controllo della reattività èaffidato a barre di controllo digrafite in contenitori metallicicon il 30% di boro sotto formadi carburo.

L'elio “freddo”, in uscita dallasoffiante alla temperatura dicirca 400. °C ed alla pressionedi circa 50. bar, passa nellacavità anulare compresa fra ilbarrel ed il liner di rivestimentodel recipiente in pressione,giungendo nella partesovrastante il nocciolo delreattore; circola quindi in“down flow” all'interno deicanali presenti nei blocchi digrafite, provvedendo allarefrigerazione del nocciolo.L'elio “caldo”, alla temperaturadi circa 780. °C, viene inviatonei generatori di vapore, postinella parte bassa del recipientein pressione, ed in uscita daquesti, nelle turbosoffiantialimentate dal vapore prelevatoall'uscita del corpo di altapressione della turbina. Igeneratori di vapore sono deltipo “once through” ad asseverticale e sono dotati di dueeconomizzatori, un evaporatore,

due surriscaldatori ed un risurriscaldatore. Il vapore prodotto ha una temperatura di 538. °C ed unapressione di 169. bar.

Nella Figura 5.15 è riportato il diagramma di flusso del reattore mentre nella Tabella 5.7 sonoesposte le caratteristiche principali della centrale di Fort St. Vrain.

Figura 5.13: Sezione orizzontale del nocciolo del reattore di FortSt. Vrain.

Figura 5.14: Elemento di combustibile del reattore di Fort St.Vrain.



Tipo di reattore ad uranio fortemente arricchito (93%) e torio, moderato eriflesso con grafite, raffreddato ad elio

Potenza 342. MWe (lorda), 330. MWe (netta), 842. MWt

Rendimento 39.2%

Nocciolo Cilindro di diametro 4.94 m ed altezza 4.75 m

Canali 247, reticolo triangolare con passo 36.2 cm

Carica combustibile 936. kg (870. kg di U235) di uranio e 19,500. kg di torio

Densità di potenza del nocciolo 6.3 kW/litro

Resa energetica 100,000. MWg/t U e Th (medio), 200,000. (massimo)

Combustibile sferette di carburo d’uranio e torio, sferette fissili di (U,Th)C2 didiametro 0.2 mm, sferette fertili di ThC2 di diametro 0.4 mm,arricchimento 93%

Guaina più strati di carbonio pirolitico e carburo di silicio, spessore 0.13mm

Elementi di combustibile 1482 prismi di grafite, di sezione esagonale di 35.5 cm di lato,alti 79.2 cm, ognuno contenente 108 passaggi per iltermovettore e 210 cavità per le sferette di combustibile. Seiprismi in verticale fanno un “canale” di potenza (247 in totale)

Portata termovettore 1,430. T/h attraverso il nocciolo, 1,550. t/h totale

Temperatura termovettore Ingresso reattore 405. °C, uscita reattore 780. °C

Pressione Ingresso reattore 48.5 bar

Barre controllo 78 barre di grafite in contenitori metallici con il 30% di borosotto forma di carburo

Recipienti a pressione prisma esagonale in calcestruzzo precompresso, lato 14.9 m,altezza 32.3 m. Cavità interna cilindrica di diametro 9.4 m edaltezza 22.9 m. Liner in acciaio al carbonio di spessore 1.9 cm

Circuito primario 2 circuiti in acciaio al carbonio

Generatori di vapore 2 con sei moduli ciascuno

Circuito secondario portata vapore 1,040. t/h, temperatura 538. °C, pressione 165.bar. Risurriscaldamento 538. °C, 41. bar. Temperatura acqua dialimento 204. °C

Tabella 5.7: Principali caratteristiche del reattore di Fort St. Vrain



Figura 5.15: Diagramma di flusso della centrale di Fort St. Vrain.



5.4.3 Reattore THTR

Il THTR (Thorium High Temperature Reactor) da 300. MWe è entrato in funzione a Uentrop(Germania) nel 1986. Nella Figura 5.17 e nella Figura 5.18 sono schematicamente rappresentaterispettivamente le sezioni verticale e orizzontale del reattore in esame.

I componenti dell'isola nucleare sono collocati all'interno del recipiente in pressione in calcestruzzoprecompresso, la cui superficie interna è ricoperta da una prima parete metallica isolante e da unrivestimento in acciaio a tenuta di gas. Nella zona anulare compresa fra gli schermi termici e la pareteinterna del vessel sono sistemati i generatori di vapore, mentre le turbosoffianti sono sistemate incunicoli realizzati nello spessore della parete laterale del vessel.

Nel duomo superiore del recipiente in pressione sono praticate diverse aperture per l'alloggiamentodei dispositivi di comando delle barre di controllo. Il fondo del recipiente presenta un'aperturacentrale per l'estrazione del combustibile esaurito.

Il nocciolo del reattore èformato da 675000 sferecave di grafite, internamenteriempite dalla “pastacombustibile”. La pasta ècostituita da particelle diossidi misti di uranio e torio,ricoperte con due strati dicarbonio pirolitico, dispersenella grafite (Figura 5.16).Le sfere di combustibilefresco sono caricate dall'alto,in modo continuo, in un

contenitore cilindrico con fondo troncoconico. Per il basso coefficiente di attrito della grafite, le sfereformano di fatto un letto fluido (Pebble Bed). Durante il funzionamento, le sfere, scorrendo le unesulle altre, si spostano verso il basso e, una volta raggiunto il burn-up previsto, vengono estratte dalfondo del reattore. La parte attiva del nocciolo è circondata dai riflettori (assiali e radiale) e daglischermi termici.

Il controllo della reattività, la regolazione e lo spegnimento dell'impianto è affidato a 78 barreassorbenti, 36 delle quali si spostano in canali verticali realizzati nel riflettore laterale e 48 operanoall'interno del nocciolo.

L'elio “freddo”, in uscita dalle turbosoffianti alla temperatura di 260. °C ed alla pressione di 40. bar,viene inviato nella zona sovrastante il nocciolo del reattore e scende verso il basso lambendo lesuperfici esterne delle sfere del combustibile, con conseguente refrigerazione delle stesse. L'elio“caldo”, in uscita dal nocciolo alla temperatura di 750. °C, viene inviato nei generatori, nei quali siha produzione di vapore surriscaldato a 535. °C e 181. bar. Nei generatori di vapore, del tipo “once-through” ad asse verticale, sono collocati sei fasci tubieri (due economizzatori, un evaporatore, duesurriscaldatori ed un risurriscaldatore).

Nella Figura 5.19 è schematicamente rappresentato il diagramma di flusso del THTR-300. NellaTabella 5.8 sono riportate le caratteristiche principali del medesimo reattore.

Figura 5.16: Elemento di combustibile del THTR - 300.



Potenza 300. MWe (netta), 750. MWt

Rendimento 40%

Nocciolo Cilindro di diametro 5.6 m ed altezza 5.1 m, costituito dall’insiemedi 674,000. elementi sferici con diametro pari a 6. cm

Combustibile ossidi misti di uranio e torio. All’equilibrio sono presenti nelnocciolo 320. kg di U (124. kg di U235 e 100. kg di U233) e 6220.t di torio. Il ricambio del combustibile è continuo con reattore inpotenza. Burn-up massimo 113,000. MWd/t

Elemento di combustibile sferico; ciascuna sfera è formata da un nucleo centrale (costituitoda 33,000 microsfere, con diametro pari a 0.4 mm, di ossidi mistidi uranio fortemente arricchiti e di torio, rivestite con carboniopirolitico e disperse nella grafite) e da una parte esterna di grafite.Temperatura massima combustibile 1,250. °C, temperaturamassima camicia 1,050. °C

Moderatore grafite presente negli elementi sferici

Pressione elio refrigerante ingresso 40. kg/cm2; uscita 39.3 kg/cm2

Temperatura elio refrigerante ingresso 260. °C, uscita reattore 750. °C

Barre controllo il materiale assorbente impiegato è carburo di boro. Regolazionegrossolana 42 barre nel nocciolo, regolazione fine 12 barre nelriflettore, sicurezza 24 barre nel riflettore

Recipiente in pressione cilindro in calcestruzzo precompresso, rivestito internamente inacciaio inossidabile. Diametro interno 15.9 m, altezza interna 15.3m, spessore parete 4.47 m, spessore del rivestimento 2. cm

Generatori di vapore 6 tipo “once through”, contenuti all’interno del recipiente inpressione

Pompe di circolazione 6 turbosoffianti

Caratteristiche del vapore vivo: 535. °C e 190. kg/cm2

surriscaldato: 535. °C e 50. kg/cm2

Tabella 5.8: Principali caratteristiche del THTR 300



Figura 5.17: Sezione verticale del THTR-300.



Figura 5.18: Sezione orizzontale del THTR - 300.



Figura 5.19: Diagramma di flusso del THTR - 300.



6. REATTORI A NEUTRONI VELOCI

6.1 Considerazioni Generali

Fin dall’inizio dello sviluppo industriale dell’energia nucleare è stata considerata con estremointeresse la possibilità di utilizzare reattori nucleari nei quali la maggior parte delle fissioni fosseindotta da neutroni ad elevata energia. Questo interesse appare pienamente giustificato in base allaseguente considerazione:

• all’aumentare dell’energia dei neutroni il fattore η aumenta per tutti i materiali fissili. Per l’U235 ηè uguale a 2.06 ed a 2.20 per fissioni prodotte, rispettivamente, da neutroni termici e da neutroniveloci; per il Pu239 i valori di η sono, corrispondentemente, 2.10 e 2.60.

La conseguenza più importante che deriva dalla considerazione suddetta è la possibilità di ottenere,nei reattori veloci, valori elevati del rapporto di conversione che potrebbe risultare anche maggioredell’unità. L’impiego di tali reattori consente, pertanto una utilizzazione decisamente miglioredell’uranio presente in natura. Mentre nei reattori termici si utilizza circa l’1% dell’uranio estratto,nei reattori veloci tale utilizzazione potrebbe raggiungere valori ragionevolmente compresi tra il 50ed il 60%.

Si può anche osservare che per neutroni di alta energia, la sezione di cattura dei materiali parassiti èmolto bassa in valore assoluto (dell'ordine di 10-25 cm2) e poco dipendente dal tipo di materiale (lasezione d'urto tende ad eguagliare quella geometrica del nucleo). Ciò consente un'ampia libertà nellascelta del materiale da impiegare.

Il basso valore assoluto della σc dei materiali presenti nel nocciolo non deve trarre in inganno, in

quanto, in termini relativi, la situazione è profondamente diversa. Il valore del rapporto fra la σc dei

materiali e la σf del fissile nei reattori veloci è infatti maggiore di quello relativo ai reattori termici,come risulta dai dati riportati nella Tabella 6.1.

Reattori termici Reattori veloci

Fissile Na Fe Zr Na Fe Zr

U233 0.00096 0.0048 0.00034 0.00118 0.0050 0.0027

U235 0.00087 0.0044 0.00031 0.00180 0.0061 0.0042

Pu239 0.00068 0.0034 0.00025 0.00146 0.0049 0.0033

Tabella 6.1:Rapporto fra la σa di alcuni materiali e la σf del fissile.

I reattori nei quali si produce materiale fissile dello stesso tipo di quello fissionato ed in quantitàmaggiore di quest’ultimo prendono il nome di “reattori autofertilizzanti”.

Come è noto, le possibili reazioni di fertilizzazione sono le seguenti:

U238 + n = U239 + γ

U239 → Np239 + e-

Np239 → Pu239 + e-



oppure:

Th232 + n = Th233 + γ

Th233 → Pa233 + e-

Pa233 → U233 + e-

Nel primo caso i neutroni per la fertilizzazione sono forniti dalla fissione del Pu239, nel secondo caso,dalla fissione dell’U233.

Il rapporto di conversione interna C può essere facilmente determinato partendo dall’equazione delbilancio neutronico.

Se si fa riferimento ad una singola fissione del materiale fissile e si indica con:

ν il numero dei neutroni liberati nella fissione;

1 il neutrone assorbito dal fissile;

A il numero dei neutroni catturati dal materiale parassita del nocciolo;

L il numero dei neutroni che sfuggono dal sistema moltiplicante;

F il numero dei nuclei del fertile che subiscono fissioni in campo veloce;

ν‘ il numero dei neutroni rilasciati per fissione del fertile;

α il rapporto tra la sezione di cattura e la sezione di fissione.

Si potrà scrivere:

(1) ν + Fν‘ = 1 + α + F + A + L + (assorbimenti “utili”).

L’equazione suddetta esprime il bilancio, in condizione di stazionarietà, tra la produzione di neutroni(1° membro) e la scomparsa di neutroni (2° membro), dovuta all’assorbimento ed alle fughe.

Il rapporto C tra il numero dei nuclei fissili prodotti ed il numero dei nuclei fissili consumati (1 + α)

f

a

f

cf

σσ=

σσ+σ= , valido per una singola fissione, sarà dato pertanto da:

( ) =++−

++−

+−+

+=

+−+−−−−=

ααα

αν

αν

αναν

11

1

1

1'

11

)1'( 1 LAFFLAC

( ) ( )αν

ννα

ναν

να

ν++−−

−+

+=

++−−

−+

+=

11

1'

111

1' 1

1

LAFLAF(2)

Il termine ( )

−+

ννν 1' F

è, in effetti, il fattore di fissione veloce ε definito, come è noto, dal

rapporto fra i neutroni prodotti dalla fissione del fissile e del fertile ed i neutroni prodotti per fissionedel solo fissile.

Ricordando inoltre che ην

α=

+1 si ha:

(3) CA L

= − −++

ηεα

11



In un reattore autofertilizzante dovrà essere, evidentemente, C>1 e, quindi, ηε>2, rappresentando ladifferenza ηε - 2 il valore massimo del “margine di breeding” che si potrebbe raggiungere in unipotetico reattore nel quale fossero nulle le fughe e gli assorbimenti parassiti.

Il “Breeding Gain” è dato da:

(4) G CA L

= − = − −++

1 21

ηεα

Il tempo di raddoppio del fissile all’interno del combustibile è dato dalla nota relazione:

(5) ( ) ( )Ti

a f a fA L

= =− −

++

1 1

21

σ φ σ φ ηεα

G

Al fine di ridurre il tempo di produzione del fissile occorre ovviamente rendere più grande possibile ilvalore di G. Ne consegue da ciò l’opportunità di utilizzare spettri neutronici veloci in corrispondenzadei quali il fattore η risulta più elevato di quello che si avrebbe con spettri termici, indipendentementedal tipo di nucleo fissionato, come risulta dai dati riportati nella Tabella 6.2, nella quale sono riportatii valori di alcune grandezze nucleari per i principali isotopi fissili. Per quanto attiene allo spettroveloce, i dati riportati nella tabella si riferiscono a valori medi dell’energia dei neutroni compresi fra150. ÷ 200. keV, caratteristici degli attuali impianti.

Vantaggi particolarmente significativi con spettri neutronici veloci si hanno utilizzando come fissile ilPu239 per il quale il fattore η passa da 2.12 a 2.53.

Fissile σf σc α ν η

Spettro Pu239 746 280 0.37 2.91 2.12

termico U235 582 112 0.19 2.47 2.07

U233 527 54 0.10 2.51 2.28

Spettro Pu239 1.83 0.32 0.18 2.91 2.53

veloce U235 1.59 0.32 0.20 2.51 2.09

U233 2.37 0.20 0.08 2.55 2.35

Tabella 6.2: Caratteristiche nucleari per i principali isotopi fissili.

Si deve inoltre tener presente che con spettro veloce si ottiene anche un sostanziale aumento delfattore di fissione veloce ε; per l’isotopo fertile U238 si hanno orientativamente i seguenti valori:

ε 1.03 ÷ 1.05 per i reattori termici

ε 1.15 ÷ 1.25 per i reattori veloci

L’impiego del Pu239 come materiale fissile in un reattore veloce, tenendo anche conto del bassovalore della sezione di cattura dei materiali strutturali, può consentire la realizzazione di reattoriautofertilizzanti con “breeding gain” significativi.

Dall’esame della tabella risulta peraltro che in campo termico il valore più elevato di η è quellorelativo all’U233 (η = 2.28). In un reattore nel quale venga utilizzato, come fissile U233, come



materiale fertile Th232, come moderatore un materiale a bassa sezione di cattura (grafite a purezzanucleare) e sostanzialmente privo di materiali strutturali con elevata sezione di assorbimento, sarebbepossibile ottenere, con opportuna distribuzione dei diversi componenti del nocciolo, rapporti diconversione molto elevati ed addirittura superiori all’unità, anche rimanendo in campo termico. Talecondizione potrebbe essere ottenuta nei reattori ad alta temperatura refrigerati a gas (HTGR).

Un parametro di particolare rilievo nei reattori autofertilizzanti è il tempo di raddoppio (DoublingTime), precedentemente richiamato. Si ritiene opportuno fare in proposito alcune breviconsiderazioni.

a) Il tempo di raddoppio determinato dalla relazione (5) è il cosiddetto “tempo di raddoppiointerno” (coerentemente con il “rapporto di conversione interno” introdotto nella relazionestessa) inteso come il tempo necessario per avere all’interno del combustibile del nocciolo,costituito dall’insieme del seed e del blanket, un numero di atomi di fissile pari al doppio di quelliinizialmente presenti. Per la effettiva utilizzazione del fissile stesso è però necessario procederealla esecuzione di tutte le operazioni che hanno inizio con la estrazione degli elementi esauriti e siconcludono con la fabbricazione ed il caricamento dei nuovi elementi. Il tempo di raddoppioeffettivo è pertanto quello che intercorre tra la fine del processo di fabbricazione degli elementi dicombustibile iniziali e la corrispondente fine dello stesso processo relativamente ad un numerodoppio di elementi, ottenuti utilizzando il fissile estratto nel riprocessamento degli elementiinizialmente impiegati. Il tempo di raddoppio effettivo che è, ovviamente, maggiore di quellointerno, può essere definito come “il tempo necessario per avere un numero di nuclei di materialefissile pari al doppio di quello inizialmente presente nel nocciolo e nelle diverse fasi del ciclo”. Sesi indica con Fc il rapporto tra la quantità di fissile presente nocciolo e quella totale (nocciolo +ciclo), il tempo di raddoppio effettivo Teff è dato da:

(6)( )

Teff Ti Fca f

A LFc

= =− −

++

1 1

21

σ φ ηεα

b) Alla fine del tempo Teff di funzionamento del reattore è disponibile un numero di elementi dicombustibile sufficiente per alimentare il reattore stesso e per avviarne un altro avente le stessecaratteristiche del primo. Se il tempo Teff fosse inferiore o, al limite, uguale al tempo di raddoppioTE della domanda di energia elettrica, qualora, per ipotesi, fossero installate al tempo to soltantocentrali elettronucleari alimentate con reattori autofertilizzanti, il materiale fissile da questeprodotto sarebbe sufficiente per assicurare il pieno soddisfacimento della domanda di energia. Se,invece, Teff > TE, sarebbe necessario provvedere anche alla installazione di centrali elettriche dialtro tipo. Se queste ultime fossero, ad esempio, centrali elettronucleari, con reattori termicicaratterizzati da un rapporto di conversione minore di uno, le stesse potrebbero fornire l’energianecessaria per il completo soddisfacimento della domanda energetica e produrre,contemporaneamente, materiale fissile utilizzabile per la messa in marcia di un numero di reattoriveloci autofertilizzanti maggiore di quello che sarebbe possibile con la utilizzazione del fissileprodotto dai soli reattori autofertilizzanti già in funzione. In altre parole, se Teff >TE, si rendenecessaria l’adozione di una strategia che preveda la contemporanea messa in funzione di centralialimentati con reattori autofertilizzanti e con reattori appartenenti ad altre filiere. Poiché allo statoattuale i tempi di raddoppio Teff previsti sono abbastanza più elevati del TE, sembra ragionevoleipotizzare che la utilizzazione commerciale dei reattori veloci autofertilizzanti non comporti unasostanziale caduta di interesse per i reattori termici.



6.2 Considerazioni sulla Cinetica dei Reattori Veloci

Il controllo del reattore nucleare è certamente un problema della massima importanza per quantoattiene all’esercizio e, soprattutto, alla sicurezza dell’impianto.

Un’inserzione di reattività positiva determina un aumento del flusso neutronico che, nella forma piùsemplice, può essere espresso dalla relazione seguente:

(7) φ φ θθ

= o

k

e

ex

o

dove Kex = K-1 ed:

θo vita media dei neutroni

φo flusso neutronico iniziale

θ tempo

φ flusso neutronico

Il rapporto:

T oKex

=θ

prende il nome di “periodo stabile del reattore” e rappresenta il tempo necessario affinché, in assenzadi controreazioni, la densità neutronica aumenti di un fattore e.

Nelle condizioni di normale esercizio è richiesto che il periodo T non scenda al di sotto di determinativalori (dell’ordine della decina di secondi) per contenere in limiti accettabili i transitori conseguenti.E’ noto che una delle cause che possono determinare lo scram del reattore è il basso periodo.

Il periodo del reattore, come è stato detto, dipende dalla vita media dei neutroni e dalla reattivitàinserita; d’altra parte la vita media dei neutroni è una caratteristica del reattore, connessa al tipo direattore, al tipo di combustibile ecc.; per un dato reattore, allora, porre un limite inferiore al valoredel periodo significa porre un limite superiore al valore della reattività inseribile ed alla sua velocitàdi inserimento.

La vita media dei neutroni è strettamente connessa con la frazione β dei neutroni ritardati che, a suavolta, è funzione del tipo di combustibile e dello spettro neutronico. Nella Tabella 6.3 sono riportati ivalori di β per i diversi materiali fissili per fissioni prodotte da neutroni termici o da neutroni veloci.

Spettro termico Spettro veloce

Isotopo U233 U235 Pu239 U233 U235 Pu239 Th232 U238

β 0.0026 0.0065 0.0020 0.0027 0.0065 0.0020 0.0204 0.0147

Tabella 6.3: Valori di β per i diversi materiali fissili.

Poiché nei reattori vengono impiegate miscele di materiali differenti (U235 - U238), (Pu239 - U238)ecc., è opportuno fare riferimento ai valori di β relativi alle miscele, piuttosto che a quelli afferenti aisingoli isotopi fissili. Nella Tabella 6.4 sono riportati i valori β e di θo relativi a reattori di tipodiverso.



Reattore termico Reattore veloceFissileoriginario β θo β θo

U233 0.0029 0.051 0.0038 0.055

U235 0.0067 0.083 0.0076 0.085

Pu239 0.0025 0.035 0.0034 0.039

Tabella 6.4: Valori di β e di θo relativi a reattori di tipo diverso.

Come emerge dall’esame della Tabella 6.4, la frazione dei neutroni ritardati per i diversi materialifissili rimane praticamente costante al variare dello spettro neutronico. Per le miscele, invece, βaumenta all’aumentare dell’energia dei neutroni. Ciò è facilmente spiegabile se si tiene presente chela frazione dell’energia prodotta per fissione del materiale fertile (U238 o Th232) è sensibilmentemaggiore nei reattori veloci che nei reattori termici. Nei primi, infatti, tale frazione è pari al 15 ÷20% dell’energia totale, mentre nei secondi è dell’ordine del 4 ÷ 8%.

Poiché la frazione dei neutroni ritardati per fissione dei nuclei di U238 o di Th232 è sensibilmentemaggiore di quella conseguente alla fissione dei materiali fissili primari (U233, U235, Pu239), èpienamente giustificato quanto prima riscontrato.

La vita media θo dei neutroni è una media pesata della vita media dei neutroni pronti e di quelle deineutroni ritardati.

La vita media dei neutroni pronti (oltre il 99% dei neutroni viene rilasciato dalla fissione in unintervallo di tempo molto breve 10-13 s) è dell’ordine di 10-3 ÷ 10-5 s nei reattori termici e dell’ordinedi 10-7 s nei reattori veloci. La vita media dei neutroni ritardati per fissione dell’U235 prodotta daneutroni termici varia da 0.33 a 80. s (Tabella 6.5), in relazione ai diversi gruppi normalmenteconsiderati. Per quanto la frazione dei neutroni ritardati sia piccola, l’elevato valore del rapporto trala vita media degli stessi e quella dei neutroni pronti, fa si che la vita media θo sia sostanzialmentedeterminata dalla frazione dei neutroni ritardati. Nei reattori veloci la vita media dei neutroni ritardatiè certamente inferiore, pur tuttavia, essendo maggiore la loro frazione, la vita media θo risulta nonmolto diversa per i due tipi di reattore e, comunque, leggermente maggiore nei reattori veloci, comerisulta dall’esame della Tabella 6.4.

Gruppo Energia[MeV]

Vita Media[s]

Percentuale[%]

0 ≈ 2 10-3 99.359

1 0.25 55.72 0.0212 0.56 22.72 0.1403 0.43 6.22 0.1264 0.62 2.30 0.2535 0.42 0.61 0.0746 0.23 0.027

Tabella 6.5: Proprietà dei gruppi di neutroni pronti e ritardati per fissione termica dell’U235.



In base alle considerazioni sopra esposte, il controllo dei reattori veloci non pone problemi diversi daquelli che si hanno nei reattori termici alimentati con lo stesso tipo di materiale fissile. In effetti ilcontrollo dei reattori veloci è più complesso solo perché nei reattori termici è usato comecombustibile una miscela U235 - U238 e nei reattori veloci una miscela Pu239 - U238. Si può quindiconcludere che le maggiori difficoltà nel controllo dei reattori veloci sono connesse con il tipo dicombustibile impiegato piuttosto che con la diversa forma dello spettro neutronico.

Le conclusioni suddette perdono evidentemente la loro validità qualora la reattività inserita siamaggiore o, al limite, uguale alla frazione β dei neutroni ritardati. In tali condizioni, infatti, la velocitàdi aumento della potenza è determinata sostanzialmente dalla vita media dei neutroni pronti che,come è stato detto, nei reattori veloci è di almeno due ordini di grandezza inferiore rispetto aireattori termici. Assume pertanto particolare importanza per la sicurezza evitare, nei limiti delpossibile, il verificarsi di condizioni di criticità pronta. Se ciò dovesse accadere, la conseguenteliberazione di energia termica e meccanica, potrebbe determinare significativi danneggiamenti alnocciolo ed altre componenti rilevanti dell’impianto. Il transitorio di potenza, nel caso suddetto, hacome controreazioni l’effetto Doppler del combustibile ed eventuali spostamenti di materiale nelnocciolo, non essendo ovviamente ipotizzabili interventi esterni, considerata l’esiguità dei tempirelativi al transitorio.

6.3 Coefficienti di Reattività nei Reattori Veloci

6.3.1 Coefficiente di Temperatura del Combustibile: Effetto Doppler

Nei reattori veloci lo spettro neutronico si estende anche alle regioni di risonanza del materiale fissilee fertile del nocciolo. Se la temperatura del combustibile aumenta si avrà, per il conseguente effettoDoppler, un contemporaneo aumento delle fissioni nel materiale fissile e degli assorbimenti nelmateriale fertile. L’effetto Doppler, pertanto, può determinare aumento o diminuzione della reattivitàin relazione all’importanza relativa dei due effetti sopra indicati.

Nei reattori nei quali fosse impiegato combustibile fortemente arricchito si avrebbe un aumento dellareattività all’aumentare della temperatura del combustibile. Si deve però tener presente che neireattori di questo tipo lo spettro neutronico è molto indurito, in quanto la maggior parte dei neutroniviene assorbita prima che gli stessi siano stati rallentati fino all’energia di risonanza, con laconseguenza che il coefficiente Doppler è per questi reattori positivo, ma di valore molto piccolo.

Con gli arricchimenti normalmente adottati (15 ÷ 20%), il contributo negativo dovuto all’aumentodell’assorbimento prevale su quello positivo conseguente all’aumento delle fissioni e, pertanto, ilcoefficiente Doppler è complessivamente negativo.

Nel reattore Enrico Fermi, nel quale era impiegato combustibile arricchito al 26% in Pu239, ilcoefficiente Doppler è negativo ed è pari a -1 x 10-6 / °F a 1,020. °F. Tale valore è abbastanzamodesto (dell’ordine di un decimo di quello usuale nei reattori termici).

Una diminuzione dell’arricchimento accompagnato con un addolcimento dello spettro può portare adun aumento, in valore assoluto del coefficiente Doppler. La utilizzazione di ossidi misti invece che dicombustibili metallici porta ad un addolcimento dello spettro per effetto dello scattering dei neutronida parte dell’ossigeno. Lo spettro può essere addolcito anche inserendo nel nocciolo piccole quantitàdi moderatore costituito, per esempio, da idruro di zirconio o da ossido di berillio. Si dovrà peròtener presente che l’addolcimento dello spettro porta comunque ad una diminuzione del rapporto diconversione.



Nei reattori di grande dimensione, alimentati con ossidi misti, il coefficiente Doppler può essere paria circa -5 x 10-6/ °F. Coefficienti Doppler negativi e di valore abbastanza elevato sono, come è statodetto, di primaria importanza per la sicurezza, in quanto possono evitare rilasci esplosivi di energia,anche nel caso di incidenti di reattività.

Si ricorda, per completezza, che nei reattori refrigerati con sodio esiste anche un coefficienteDoppler del sodio conseguente all’allargamento del picco di risonanza del sodio stesso incorrispondenza a 3. keV. Tale effetto è però quantitativamente poco rilevante e certamente nonpronto in quanto il suo manifestarsi è successivo all’aumento della temperatura del sodio.

6.3.2 Coefficiente di Reattività per Vuoto di Sodio

Come sarà successivamente illustrato, il fluido impiegato per la refrigerazione del nocciolo deireattori veloci è generalmente sodio liquido.

Per tali reattori si definisce coefficiente di reattività per vuoto di sodio o, più semplicemente,coefficiente di vuoto: “la variazione della reattività conseguente alla variazione del grado di vuoto αdel sodio”:

Vd

dαρα

=

Nei reattori suddetti il refrigerante degrada lo spettro neutronico. Una riduzione della densità delsodio conseguente all’aumento della sua temperatura e, più marcatamente, alla formazione di vuotiper ebollizione o per perdita di sodio, determina pertanto un indurimento dello spettro neutronico,accompagnato da una riduzione delle catture parassite e da un aumento della probabilità di fuga deineutroni. Le grandezze influenzate dalla formazione di vuoti sono pertanto: η, f e P.

Il fattore η aumenta all’aumentare della frazione di vuoto α e tale aumento è tanto più marcatoquanto minore è l’arricchimento del combustibile; l’effetto del grado di vuoto sul fattore η è pertantotale da rendere positivo il coefficiente di vuoto.

Il fattore f aumenta all’aumentare del grado di vuoto a causa della diminuzione delle catture parassiteda parte del sodio. Tale diminuzione è dovuta alla riduzione del numero di atomi di sodio per unità divolume, nonché delle catture da parte del sodio stesso in corrispondenza al suo picco di risonanza,conseguente all’indurimento dello spettro. L’effetto della variazione del grado di vuoto sul fattore f èpertanto tale da rendere positivo il coefficiente di vuoto.

Si deve comunque far presente che il valore del termine d

d

ηα

è significativamente maggiore di quello

del termine df

dα.

Il fattore P diminuisce all’aumentare del grado di vuoto. Risulta cioè: dP

dα< 0.

Le considerazioni sopra esposte portano a concludere che all’aumentare del grado di vuoto lareattività aumenta per l’aumento di η e, in misura minore, per l’aumento di f, mentre diminuisce perla diminuzione di P. Il coefficiente di vuoto pertanto può essere positivo o negativo a secondadell’importanza dei diversi effetti prima considerati.

Nei reattori di piccole dimensioni (Buckling elevato), l’effetto sulla probabilità di fuga è prevalente e,per tali reattori, risulta pertanto:

d

d

ρα

< 0



Nei reattori di grandi dimensioni, invece, l’effetto conseguente all’indurimento dello spettro èpredominante e, per tali reattori risulta pertanto:

d

d

ρα

> 0

Nei reattori suddetti il coefficiente di vuoto è generalmente positivo nella parte centrale del noccioloe negativo nelle zone esterne dove è più marcato l’effetto connesso alle fughe.

Un coefficiente di vuoto positivo pone certamente problemi non trascurabili dal punto di vista dellasicurezza. A tale riguardo, sono attualmente seguite due diverse filosofie di progetto. Negli USA sifa riferimento a geometrie del nocciolo caratterizzate da un valore molto elevato del rapportosuperficie/volume (noccioli con rapporti altezza/diametro molto minori di uno). Adottando unasoluzione di questo tipo, la frazione di neutroni che sfuggono dal sistema moltiplicante è moltoelevata ed elevata è, quindi, la variazione di tale frazione al variare del grado di vuoto. E’ allorapossibile ottenere un coefficiente di vuoto negativo, ma con una significativa diminuzione delrapporto di conversione. L’altra filosofia, seguita nell’unione Sovietica e nell’Europa, prevede invecela installazione di reattori con coefficienti di vuoto positivi, convenientemente protetti contro laformazione di vuoti e la perdita di refrigerante.

6.4 Materiali Impiegati nel Nocciolo dei Reattori Veloci

Le scelte alla base del progetto di un reattore veloce sono strettamente legate alle sue specifichecaratteristiche.

La struttura del nocciolo deve essere tale da mantenere all’interno della stessa uno spettroneutronico centrato su energie abbastanza elevate (dell’ordine del centinaio di keV). Ciò imponeprecisi condizionamenti in merito alla struttura del nocciolo ed ai materiali da utilizzare.

Il sistema di refrigerazione deve assicurare, ovviamente, l’asportazione in condizioni di sicurezza delcalore prodotto, ma è necessario garantire che la presenza del fluido refrigerante all’interno delnocciolo non determini inaccettabili “addolcimenti” dello spettro neutronico. A tale fine si dovrà, daun lato, contenere per quanto possibile la quantità di refrigerante e, dall’altro, utilizzare fluiditermovettori ad elevato numero di massa od a bassa densità.

Si ritiene inoltre opportuno ricordare che per neutroni ad alta energia le sezioni di assorbimento ditutti i materiali sono particolarmente basse e, quindi, il progettista ha ampia possibilità nella scelta deimateriali per quanto attiene alla esigenza di limitare le catture parassite.

In conclusione, non ci sono particolari condizionamenti, ai fini dell’economia neutronica, nella sceltadei materiali da impiegare per la costruzione delle diverse strutture del nocciolo, ivi comprese leguaine delle barrette di combustibile. Precise limitazioni possono presentarsi invece per quantoattiene alle caratteristiche meccaniche nelle condizioni operative dell’impianto, alle variazioni di talicaratteristiche per effetto dell’irraggiamento neutronico, alla compatibilità dei materiali strutturalicon altri presenti nel nocciolo (combustibile e refrigerante). Come sarà possibile accertare in seguito,nella costruzione dei reattori veloci è possibile utilizzare materiali noti di diffuso impiegonell’impiantistica convenzionale, con particolare riferimento agli acciai inossidabili.

Più complesso si presenta il problema relativo alla scelta del fluido refrigerante.

6.4.1 Refrigeranti Impiegati nei Reattori Veloci

In base alle considerazioni precedenti, la scelta del fluido termovettore è di fatto limitata ai gas od aimetalli liquidi. Alcune Organizzazioni hanno preso in attenta considerazione anche la possibilità diimpiego del vapor d’acqua, ma i risultati degli studi effettuati hanno dimostrato che:



1. l’utilizzazione di vapore ad alta pressione consentirebbe la produzione di energia a costiragionevoli, ma con rapporti di conversione troppo bassi;

2. la riduzione della pressione del vapore porterebbe ad un aumento del rapporto di conversione, mai costi di produzione diventerebbero troppo elevati.

Lo svolgimento dei programmi di ricerca e sviluppo ha inoltre dimostrato come fosse tutto daverificare il convincimento della maggiore facilità di realizzazione dei reattori veloci refrigerati convapore.

E’ stata anche accuratamente esaminata la possibilità di impiegare elio come refrigerante. I vantaggiche ne potrebbero derivare sono molteplici: da un lato si avrebbe un aumento del rapporto diconversione e, dall’altro, potrebbero essere utilizzate soluzioni tecnologiche già adottate nei reattoria gas ad alta temperatura. Tuttavia, tenendo conto delle modeste caratteristiche di scambio termico,della elevata potenza di pompaggio e, soprattutto, della difficoltà di garantire un adeguatoraffreddamento del nocciolo nel caso di perdita accidentale di refrigerante, non poche perplessitàsono state espresse per questo tipo di reattore.

Per i motivi sopra brevemente accennati, nei progetti di tutti i reattori veloci già realizzati o in fase dicostruzione è previsto l’impiego, come fluido termovettore, di metalli liquidi e, in particolare, delsodio. Tali reattori sono correttamente indicati col nome di “LMFBR” (Liquid Metals Fast BreederReactors), facendo con ciò intendere che il ricorso ai metalli liquidi non è l’unica soluzione possibilee che, quindi, questi reattori potrebbero costituire un sottoinsieme del più vasto insieme dei reattoriveloci.

Il sodio fonde a 208. °F (97. °C) e bolle, alla pressione atmosferica, alla temperatura di 1,621. °F(874. °C). Poiché la temperatura di fusione del sodio è relativamente alta, si rende necessaria lainstallazione di sistemi esterni di riscaldamento che devono essere messi in funzione nella fase diavviamento e durante gli arresti prolungati del reattore.

Peraltro, la bassa tensione di vapore del sodio consente di raggiungere elevate temperature dellostesso all’uscita dal nocciolo e, conseguentemente, alti rendimenti con basse pressioni nel circuitoprimario.

Nella Tabella 6.6 sono riportati i valori di alcune fra le principali caratteristiche fisiche del sodioliquido, per diversi valori della temperatura.

T

°C

cp

J/kg °C

ρ

kg/m3

µ

kg/m s

µ/ρ

m2/s

K

W/m°C

Pr

-

100. 1,383. 927. 705. E-6 0.738 E-6

200. 1,340. 904. 450. E-6 0.483 E-6 81.5 0.0074

300. 1,304. 882. 345. E-6 0.380 E-6 75.7 0.0059

400. 1,279. 859. 282. E-6 0.320 E-6 72.0 0.0051

500. 1,262. 834. 243. E-6 0.284 E-6 67.0 0.0046

600. 1,255. 809. 209. E.6 0.252 E-6 62.7 0.0042

700. 1,257. 783. 185. E-6 0.230 E-6 59.0 0.0040

800. 1,269. 757. 165. E-6 0.211 E-6 54.9 0.0038

Tabella 6.6:Principali caratteristiche del sodio in funzione della temperatura.



Le caratteristiche fisiche del sodio consentono l’ottenimento di elevati valori del coefficiente discambio termico (superiori a 100,000. kCal/h m2 °C). Tali caratteristiche, certamente positive perquanto attiene alla capacità di asportazione del calore, hanno invece effetti negativi in relazione aglistati di tensione di origine termica nelle strutture durante i transitori.

L’uso del sodio pone inoltre problemi di non trascurabile rilievo conseguenti alla sua nota capacità direazione con l’acqua e con l’aria ed alla attività in esso indotta dall’irraggiamento neutronico.

Nei successivi paragrafi saranno sommariamente presi in esame i problemi sopra indicati.

6.4.1.1 Trasmissione di Calore per Convezione con Fluidi ad Elevata ConducibilitàTermica

Nei fluidi caratterizzati da elevati valori della conducibilità termica (metalli liquidi in generale) e,quindi da un basso valore del numero di Prandtl, la trasmissione del calore per conduzione nella zonaturbolenta assume un’importanza significativa rispetto a quella conseguente al rimescolamento delfluido. Conseguentemente, il gradiente di temperatura non sarà più localizzato nello strato limite, mainteresserà l’intera sezione del canale. La nota similitudine tra i profili trasversali della velocità e dellatemperatura non è valida per i fluidi considerati.

Un parametro che, sinteticamente, consente di valutare l’efficacia del mescolamento rispetto allaconduzione è il noto numero di Peclet (Pe), dato dal prodotto dei numeri di Reynolds (Re) e diPrandtl (Pr):

Pe = Re Pr

Se Pe < 100, la trasmissione del calore è governata dalla conduzione del fluido.

Per Pe ≈ 1,000. la conduzione ed il mescolamento hanno importanza confrontabile;

Per Pe > 50,000. il mescolamento è, nella zona turbolenta, il meccanismo di gran lunga piùimportante e il trasferimento del calore è sostanzialmente condizionato dalla resistenza termica dellostrato laminare in prossimità della superficie di scambio.

Prima di presentare le correlazioni che sono state proposte per la determinazione dei coefficienti discambio termico, si ritiene opportuno ricordare che la solubilità dell'ossigeno nel sodio aumentarapidamente al crescere della temperatura per avvicinarsi al limite di saturazione (circa 0.1% in peso)a 500. ÷ 550. °C. L'ossigeno reagisce con il sodio con formazione di ossidi di sodio che, essendofortemente corrosivi, determinano l'ossidazione superficiale dei materiali a contatto con il sodio conaumento della resistenza alla trasmissione del calore e conseguente diminuzione del coefficiente discambio termico. Le numerose esperienze eseguite hanno infatti evidenziato che la presenza di ossididi sodio può determinare una marcata riduzione del numero di Nusselt.

Con questa premessa, si precisa che le correlazioni proposte sono riferite a sodio sostanzialmentepulito (concentrazione degli ossidi inferiore a 50. ppm).

Per condotti a sezione circolare di lunghezza infinita percorsi da sodio, Martinelli e Lyon hannoproposto la seguente correlazione da ritenersi applicabile qualora si possa ritenere costante il flussodi calore attraverso la parete:

Nu = 7 + 0.025 Pe0.8

Nell’ipotesi che si possa ritenere invece costante la temperatura della parete, Seban e Shimazakipropongono la correlazione seguente:

Nu = 5 + 0.025 Pe0.9



dove:

Nu = numero di Nusselt = hD

k

Pe = numero di Peclet = Re Pr = vD c

k

vD c

kp pρ

µµ ρ

=

essendo, come è noto:

h coefficiente di scambio termico;

D diametro del condotto;

k conducibilità termica del fluido;

v velocità del fluido;

ρ densità del fluido;

µ viscosità del fluido;

cp calore specifico del fluido.

Entrambe le correlazioni proposte sono di tipo binario e mettono in evidenza la sovrapposizione deidue effetti: quello conduttivo, rappresentato dal termine costante, e quello del mescolamento, legatoal numero di Peclet.

Se la sezione del canale non è circolare, le correlazioni suddette possono essere ancora applicate,intendendo con D il diametro idraulico.

Per un fascio di barrette refrigerate con un flusso di sodio parallelo agli assi delle barrette stesse,Dwyer ha condotto una analisi in condizioni di moto turbolento pienamente sviluppato e flusso dicalore costante. I risultati ottenuti sono esposti nella Figura 6.1 nella quale è riportato il numero diNusselt in funzione del numero di Peclet per due diversi valori del rapporto S/D (S e D sono,rispettivamente, la distanza fra gli assi delle barrette ed il diametro delle stesse). Nella stessa figurasono anche riportati i risultati sperimentali ottenuti da Borishansky e Firsova. Come emergedall'esame della figura, l'accordo fra i risultati dell'analisi e quelli sperimentali è molto buono pernumeri di Peclet relativamente alti (superiori a 150.), mentre appare insoddisfacente per bassi valoridi Pe. La causa di tale discrepanza sembra essere il non adeguato controllo della concentrazione degliossidi di sodio durante le esperienze.

Dall’esame dei dati riportati nella Tabella 6.6, risulta che il numero di Prandtl per il sodio allatemperatura di 500. °C è pari a 4.6 x 10-3.

cp 0.30 BTU/1b °F

ρ 52.1 1b/ft3

µ 0.588 1b/h ft

k 38.6 BTU/h ft °F

Infatti, con i valori suddetti, si ha:

Pr. .

..= = = −c

kpµ 0 30 0588

38 64 6 10 3 x

x

Tale valore è notevolmente minore di quelli caratteristici di altri refrigeranti come indicato di seguito:

Pr = 4.52 per acqua a 100. °F



Pr = 0.87 per acqua a 500. °F

Pr = 0.6 ÷ 0.8 per gas

Con i valori del numero di Prandtl caratteristici del sodio, anche per alti numeri di Reynolds(100,000.), si hanno numeri di Peclet inferiori a 1,000. Per tali valori, come è stato prima detto, laconduzione nella zona turbolenta assume significativa importanza nella trasmissione del calore.

Nel seguito è riportata a titolo di esempio la determinazione del coefficiente di scambio termico in unelemento di combustibile del reattore Superphenix.

1

10

100

10 100 1000 10000

Peclet Number

Nus

selt

Num

ber a

b

Figura 6.1: Correlazione per lo scambio termico in fasci di barrette refrigerate con un flusso di sodioparallelo all'asse.

a) S/D = 1.5 b) S/D = 1.2 I punti sono relativi ai risultati sperimentali



Determinazione del Coefficiente di Scambio Termico in un Elemento di Combustibile del ReattoreSuperphenix

D

S

l

Li Le

Figura 6.2: Dati geometrici dell’elemento di combustibile.

Dati (vedi Figura 6.2):

Dimensioni della scatola: Le = 173. mm; Li = 163. mm; l = 94. mm

Numero di barrette nella scatola: n = 271

Diametro esterno delle barrette: D = 8.5 mm

Passo del reticolo: S = 10.5 mm

Rapporto fra passo e diametro: S/D = 1.2

Temperatura media del sodio: T = 470. °C

Velocità media del sodio: V = 7. m/s

I valori delle grandezze fisiche del sodio di interesse per la determinazione in esame sono ottenibilidalla Tabella 6.6.

Area interna della scatola: Asc = (61.2 x 0.866) / 2. = 230. cm2

Area occupata dalle barrette: Ab = (π D2 n) / 4. = 154. cm2

Area passaggio refrigerante: Ar = Asc - Ab = 76. cm2

Perimetro bagnato: Pb = π D n = 723. cm

Diametro idraulico del canale: De = 4Ar/Pb = 0.43 cm

Numero di Reynolds: Re = V D ρ /µ = 100,000.

Numero di Prandtl: Pr = cp µ/k = 0.0047

Numero di Peclet: Pe = Re Pr = 470.



Utilizzando la correlazione proposta da Martinelli e Lyon si ha:

Nu = hD/K = 7. + 0.025 Pe0.8 = 10.43

da cui:

h = 16.6 W/(cm2°C) = 140,000. Cal/(h m2 °C)

Si può osservare che il valore di Nu ottenuto dalla correlazione sopra indicata è in pieno accordo coni risultati dell'analisi riportati nella Figura 6.1.

6.4.2 Radioattività del Sodio

Il sodio viene attivato in modo rilevante per irraggiamento neutronico. Il sodio presente in natura ècostituito dall’isotopo Na23 avente sezione di cattura pari a 0.53 barns per neutroni termici ed a circa1 mbarn per neutroni con energia di 0.25 MeV.

Per assorbimento neutronico il sodio si attiva secondo le due reazioni seguenti:

Na n Na Mgh

23 2415

241 2+ → → + + +−β γ γ

Na n Na n Ney

23 222 6

222+ → + → + ++.

β γ

Il Na24 ha un tempo di dimezzamento di 15 ore e decade con emissione γ in Mg24 stabile,caratterizzato da una bassa sezione di cattura. Nel decadimento vengono emessi due fotoni γ aventienergia pari, rispettivamente, a 2.76 e 1.38 MeV.

La sezione d’urto relativa alla formazione di Na22 ha un andamento a soglia ed assume valorisignificativi per energie dei neutroni superiori ad 11. MeV. La sezione d’urto suddetta, mediata sullospettro tipico dei reattori veloci, è praticamente trascurabile rispetto a quella relativa alla formazionedi Na24.

Durante il funzionamento dell’impianto la radioattività del sodio è quindi dovuta al decadimento delNa24. L’attività conseguente al decadimento del Na22, ancorché con valori notevolmente piùmodesti, diventa invece predominante dopo poche settimane dallo spegnimento dell’impianto, acausa dell’elevato tempo di dimezzamento di questo isotopo (2.6 anni) nei confronti di quello delNa24 (15. h).

Una valutazione approssimata della radioattività del sodio durante l’esercizio può essere effettuataipotizzando che:

1) l’andamento della sezione d’urto del sodio in funzione dell’energia dei neutroni σ(E) sia del tipo

1/v e quindi proporzionale ad E/1 . Con questa ipotesi, il flusso termico equivalente, definitocome quel flusso termico che, moltiplicato per la sezione d’urto di attivazione in zona termica,fornisce un numero di catture pari a quelle dovute al flusso effettivo:

( ) ( )φσ

φ σth eqth

E E dE. =∞

∫1

0

può essere determinato utilizzando la relazione seguente:



( )∫∞

=0. dE

E

EE th

eqth φφ

Dopo aver determinato il valore del flusso termico equivalente, sarà possibile fare riferimento nelcalcolo dell’attivazione del sodio alla sezione d’urto in campo termico;

2) il sodio contenuto nella zona dell’impianto esposta ai neutroni sia sottoposto ad un flussoneutronico costante, mentre il sodio contenuto nelle altre zone sia sottoposto ad un flusso nullo;

3) il tempo di transito intercorrente fra l’uscita e l’ingresso del sodio sia trascurabile agli effetti deldecadimento del Na24;

4) la radioattività del sodio sia interamente riferibile al Na24.

Si può osservare che le ipotesi 3) e 4) sono pienamente giustificate, tenendo presente che il tempo ditransito del sodio nel circuito primario è dell’ordine del minuto e che, come è già stato detto, lasezione d’urto relativa alla formazione del Na22 è trascurabile rispetto a quella relativa allaformazione del Na24.

Nel rispetto delle ipotesi sopra esposte, l’attivazione del sodio può essere determinata utilizzando larelazione seguente:

λ φNa th eq Nac

tNa

V

V*

.= Σ (dis/cm3 s)

dove:

λNa costante di decadimento del Na24 (s-1);

φth.eq flusso neutronico termico equivalente al quale è esposto il sodio contenuto nel volume Vc

(n/cm2 s);

Na* densità dei nuclei di Na24 all’equilibrio (nuclei/cm3);

ΣNa sezione d’urto macroscopica di formazione del Na24 in zona termica (cm-1);

Vc volume del sodio nella zona esposta al flusso neutronico;

Vt volume totale del sodio presente nel circuito.

A titolo di esempio si procederà alla determinazione del valore dell’attività specifica del sodioprimario in un reattore veloce di potenza, assumendo i seguenti valori numerici per le grandezzeinteressate:

φth.eq 1012 n/cm2 s

ΣNa 0.01 cm-1 σ = 0.525 barn

Vc / Vt 0.3

l’attività specifica A del sodio sarà allora pari a:

A = 1012 x 0.01 x 0.3 = 3 x 109 dis/s = 0.08 Ci/cm3



6.4.3 Compatibilità del Sodio con i Materiali Strutturali

Numerose ricerche sono state condotte per poter disporre di adeguate informazioni sullecaratteristiche di compatibilità dei diversi materiali che, utilizzati per la realizzazione di componentidell’impianto, possono venire a contatto con il sodio durante l’esercizio.

Le ricerche hanno riguardato, essenzialmente, i materiali seguenti:

• acciai inossidabili austenitici (AISI 304, 316, 327);

• acciai ferritici stabilizzati con titanio e niobio;

• tantalio;

• niobio;

• vanadio.

I risultati ottenuti dalle ricerche svolte hanno mostrato che i fenomeni che si manifestano sonostrettamente connessi al tipo di materiale esaminato.

Per quanto riguarda gli acciai, sono stati evidenziati tre fenomeni fondamentali:

1) Trasporto di massa conseguente ad effetti termici

Se le diverse parti di un circuito, ancorché realizzate con materiali dello stesso tipo, si trovano atemperature differenti, si può avere trasporto di massa dalle zone più calde a quelle piùfredde.

2) Trasporto di massa dovuto alla presenza di materiali di differente tipo

Se tutte le parti di un circuito sono alla stessa temperatura, ma lo stesso è costruito con acciai di tipodiverso (austenitici e ferritici), si può avere trasporto di massa da un acciaio all’altro.

3) Fenomeni classici di corrosione

Tali fenomeni portano alla ossidazione degli elementi presenti negli acciai.

Il fenomeno indicato al punto 1) determina asportazione di materiale (principalmente ferro) dallezone calde e deposito del materiale stesso nelle zone a temperature inferiori.

Le conseguenze possono essere significative in quanto si ha riduzione dello spessore della strutturain zone generalmente più sollecitate e possibile formazione di depositi che potrebbero determinareanche riduzione delle aree di passaggio del fluido refrigerante.

Il fenomeno indicato al punto 2) porta ad una variazione delle caratteristiche meccaniche deimateriali impiegati.

Le reazioni chimiche che caratterizzano il fenomeno sono le seguenti:

2Na + ½ O2 → Na2O

Na2O + Fe3C → CO + 2Na + 3Fe

2CO + Cr → CrC2 + O2

Analizzando le reazioni suddette si può osservare che gli ossidi di sodio asportano carbonio dalcarburo di ferro sotto forma di ossido di carbonio che, reagendo con il cromo, porta alla formazionedi carburo di cromo. Poiché gli acciai austenitici hanno una percentuale di cromo molto maggiore diquella degli acciai ferritici, ne consegue una decarburazione degli acciai ferritici e una carburazionedegli acciai austenitici e, quindi, una variazione delle caratteristiche meccaniche dei materiali stessi.



La presenza negli acciai ferritici di titanio in quantità pari all’1 ÷ 2% determina una stabilizzazionedei carburi di ferro e rende meno marcato il fenomeno suddetto. Per questo motivo, gli acciai ferriticiimpiegati sono generalmente stabilizzati con titanio.

Il fenomeno indicato al punto 3) che si manifesta, peraltro, in tutti gli altri materiali esaminati, è unclassico fenomeno di ossidazione con formazione di ossidi più stabili dell’ossido di sodio.Quest’ultimo viene ridotto a sodio metallico con liberazione di ossigeno che determina la formazionedegli ossidi dei materiali considerati (ossidi di ferro, di zirconio, ecc.).

Per i diversi materiali il fenomeno di ossidazione si manifesta in due modi sostanzialmente differenti:

1. gli ossidi formati sono compatti e, rimanendo aderenti alla superficie del materiale, ne inibisconola ulteriore ossidazione. Tale comportamento è caratteristico dello zirconio.

2. gli ossidi formati sono friabili e, potendo essere facilmente asportati, rendono possibile unaprogressiva ossidazione del materiale. Tale comportamento è caratteristico del vanadio, del niobioe del tantalio.

L’entità della corrosione subita dal materiale può essere facilmente individuata dalla variazione delpeso del provino. Per i motivi sopra esposti, nel primo caso l’ossidazione determinerà l’aumento delpeso del provino e, nel secondo caso, una sua diminuzione.

La maggior parte dei fenomeni prima accennati hanno come causa iniziatrice la presenza di ossidi disodio. Pertanto l’entità dei fenomeni suddetti potrà essere convenientemente ridotta adottando gliaccorgimenti necessari per mantenere a livelli ragionevolmente bassi la concentrazione degli ossidi disodio.

I risultati di esperienze condotte estensivamente in numerosi Paesi hanno mostrato che ilcomportamento dei diversi materiali può ritenersi accettabile se la concentrazione degli ossidi disodio, C(Na2O), è inferiore ai valori qui di seguito riportati:

• C(Na2O) < 60 ppm, per gli acciai ferritici e austenitici;

• C(Na2O) < 10 ppm, per lo zirconio e le sue leghe;

• C(Na2O) < 5 ppm, per il tantalio, il niobio ed il titanio.

Per mantenere la concentrazione degli ossidi di sodio nei limiti richiesti, si opera nel modo seguente.Si ritiene necessario in primo luogo contenere nei limiti più bassi possibili la formazione degli ossidi,riducendo l’assorbimento dell’ossigeno da parte del sodio. A tale fine, i volumi liberi del circuitovengono riempiti con gas inerte in modo da evitare o, quanto meno, ridurre il contatto direttodell’aria con le superfici libere del sodio. I gas utilizzabili a tale scopo sono sostanzialmente: l’elio el’argon. L’elio ha il vantaggio di non attivarsi, mentre l’argon, essendo più pesante dell’aria, rimanestabilmente a contatto con la superficie libera del sodio, limitando l’ossidazione del sodio stessoanche se nel circuito, come è quasi certo, sia ancora presente aria. Tenuto conto di quanto sopra,viene generalmente utilizzato l’argon come gas di copertura.

E’ stato ipotizzato anche l’impiego dell’azoto, se non altro, per motivi economici. Purtroppo, però,l’azoto è solubile nel sodio anche se in limiti molto bassi (minori di 1 ppm). Il suo impiego potrebbeportare allora alla nitrurazione delle superfici delle componenti con conseguenze particolarmentepesanti per le componenti di sottile spessore (guaine delle barrette del combustibile, soffietti dellevalvole, ecc.).

Nonostante questi accorgimenti, si ha una continua, anche se lenta, formazione di ossidi di sodio che,in assenza di sistemi di purificazione, potrebbero raggiungere nel tempo concentrazioni superiori aquelle ammissibili.



Per evitare che ciò avvenga, una parte del sodio viene prelevata dal circuito e convenientementepurificata dagli ossidi. Il sodio prelevato viene raffreddato fino alla temperatura di 150.°C e quindifatto passare attraverso filtri in acciaio inossidabile. Poiché la solubilità degli ossidi del sodiodiminuisce al diminuire della temperatura, il raffreddamento del sodio provoca la precipitazione degliossidi che vengono raccolti nei filtri. I sistemi, contenenti i filtri, nei quali il sodio viene raffreddatoprendono comunemente il nome di “trappole fredde”. Il sodio all’uscita dalla trappola ha unaconcentrazione di ossidi compresa tra 10. e 20. ppm.

Qualora sia richiesta una purificazione più spinta, vengono impiegate, disposte in serie con le primele cosiddette “trappole calde”. Il loro funzionamento è basato sul fatto che gli ossidi di talunielementi (zirconio, niobio, tantalio) sono più stabili dell’ossido di sodio. Pertanto, facendo passare ilsodio contenente i propri ossidi attraverso filtri costituiti dai materiali sopra indicati, si haossidazione di questi materiali e contemporanea riduzione degli ossidi di sodio a sodio metallico.Tale processo è tanto più marcato quanta più elevata è la temperatura. All’uscita dalle trappolefredde, il sodio viene riscaldato a circa 400. ÷ 500. °C e, quindi, fatto passare attraverso filtrirealizzati generalmente in leghe di zirconio. I sistemi sopra indicati prendono normalmente il nome,come è stato detto prima, di “trappole calde”. Per la costruzione dei filtri viene preferito lo zirconioagli altri materiali (vanadio, niobio) in quanto, come sopra indicato, gli ossidi di zirconio sono moltocompatti e non c’è quindi il rischio che gli stessi vengano asportati e mantenuti in circolazione dalsodio.

6.4.4 Reazione tra il Sodio e l’Aria

Il sodio reagisce con l’ossigeno con formazione di ossidi. Le reazioni più significative sono leseguenti:

2Na + 1/2O2 → Na2O + 104. Cal/mole

Na2O + ½O2 → Na2O2 + 20. Cal/mole

La presenza di ossidi di sodio non solo determina, come è stato detto, la corrosione dei materiali coni quali il sodio può venire a contatto, ma può anche avere effetti negativi per l’asportazione delcalore in quanto gli ossidi stessi potrebbero depositarsi, formando incrostazioni su talune parti delcircuito di refrigerazione. Inoltre, essendo la reazione sodio-aria fortemente esotermica, si possonoavere aumenti della temperatura e della pressione, con conseguenti sovrasollecitazioni alle strutturedi contenimento. Per ridurre l’entità di questo fenomeno si cerca di evitare il contatto diretto sodio-aria, eliminando, per quanto possibile la presenza di aria nel circuito, mediante la sostituzione dellastessa con gas inerte (argon). Gli effetti di una eventuale reazione sodio-aria che dovesse verificarsinonostante le azioni preventive messe in atto, potranno essere mitigati dall’intervento di opportunisistemi di scarico controllato.

6.4.5 Reazione tra il Sodio e l’Acqua

Una eventuale reazione tra il sodio e l’acqua che potrebbe avvenire, per esempio, nel generatore divapore a seguito della rottura di uno o più tubi dello stesso, può avere pesanti conseguenze ai finidella sicurezza e dell’esercizio dell’impianto.

Le principali reazioni che si verificano nel caso di interazione sodio-acqua sono le seguenti:

2Na + H2O(liq.) → Na2O + H2 + 31. Cal/mole

Na + H2O(liq.) → NaOH + ½H2 + 37. Cal/mole



Se vi è eccesso di sodio la reazione prevalente è quella indicata al punto 1); se invece la quantità disodio e di acqua sono equimolari o se vi è eccesso di acqua, la reazione prevalente è ovviamente la2).

Nel caso in cui l’acqua sia presente in fase vapore, le reazioni suddette divengono:

2Na + H2O(vap.) → Na2O + H2 + 40. Cal/mole

Na + H2O(vap.) → NaOH + ½H2 + 46. Cal/mole

In presenza di ossigeno, l’idrogeno prodotto potrebbe reagire con lo stesso secondo la reazione:

H2 + ½O2 → H2O + 75. Cal/mole

Poiché le reazioni suddette sono fortemente esotermiche e l’energia prodotta viene liberata in tempimolto piccoli (dell’ordine del secondo per le reazioni sodio-acqua e dell’ordine del millisecondo perla reazione idrogeno-ossigeno), le reazioni stesse possono avere carattere esplosivo. In particolare, lereazioni sarebbero di tipo esplosivo se non fossero previsti opportuni dispositivi (valvole disicurezza, dischi di rottura ecc.) che consentano un rapido efflusso dell’idrogeno prodotto. Le lineedi scarico ed i sistemi di raccolta dovranno altresì garantire che la probabilità di una successivareazione esplosiva idrogeno-ossigeno sia mantenuta in limiti estremamente bassi.

6.4.6 Effetti dell’Irraggiamento Neutronico sui Materiali Impiegati nei Reattori Veloci

Lo studio dell’effetto dell’irraggiamento neutronico sui materiali impiegati nella costruzione deireattori nucleari è stato oggetto di una consistente attività di ricerca condotta in tutti i Paesi findall’inizio dello sviluppo industriale dell’energia nucleare. E’ noto che a tal fine furono realizzatireattori nucleari ad alto flusso neutronico (MTR Materials Testing Reactors) appositamenteconcepiti per l’irraggiamento di campioni da sottoporre a prova. Come è noto, i risultati ottenutihanno consentito di verificare, tra l’altro, che gli effetti dell’irraggiamento neutronico sono funzionidell’energia dei neutroni, del flusso integrato e della temperatura.

Le conoscenze attualmente disponibili, derivanti sia dalle ricerche svolte che dall’esercizio degliimpianti, si ritengono adeguate per consentire una ragionevole valutazione delle variazioni dellacaratteristiche (temperatura di transizione, carico di rottura, carico di snervamento, resilienza, ecc.)dei materiali normalmente impiegati nella costruzione delle diverse parti di un reattore a neutronitermici.

L’estrapolazione dei dati disponibili ai reattori veloci non è certamente immediata e priva diincertezze legate soprattutto all’elevato valore del flusso neutronico (almeno cento volte maggiore aquello relativo ai neutroni termici) ed alla composizione energetica dello stesso. Al riguardo, è statagià evidenziata la presenza di fenomeni mai riscontrati nei reattori termici.

Si ritiene importante ricordare, in proposito, che i materiali metallici sottoposti ad irraggiamento conneutroni ad elevata energia presentano fenomeni di rigonfiamento (swelling) con conseguenteaumento delle dimensioni delle parti costruite con i materiali stessi. Tale fenomeno fu messo in luceper la prima volta dai tecnici dell’UKAEA nel lontano 1967. Essi constatarono un sensibile aumentodelle dimensioni delle guaine delle barrette degli elementi di combustibile del reattore di Dounreay.Tali guaine sono realizzate in acciaio inossidabile di tipo austenitico. Poiché questo materiale è didiffuso impiego nella costruzione dei reattori veloci, il fenomeno osservato costituì motivo diragionevole preoccupazione.

All’esame microscopico lo “swelling” degli acciai appare dovuto alla presenza di microporosità (condiametro fino a 1500. Å) che si generano nella massa metallica. Tale “nucleazione” avviene incorrispondenza di nuclei o germi costituiti da microscopiche sacche gassose contenute inizialmente



nel materiale o prodotte dalla segregazione di elio formatosi nella reazione di cattura (n, α) deineutroni con il B10.

Il grado di rigonfiamento, definito come rapporto tra le variazioni di volume ∆V ed il volume inizialeV, è funzione della temperatura e, soprattutto, del flusso neutronico integrato. Per la suadeterminazione possono essere utilizzate correlazioni empiriche dedotte dall’esame dei risultatisperimentali. Le correlazioni finora proposte sono del tipo:

( )∆V

VA nvt en

CRT=

−

dove:

nvt fluenza neutronica (n/cm2)

A, n, C costanti empiriche il cui valore varia a seconda del tipo di materiale e del tipo dilavorazione cui lo stesso è stato sottoposto

R costante universale dei gas

T temperatura assoluta

Nelle Figura 6.3 e Figura 6.4 è riportato, per esempio, l’andamento dello “swelling” per l’AISI 316lavorato a caldo, in funzione, rispettivamente, della fluenza, a temperatura imposta e dellatemperatura, a fluenza imposta.

I dati sperimentali finora disponibili sono relativi a flussi integrati pari a circa 8 x 1022 n/cm2. Talevalore è molto più basso di quelli previsti per i reattori veloci di potenza, che saranno pari ad almeno2 x 1023 n/cm2. Con quest’ultimo valore del flusso integrato, estrapolando i risultati disponibili, siavrebbero gradi di rigonfiamento superiori al 10%.

10

1,0

0,1

10 101022 23 24

Fluenza [n/cm ]2

E > 100 keV

VV

[%]∆

Figura 6.3: Andamento dello swelling in funzionedella fluenza.

400 600Temp. °C

VV

[%]∆Fluenza: 5 x 10 [n/cm ]222

E > 100 keV

01

2

3

4

5

Figura 6.4: Andamento dello swelling infunzione della temperatura.



6.5 Sviluppo dei Reattori Nucleari a Neutroni Veloci

I reattori veloci sono stati sviluppati, fin dall’inizio, in tutti i Paesi interessati alla utilizzazione perscopi pacifici dell’energia nucleare, nel convincimento che il loro impiego, anche se in modo nonesclusivo, fosse necessario per un più razionale ed efficiente sfruttamento delle risorse energeticheutilizzabili per la fissione nucleare presenti in natura, nella speranza che nel futuro meno prossimofosse possibile ricorrere in modo massiccio all’energia nucleare da fusione per il soddisfacimento deicrescenti fabbisogni energetici dell’umanità.

I paesi nei quali più significative sono state le attività svolte per lo sviluppo di questa filiera sono iseguenti: USA, Gran Bretagna, Francia, RFT, URSS e Giappone. Anche nel nostro Paese è statomanifestato concreto interesse per queste problematiche e non trascurabili, anche in terminieconomici, sono stati gli impegni conseguenti. Le attività di studio, di ricerca, e di sviluppo sisarebbero dovute concretare nella realizzazione del reattore PEC (Prova elementi di combustibile),appositamente concepito per lo studio e la verifica, in condizioni reali, delle caratteristiche dielementi di combustibile di concezione avanzata da utilizzare successivamente negli impianticommerciali. Dopo varie vicissitudini, il reattore suddetto era in fase di avanzata costruzione inprossimità del lago Brasimone nell’Appennino tosco-emiliano quando, a seguito del notoreferendum, l’Autorità Politica, ha deciso il blocco delle attività relative ai reattori a fissione e,conseguentemente, anche la chiusura del cantiere del Brasimone. Particolarmente significativa è stataanche la partecipazione di Enti ed Industrie nazionali alla realizzazione della centrale Superphenix, inFrancia, nell’ambito di un accordo di collaborazione istituito tra i tre Paesi europei (Francia, RFT,Italia) che avevano espresso particolare interesse per la utilizzazione industriale dell’energia nucleareda fissione in campo veloce. I costi relativi alla costruzione della centrale sono stati ripartiti tra i trepaesi suddetti nella misura seguente: Francia (50%), Italia (33.3%), RFT (16,7%). Coerentementecon gli impegni finanziari assunti, un terzo dell’energia elettrica prodotta dalla centrale è immessanella rete elettrica italiana.

6.5.1 Disposizione Impiantistica

In tutti gli impianti già realizzati o in corso di realizzazione è stato utilizzato il sodio come fluidotermovettore. Pertanto tutti questi appartengono alla filiera già indicata con la sigla LMFBR.Un’altra importante comune caratteristica è stata l’adozione di soluzioni impiantistiche chegarantiscano al massimo livello la impossibilità per il fluido del circuito secondario (acqua e vapord’acqua) di venire a contatto con il sodio attivo presente nel circuito primario. A tale fine sono statisistematicamente previsti tre circuiti, il primo dei quali (circuito primario) è percorso da sodioinevitabilmente attivo, il secondo (circuito intermedio) è percorso da sodio non attivo, il terzo(circuito secondario) è percorso da acqua in fase liquida e/o in fase vapore (Figura 6.5).

REATTORE IHX GV

Figura 6.5: Configurazione a tre loops.



Il calore prodotto nel nocciolo, asportato dal sodio primario, è trasferito al sodio del circuitointermedio attraverso gli scambiatori di calore. Il calore stesso è successivamente ceduto neigeneratori di vapore al fluido secondario, con produzione di vapor d’acqua da inviare in turbina.

Per evitare contaminazione del sodio del circuito intermedio anche nel caso di perdite degliscambiatori di calore, il circuito suddetto è mantenuto a pressione più elevata di quella del circuitoprimario.

La circolazione del sodio nei due circuiti è assicurata da opportune pompe di circolazione.

La condizione sopra indicata può essere pienamente soddisfatta adottando soluzioni progettualidiverse tra loro per quanto concerne la dislocazione dei componenti del circuito primario. Lesoluzioni finora adottate sono le seguenti:

• soluzione a circuiti separati, detta anche “loop type”;

• soluzione integrata detta anche “pool type”.

Le due soluzioni sono schematicamente rappresentate nelle Figura 6.6 e Figura 6.7.

Una terza soluzione, cosiddetta “semi-integrata” è stata presa in considerazione (tale soluzione eraquella prevista per il reattore PEC), ma la stessa non sembra presentare significativo interesse,

almeno per gli impianti commerciali.

PP

IHX

Figura 6.6: Soluzione loop-type.



Figura 6.7: Soluzione pool-type.

Le due soluzioni prima indicate, presentano, ciascuna, vantaggi ed inconvenienti.

I principali vantaggi della soluzione a circuiti separati (loop type) sono i seguenti:

• limitata dimensione del vessel:

• limitato volume di sodio radioattivo;

• più facile manutenzione delle pompe e degli scambiatori di calore;

• progettazione più semplice dei singoli componenti.



Per contro, la soluzione stessa presenta molti inconvenienti, i più significativi dei quali possono cosìessere sintetizzati:

• notevole estensione delle tubazioni ed elevato numero di raccordi;

• minore compattezza dell’impianto;

• necessità di adottare dispendiosi accorgimenti costruttivi necessari per aumentare l’affidabilità delsistema di raffreddamento, quali: doppie pareti attorno alle installazioni primarie, circuiti ausiliaridi raffreddamento, ecc.;

• elevati valori delle tensioni di origine termica durante i transitori.

La soluzione a circuiti integrati (pool type) presenta, tra gli altri, i seguenti vantaggi:

• grande compattezza dell’insieme;

• assenza quasi totale delle tubazioni primarie;

• semplificazione delle operazioni di riempimento e di svuotamento del sodio;

• elevata inerzia termica dovuta alla grande massa del sodio con conseguente attenuazione deglishock termici nelle strutture e semplificazione del problema relativo alla rimozione del caloreresiduo dal nocciolo;

• attenuazione degli effetti di una eventuale polluzione del sodio che, per la grande quantità dellostesso può rendere possibile una consistente decantazione delle particelle solide nelle zone a bassavelocità;

• eliminazione dei problemi conseguenti a possibili rotture di tubazioni primarie ed alle perdite neicomponenti del circuito primario. E’ peraltro sempre prevista, oltre alla tanca di contenimentovero e proprio, una vasca di sicurezza esterna alla prima, in modo che, nel caso di rottura dellasuddetta tanca di contenimento, il sodio riempia l’intercapedine tra le due, ma rimanga ad unlivello sufficiente per garantire la copertura del nocciolo e per consentire la refrigerazione dellostesso attraverso gli scambiatori di calore ed i normali circuiti del sodio secondario.

La soluzione a circuiti separati è stata adottata ed è prevista nei reattori a neutroni veloci sviluppatinella Unione Sovietica, nella RFT e negli USA (da parte della Westinghouse, della CombustionEngineering e della Atomics International), mentre la soluzione a circuiti integrati è stata preferita neiprogetti e negli impianti sviluppati in Francia, in Gran Bretagna e negli USA (da parte della Babcock& Wilcox e della General Electric).

6.5.2 Struttura del Nocciolo

I noccioli dei reattori veloci autofertilizzanti sono costituiti, ovviamente, da materiale fissile e damateriale fertile rappresentati rispettivamente, limitandosi al ciclo uranio-plutonio, da U235 o Pu239 eda U238.

Il materiale fissile è normalmente concentrato nella parte centrale, detta “seed” o “seme”, mentre ilmateriale fertile è prevalentemente localizzato nella parte periferica, detta “blanket” o “mantello”.

Nel “seed” viene prodotta la maggior parte (circa il 90%) della potenza termica del reattore, mentreil “blanket” è la sede principale per la produzione del nuovo materiale fissile.

Il combustibile presente nel “seed” è costituito da ossidi misti di uranio e plutonio con elevati valoridell’arricchimento (circa il 20%), mentre nel “blanket” è caricato uranio naturale o, addirittura,uranio depleto.



Il flusso neutronico, centrato su energie intorno ad alcune centinaia di keV, è molto elevato,dell’ordine di 1016 n/cm2 s. Ciò pone problemi non indifferenti in relazione alle rilevanti dosiintegrate assorbite dai materiali strutturali (>1023 n/cm2). Come è stato già accennato, in questecondizioni molti acciai inossidabili subiscono un rigonfiamento “swelling” e sono soggetti afenomeni di “creep”, determinati sia dall’irraggiamento neutronico che dalla elevata temperatura difunzionamento.

Il nocciolo di un reattore veloce è particolarmente sensibile, per quanto riguarda le variazioni direattività, ad eventuali spostamenti del combustibile nel nocciolo ed in particolare nel “seed”. Infatti,a causa delle modeste dimensioni di quest’ultimo e, conseguentemente, dell’elevato valore delgradiente del flusso neutronico nella direzione radiale, uno spostamento in questa direzione delmateriale fissile determinerebbe una variazione di reattività, che sarebbe certamente positiva se lospostamento avvenisse verso l’interno. Il conseguente aumento della potenza prodotta nel fissile piùvicino all’asse del nocciolo, dove il flusso è più elevato, provocherebbe un maggiore riscaldamentodelle facce dell’elemento rivolte verso l’interno rispetto a quelle rivolte verso la periferia chepotrebbe portare ad una deformazione “a clessidra” del nocciolo con ulteriore aumento dellaconcentrazione del fissile nella parte centrale e, quindi, ulteriore aumento della potenza nella partestessa. Si instaurerebbe in tal modo un processo per propria natura divergente, con possibili pesanticonseguenze per l’integrità strutturale degli elementi di combustibile. Un fenomeno di questo tipo siè realmente manifestato nel reattore “Enrico Fermi” (primo reattore a neutroni veloci costruito dagliUSA) che portò alla fusione di una modesta frazione degli elementi presenti nel nocciolo.

In relazione a quanto sopra indicato, è necessario limitare al massimo i possibili spostamenti deglielementi (tali spostamenti potrebbero essere provocati, ad esempio, dalle vibrazioni indotte dallacircolazione del fluido refrigerante; dai movimenti di assestamento dovuti all’incurvamento dellescatole di contenimento delle barrette per effetto delle differenze di temperatura o delle deformazionida “swelling”; ecc.). A tale fine, gli elementi di combustibile, come sarà visto in seguito, sonocaratterizzati da grande compattezza e, nel montaggio, vengono forzati tutti tra loro in senso radialemediante sistemi di cerchiaggio esterno del nocciolo (restrained core design) oppure, sono forzati agruppi indipendenti di sette (free standing core design) mediante opportuni sistemi di vincolo deglistessi sulla piastra di sostegno. Con questa seconda soluzione, gli spostamenti degli elementi,ancorché possibili, determinano modificazione della geometria del nocciolo che portano adiminuzione della reattività.

Il caricamento degli elementi nei LMFBR è reso ulteriormente complicato dalla presenza del sistemadi ancoraggio del nocciolo. Le perdite di carico del refrigerante attraverso il nocciolo sono moltoelevate (5. ÷ 10. atm) e, pertanto, gli elementi sono soggetti ad una spinta idrodinamica rivolta versol’alto (essendo il nocciolo refrigerato in “up flow”), normalmente superiore alla risultante del loropeso proprio e delle forze di attrito sui vincoli. E’ necessario, pertanto, prevedere un sistema difissaggio che impedisca all’elemento di sfilarsi dalla sede ove è alloggiato. Sono stati adottati a talescopo, sia sistemi meccanici (ad esempio, bracci che si chiudono “a petalo” sulla parte superioredegli elementi), sia sistemi idraulici ottenuti mettendo in contatto le estremità inferiori degli elementicon la zona a bassa pressione.

All’esterno del blanket radiale è posizionato lo schermo, costituito da una serie di tubi a sezioneesagonale e circolare contenente barre di acciaio, grafite e grafite borata.

Nei reattori “pool type”, in particolare, allo schermo è affidata, tra le altre, la funzione di ridurre ilflusso neutronico nelle zone della vasca ove sono collocati i generatori intermedi, le pompe dicircolazione ed altre componenti strutturali in modo da contenere in limiti ragionevoli le dosi agliaddetti durante lo svolgimento delle necessarie operazioni di manutenzione.



6.5.3 Elementi di Combustibile per i LMFBR

Gli elementi di combustibile impiegati nei LMFBR sono generalmente costituiti da insiemi di barrettedisposte con passo triangolare all’interno di scatole a sezione esagonale. Le barrette sono distanziatetra loro mediante fili di acciaio avvolti elicoidalmente sulla superficie della camicia. Nel montaggio ilfilo avvolto su una barretta viene a contatto con quelli delle barrette circostanti. I fili distanziatoridelle barrette più esterne vengono a contatto anche con le pareti interne della scatola. Si ottiene in talmodo un insieme barrette scatola caratterizzato da elevata compattezza e rigidità. La presenza dei filidisposti nella maniera suddetta attiva la turbolenza del moto, favorendo il miscelamento delrefrigerante tra i diversi sottocanali.

Le barrette di combustibile degli elementi del “seed”, aventi un diametro di circa 6 ÷ 8 mm, sonocostituite da tubi in AISI 316 parzialmente riempiti con pastiglie. Nella zona centrale della barretta,le pastiglie sono formate da ossidi misti di U e Pu con elevato arricchimento e nelle zone superiori edinferiori (blanket assiale superiore ed inferiore) da UO2 naturale e, più spesso, depleto, prodottonegli impianti di arricchimento.

Al di sotto del blanket inferiore è lasciato in ciascuna barretta un volume libero per la raccolta dei gasdi fissione rilasciati dal combustibile. Tale localizzazione, non usuale nelle barrette impiegate neireattori termici, è dettata dalle opportunità di concentrare i gas rilasciati nella zona della barretta apiù bassa temperatura in modo da ridurre la loro pressione a parità di gas rilasciato e di volume per laraccolta degli stessi.

La potenza specifica lineare non è molto diversa da quella tipica dei reattori termici (40 ÷ 50 kW/m).

Le scatole sono costituite da tubi a sezione esagonale in acciaio inossidabile. I diversi elementicontigui si appoggiano radialmente attraverso opportuni risalti presenti sulle facce esterne dellascatola e sono compattati tra loro, almeno nella soluzione “restrained core design” mediante i sistemidi cerchiaggio del nocciolo, come illustrato nel paragrafo precedente.

Il numero di barrette in ciascun elemento è molto elevato (ad esempio: 217 nel reattore Phenix e 271nel reattore Superphenix).

La possibilità e la opportunità di operare con elevati valori del tasso di bruciamento (dell’ordine di70,000. ÷ 100,000. MWd/t) pone problemi non indifferenti, connessi con lo “swelling” delcombustibile e con rilasci del gas di fissione. In relazione a ciò, si impiegano pastiglie aventi lamassima densità possibile e si prevedono valori elevati dell’intercapedine combustibile guaina,tenendo presente che a fine vita si possono avere variazioni volumetriche del combustibile anchesuperiori al 20%. Il volume libero all’interno delle barrette dovrebbe essere, da un lato, molto elevatoper non avere pressioni eccessive del gas raccolto anche per gli altri valori del burn-up sopra indicatie, dall’altro, ragionevolmente contenuto per non aumentare eccessivamente la lunghezza dellebarrette e, conseguentemente, le perdite di carico distribuite attraverso il nocciolo che, per le altevelocità del refrigerante e per i piccoli valori del diametro idraulico, sono particolarmente elevate.

Gli elementi del blanket radiale disposti all’esterno del “seed” sono costituiti da una scatola a sezioneesagonale di acciaio inossidabile, aventi le stesse dimensioni di quella degli elementi del “seed”,all’interno della quale sono posizionate le barrette. Ciascuna barretta è costituita da un tubo in AISI316 chiuso alle estremità e contenente pastiglie di UO2 depleto. Essendo la potenza specifica linearenelle barrette suddette molto modesta, queste hanno diametro (12. ÷ 14. mm) maggiore di quellodelle barrette del “seed” e, conseguentemente, il loro numero per elemento è necessariamente ridotto(ad esempio: 61 per il reattore Phenix e 91 per il reattore Superphenix).

Gli elementi di combustibile dei LMFBR sono a canale idraulico chiuso. Ciascun elemento èseparatamente alimentato dal basso dal fluido refrigerante che fuoriesce all’estremità superioredell’elemento stesso miscelandosi, dopo la fuoriuscita, con il fluido che attraversa gli altri elementi.



6.6 Evoluzione della Filiera

Come è stato già accennato, tutti i Paesi interessati all’utilizzazione per scopi pacifici dell’energianucleare hanno rivolto particolare attenzione a questa filiera di reattori il cui impegno avrebbe potutoconsentire un efficace contributo dell’energia nucleare da fissione con piena utilizzazione dellerelative fonti energetiche presenti in natura.

In tutti i programmi di sviluppo dei reattori veloci è stato previsto l’impiego del sodio, comerefrigerante e degli ossidi misti di uranio e plutonio, come combustibile. L’unicità di queste scelte hacostituito un elemento di grande importanza per le prospettive della filiera, in quanto ha evitato ladispersione di sforzi ed ha incoraggiato la collaborazione internazionale, E’ certamente connessaanche a questa unicità di concezione, la collaborazione istauratasi in Europa tra enti di ricerca disviluppo, società di progettazione, industrie manifatturiere ed enti elettrici. Un primo concretoesempio particolarmente significativo al riguardo è stato quello relativo alla realizzazione dellacentrale Superphenix (SPX).

Analogamente a qualsiasi altro impianto commerciale, lo sviluppo del reattore veloce richiede ilpassaggio attraverso le fasi seguenti:

• reattore esperimento;

• reattore prototipo;

• centrale dimostrativa;

• centrale commerciale.

Per lo svolgimento di attività specifiche relative alle diverse fasi sono certamente necessarienumerose apparecchiature sperimentali tra le quali, al massimo livello, i reattori sperimentali che,pertanto, devono essere aggiunti alla lista dei reattori sopra indicati.

Dal punto di vista storico va ricordato che il primo reattore veloce fu progettato e costruito negliStati Uniti nel 1946. Tale reattore, chiamato Clementine, era caricato con plutonio metallico,raffreddato con mercurio liquido ed aveva una potenza di 25. kW. Il processo di sviluppo ha avutoinizio negli anni 50 con la costruzione dei primi impianti negli USA, in Gran Bretagna e nell’UnioneSovietica. Proprio negli USA è stato realizzato nel 1951 il primo reattore veloce, l’EBR-1, conproduzione di energia elettrica. Tale processo è proseguito con la realizzazione di prototipi, aventipotenze intorno a 200 ÷ 300 MWe e, quindi, con il progetto e la costruzione di centrali dimostrativecaratterizzate da potenze superiori a 1000 MWe. La centrale Superphenix 2 (SPX 2), il cui progettoveniva portato avanti durante la costruzione di SPX 1, avrebbe dovuto costituire la prima centralecommerciale a neutroni veloci.

Lo sviluppo di queste imponenti attività nel settore ha fatto sì che un grande patrimonio diconoscenze scientifiche e di esperienze industriali ed operative sia stato accumulato nei tre paesiprima ricordati ed in quelli che si sono successivamente aggiunti (Francia, Germania, Giappone,Italia).

Nella Tabella 6.7 sono indicate le più importanti realizzazioni ed iniziative nel campo dei reattoriveloci sviluppate nel mondo dal 1950 al 1980.

Per quanto riguarda gli anni più recenti va segnalato che anche altri paesi hanno mostrato interessenello sviluppo dei reattori veloci: la Cina ha approvato la costruzione di un reattore sperimentale nel1992 della potenza di 65. MWth (Chinese Experimantal Fast Reactor); l’India ha portato avanti ilsuo programma costruendo un reattore sperimentale da 12. MWe, diventato critico nel 1985,caricato con una miscela di carburi di Uranio e Plutonio (hanno una conducibilità termica maggiorerispetto agli ossidi e permettono di ottenere un Breeeding Gain maggiore), costruendo un reattoreprototipo da 30. kWth diventato critico nel 1996 e ancora progettando un altro reattore prototipo da500 MWe, preludio ad un reattore commerciale della stessa potenza; la Corea del Sud sta



progettando per l’inizio del prossimo secolo un reattore veloce di tipo avanzato costituito da quattrounità da 333. MWe per una potenza complessiva di 1,332. MWe.

A conclusione di questa illustrazione, si ritiene opportuno ricordare per sommi capi il contributoitaliano allo sviluppo dei reattori veloci. Le principali attività svolte in Italia possono essere inseritenelle seguenti linee fondamentali:

• realizzazione della centrale SPX-1;

• attività di ricerca, sviluppo e promozione industriale in appoggio alla filiera;

• progetto e realizzazione del reattore PEC.

Tutte le attività suddette sono collocabili in un’ampia collaborazione con altri paesi europei e con laFrancia, in particolare.

L’impianto SPX-1, costruito sulla base dell’esperienza progettuale, costruttiva ed operativa dellacentrale Phenix, costituisce come è stato detto, una tappa di particolare importanza nello sviluppodei reattori veloci; per la prima volta nel mondo è stata raggiunta la fase di centrale dimostrativa,presupposto indispensabile per l’ulteriore sviluppo e commercializzazione della filiera.

L’impegno dell’industria italiana nella realizzazione dell’impianto è stato di particolare rilevanza. LaNIRA, insieme alla NOVATOME, ha avuto la responsabilità della progettazione e della fornitura“chiavi in mano” della caldaia nucleare e l’industria manifatturiera italiana ha coperto una quota dellafornitura pari a circa il 40% del valore economico delle componenti, nelle aree di maggiore rilevanzatecnologica. Tale valore è particolarmente elevato, soprattutto se si pensa che la quota dellapartecipazione finanziaria dell’Italia alla copertura dei costi di costruzione dell’impianto è stata parial 33%.

Le attività di ricerca e di sviluppo in appoggio al SPX-1 e, più in generale, alla filiera veloce, sonostate condotte nell’ambito di un accordo stipulato tra il CEA ed il CNEN (ora ENEA). Esse hannoriguardato le seguenti tematiche:

• tecnologia e sviluppo dei componenti a sodio;

• sviluppo del nocciolo;

• fisica del reattore;

• elemento di combustibile;

• sicurezza dell’impianto;

• analisi tecnico-economiche;

• standardizzazione e normativa.

Lo sviluppo di queste attività ha richiesto la progettazione, la costruzione e la messa a punto dinumerose attrezzature sperimentali particolarmente complesse e sofisticate, che sono state installatenei Centri dell’ENEA del Brasimone e della Casaccia.

Il reattore sperimentale PEC, sospeso in fase di avanzata costruzione al Brasimone, era stataspecificatamente concepito per la prova in ogni condizione di funzionamento di elementi dicombustibile di tipo avanzato per la filiera veloce. Nella Tabella 6.8 sono riportate alcunecaratteristiche delle centrali Phenix e SPX-1.



Reattore Paese PotenzaMWe o MWt

Inizioesercizio

Situazione almarzo 1981

Classe

EBR-1 USA 0,2e 1951 f.s. dal 1963 E

DFR UK 15e 1959 f.s. dal 1977 E

EBR-2 USA 20e 1961 in esercizio E

BR-5 URSS 10t 1958 in esercizio E-S

EFFBR USA 66e 1963 f.s. dal 1966 E

RAPSODIE FRANCIA 40t 1967 in esercizio S

BN-350 URSS 150e 1973 in esercizio P

BOR-60 URSS 12e 1969 in esercizio S

PFR UK 250e 1975 in esercizio P

FFTF USA 400t 1980 in esercizio S

KNK-2 RFT 20e 1977 in esercizio S

PHENIX FRANCIA 250e 1973 in esercizio P

SNR-1 RFT 300e - in costruzione P

JOYO GIAPPONE 100t 1977 in esercizio S

BN-600 URSS 600e - in costruzione P

PEC ITALIA 116t - in costruzione S

FBR INDIA 15e - in costruzione S

C1.RIVER USA 380e - in costruzione P

SPX-1 FRANCIA 1200e - in costruzione C

MONJU GIAPPONE 300e - in costruzione P

CFR UK 1300e - in progetto C

SNR-2 RFT 1300e - in progetto C

BN-1500 URSS 1500e - in progetto C

SPX-2 FRANCIA 1500e - in progetto C. C.

Tabella 6.7: Situazione dei reattori veloci nel mondo dal 1950 al 1980.

(E = reattore esperimento; P = reattore prototipo; S = reattore sperimentale; C = centraledimostrativa; C. C. = centrale commerciale).



CARATTERISTICHE PHENIX SPX-1Dati generaliTipo di reattore FBR (pool type) FBR (pool type)Potenza termica (MWt) 563. 3,000.Potenza elettrica lorda (MWe) 250. 1,240.Potenza elettrica netta (MWe) 233. 1,200.Rendimento (%) 41. 41.NoccioloN° elem. combustibile (zona interna) 55 193N° elem. combustibile (zona esterna) 48 171N° barrette per elemento 217 271Passo del reticolo triangolare triangolareDiametro barrette (mm) 6.6 6.6Tipo di combustibile UO2-PuO2 UO2-PuO2Arricchimento medio (%) 20 15.2Lunghezza elemento (m) 4.3 5.4Materiale guaina AISI 316 AISI 316Temperatura massima guaina (°C) 700. 620.Burn-up medio (MWd/t) 50,000. 70,000.÷100,000.Breeding Gain 0.11 0.18BlanketNumero elementi 90 233N° barrette per elemento 61 91Lunghezza elemento (m) 4.3 5.4Tipo di combustibile UO2 depleto UO2 depletoMateriale guaina AISI 316 AISI 316Circuito primarioFluido termovettore Sodio SodioTemperatura ingresso nocciolo (°C) 400. 395.Temperatura uscita nocciolo (°C) 560. 545.Temperatura ingresso IHX (°C) 555. 542.Temperatura uscita IHX (°C) 395. 392.Portata (t/s) 2.76 16.9Circuito intermedioFluido termovettore Sodio SodioTemperatura ingresso IHX (°C) 350. 345.Temperatura uscita IHX (°C) 550. 525.Temperatura ingresso GV (°C) 550. 525.Temperatura uscita GV (°C) 350. 345.Portata (t/s) 2.2 13.6Circuito acqua vaporeTemperatura ingresso acqua GV (°C) 246. 235.Temperatura uscita vapore GV (°C) 512. 487.Pressione vapore (atm) 163. 177.Portata vapore (kg/s) 158. 1,360.

Tabella 6.8: Caratteristiche Principali delle Centrali PHENIX e SUPERPHENIX.



Figura 6.8: Lay-out plan.



Figura 6.9: Longitudinal cross section.



Figura 6.10: Plain view.



Figura 6.11: Reactor.



Figura 6.12: Nominal configuration of core.



Figura 6.13: Fuel assembley.



Figura 6.14: Route of new fuel assemblies.

Figura 6.15: Route of irradiated fuel assemblies.



Figura 6.16: Secondary circuits.



Figura 6.17: Water-steam circuit.



Figura 6.18: Steam generator.



6.7 Il Programma Nucleare Giapponese

(Il materiale di questo paragrafo e nel successivo relativo al reattore Monju è stato tratto dalla Relazionesvolta per il corso di “Impianti nucleari” da Magalotti Nelson e Rocchi Pierpaolo nell’A.A. 1998/1999).

Il Giappone è il secondo paese più industrializzato al mondo nonostante dipenda per l’84% del suofabbisogno energetico dalle importazioni: quasi tutto il petrolio (99%), il carbone (94%) ed il gas(96%) utilizzati sono importati. Le risorse minerarie sono scarse e i giacimenti di Uranio non sonostati sfruttati industrialmente; proiezioni realistiche indicano che il contributo futuro derivante dallageotermia e dalle fonti rinnovabili sarà insignificante; l’unica fonte energetica che è stata in qualchemodo sfruttata e per la quale ci sono ancora sostanziale fonti da poter utilizzare è l’idroelettrica.

Riduzioni importanti nell’uso di petrolio per ottenere energia elettrica sono state fatte a cavallo deglianni ’70 e ’80, ma negli ultimi quindici anni le cose sono rimaste sostanzialmente immutate. Soltantoadesso la situazione sta nuovamente modificandosi e la quota del 22% relativa al petrolio saràdimezzata entro il 2010, con il contemporaneo aumento delle quote relative all’energia nucleare e alcarbone, a scapito del gas e dell’idroelettrica.

Fin dalle crisi petrolifere degli anni ’70, la politica energetica del Giappone si è diretta verso unasostanziale riduzione delle importazioni di petrolio e una diversificazione delle fonti di carbone e gas.All’energia nucleare, considerata come una fonte “domestica”, è riconosciuto un ruolo chiave persupportare il fragile sistema di approvvigionamento energetico interno. Per questo motivo è statoscelto un ciclo di combustibile di tipo chiuso, dotato di impianti di arricchimento e diriprocessamento e prevedendo un piano di sviluppo di reattori di tipo avanzato per utilizzare ilPlutonio come combustibile.

Il programma nucleare giapponese ha raggiunto un notevole sviluppo, nonostante l’incidente occorsoal reattore veloce MONJU nel 1985 abbia costretto le autorità a riesaminare tale piano. Nonostantequesto incidente non è sostanzialmente cambiato l’appoggio della maggior parte della popolazione alprogramma nucleare, anche se ci sono stati problemi per l’approvazione di altri siti e l’utilizzo delcombustibile MOX.

All’inizio del 1996 la potenza totale delle 4291 centrali era di 225.5 GWe, mentre l’energia elettricatotale prodotta era 989.9 TWh. Il fabbisogno energetico delle industrie era il 55% del totale, con unaprospettiva di scendere al 48% nei futuri quindici anni. La domanda totale di elettricità dovrebbesalire con un rateo del 2% l’anno fino al 2005. Nel 2010 ci si attende una potenza totale istallata di285 GWe e una produzione totale di energia elettrica di 1330 TWh.

All’inizio del 1996 (Figura 6.19 e Figura 6.20) erano operative in Giappone 49 centrali nuclearicommerciali per una produzione totale di energia elettrica di 41,191. MWe ed un reattore prototipo(ATR) da 165. Mwe; questi impianti forniscono 291,3 TWh (29% del totale) con un fattore di caricomedio dell’80%. Tra i reattori commerciali 26 sono BWR (18,186. MWe), 22 PWR (22,839. MWe)ed uno è un GCR (166. MWe). Si stima che nel 2005 la potenza totale dei reattori nucleari istallatiraggiungerà i 55,8 GWe (20% della potenza totale e 34,5% della produzione totale di energiaelettrica) ed i 70 GWe nel 2010 (25% della potenza totale e 42% della produzione di energiaelettrica).

La storia dell’energia nucleare in Giappone fornisce un ottimo esempio della capacità dei giapponesidi assorbire e sviluppare tecnologie che hanno avuto origine all’estero. Il primo reattore istallato funel 1963, un BWR da 13. MWe, mentre la prima centrale commerciale fu commissionata nel 1966.Le prime centrali LWRs furono ordinate chiavi in mano alle ditte costruttrici americane(Westinghouse e GE), ma ben presto le ditte nazionali hanno assunto il ruolo principale comefornitori.



capacità produttiva 1995

idroelettrica 19%

geotermica 1%

nucleare 18%

fossile 62%

produzione totale 1995

geoterm ica 1%nucleare

29%

fossile 61%

idroelettrica 9%

capacità produttiva 2010

geotermica 1%

nucleare 25%

fossile 54%

idroelettrica 20%

p roduzione to ta le 2010

geoterm ica 1%nucleare

42%

fossile 4 6%

idroelettrica

11%

Figura 6.19: Percentuale delle principali fonti energetiche nella capacità produttiva e nellaproduzione di energia elettrica.

Il Giappone ha svolto un ruolo fondamentale per lo sviluppo e l’introduzione dei LWRs di tipoavanzato, spinti anche dal fatto che in passato gli USA hanno tentato di ostacolare lo sviluppo delciclo di combustibile chiuso. I primi ABWR furono ordinati nel 1991 per Kashiwazaki-Kariwa 6 e 7e le prime unità sono adesso in servizio; più lento è stato lo sviluppo dei APWR perché più radicalisono state le modifiche apportate in fase di progetto, ma lo sviluppo di un APWR standardizzato èiniziato nel 1982 ed è stato completato nel 1992. La costruzione di unità di questo tipo era previstanel 1994 a Tsuruga (unità 3 e 4), ma è stata sospesa in attesa di un clima politico più favorevole.

Nel frattempo sempre nuovi obiettivi sono stati raggiunti: la sicurezza è stata migliorata, i tempi diispezione sono stati ridotti così come quelli di costruzione, tanto che l’unità 6 di Kashiwazaki-Kariwa è stata completata in quaranta mesi (dal “primo mattone” alla criticità). Anche i costi sonostati ridotti di circa il 20% ed è stato incrementato il burn-up (55,000. MWd/t).

Nonostante il Giappone sia sempre stato un esportatore di componenti, in passato non ha mai fornitocentrali complete. Questa tendenza si sta adesso modificando ed è in progetto la fornitura di ABWRsalla Cina e ad altri paesi dell’area asiatica.

Anche per quanto riguarda lo sviluppo dei reattori termici di tipo avanzato e dei reattori veloci ilgoverno giapponese ha promosso lo sviluppo di un programma interno. Il primo prototipo ATR(Fugen, da 165. MWe) fu ordinato nel 1971 divenne operativo nel 1979; la costruzione di unimpianto da 600. MWe fu progetta nel 1982, fu in un primo tempo abbandonata nel 1995 per ragionieconomiche ed attualmente è stata ripresa prevedendo però di utilizzare combustibile MOX.

I reattori veloci stanno particolarmente a cuore al Giappone perché rappresentano un mezzoimportante per ridurre la sua dipendenza energetica dalle importazioni. Il reattore sperimentaleJOYO da 100. MWth è diventato critico nel 1977 e dal 1982 è utilizzato come reattore test, senzaproduzione di energia elettrica. La costruzione del reattore prototipo MONJU da 280. MWe èiniziata nel 1985, il reattore è critico nel 1995 ma è fermo per un incidente verificatosi nello stesso



anno, con perdita di sodio dal circuito secondario. Questo incidente ha di fatto sospeso il progettodella costruzione di una centrale dimostrativa (DFBR-1) di tipo pool-type prevista per l’inizio delprossimo secolo, rinviandola finché non saranno disponibili tutte le tecnologie necessarie.

Figura 6.20: Impianti nucleari di potenza in Giappone

Nei primi anni ’70 le centrali nucleari giapponesi erano affette da frequenti problemi tecnici, elevatiratei di esposizione dei lavoratori, onerose richieste di “shut-down”, facendo sì che il fattore dicarico fosse inferiore al 50%. Le prestazioni raggiunsero livelli accettabili nei primi anni ’80attraverso l’impiego di modalità di esercizio e di gestione più sviluppati e la standardizzazione deiprogetti. Nel 1995 i reattori giapponesi avevano un fattore di carico medio del 77.93%. Dal 1983 ilfattore di utilizzo è stato stabilmente al di sopra del 70% e nel 1995 ha superato per la prima voltal’80%. Per quanto riguarda le diverse filiere si hanno fattori di utilizzo rispettivamente di 82.5% per iBWR, 77.6% per i PWR e di 60.4% per i GCR. Le diverse compagnie elettriche hanno inoltresviluppato un intenso programma di addestramento del personale, utilizzando sin dal 1992 simulatoriistallati sul sito. Il miglioramento delle prestazioni del personale e quindi una conseguente riduzionedel fattore umano in caso di incidenti è anche al centro di una intensa fase di ricerca da parte delCRIEPI (Central Research Institute of the Electric Power Industry) e del Nuclear Power EngineeringTest Centre.

L’agenzia giapponese per l’energia nucleare (AEC) ha redatto un programma di lungo termine per laricerca, lo sviluppo e l’utilizzazione dell’energia nucleare. Lo scopo di tale programma è di fornirelinee guida “che siano il più possibili applicabili e concrete e che forniscano suggerimenti inerenti la



flessibilità”. L’ultima edizione di tale programma, redatta nel 1994, riafferma il ruolo chiavedell’energia nucleare nell’economia giapponese, la necessità di utilizzare un ciclo di combustibile ditipo chiuso e della commercializzazione dei reattori veloci, pur riconoscendo che lo sviluppo delprogramma sarà più lento di quanto previsto in precedenza.

6.8 MONJU FBR

Monju è un reattore veloce prototipo della potenza di 280. MWe localizzato (Figura 6.21) nellapenisola di Tsuruga nella prefettura di Fukui, nel Giappone occidentale.

Figura 6.21: Localizzazione del reattore Monju

Il progetto di tale reattore risale al 1968 e la costruzione ha avuto inizio nel 1985. Dopol’effettuazione delle prove non nucleari il reattore è diventato critico nel 1995, per poi essere fermatonello stesso hanno per una perdita di sodio dal circuito secondario.

Il compito di Monju, come del resto quello di tutti i reattori prototipo, è quello di fornire esperienzedirette per quanto riguarda il comportamento della componentistica e di convalidare, attraverso laraccolta dei dati dell’impianto, i codici che verranno poi utilizzati per la progettazione dei reattorisuccessivi. In realtà, molti dei componenti presenti sono normalmente utilizzati anche negli impianticonvenzionali e soltanto i componenti associati al sistema di ricambio del combustibile e al circuito diraffreddamento sono stati progettati espressamente per questo tipo di impianto. Proprio su questiultimi componenti si concentra la raccolta delle informazioni e lo studio del loro comportamentodurante l’esercizio.

La scelta del sito è stata piuttosto laboriosa e alla fine è ricaduta sulla penisola di Tsuruga per le suecaratteristiche geologiche e per la mancanza di altri siti disponibili, nonostante sulla penisola fosserogià presenti sei reattori localizzati in altri due siti. Particolarmente onerosa è stata la preparazione del



sito visto che è stato necessario “tagliare” le colline che si trovano alle spalle dell’impianto eutilizzare il materiale asportato per creare una piattaforma rocciosa artificiale nel tratto di mareprospiciente lo stesso con lo scopo di creare uno spazio sufficiente per la sua realizzazione. Anche levie di acceso all’impianto sono state realizzate ex-novo con la creazione di due tunnel di 1.5 km dilunghezza.

Figura 6.22: Storia cronologica del reattore

6.8.1 Il Nocciolo del Reattore

Il reattore (Tabella 6.9) è costituito da elementi esagonali di tre tipi: combustibile, materiale fertile eriflettori. Il materiale fertile è costituito da U238 ed è disposto radialmente attorno agli elementi dicombustibile, mentre i riflettori, anch’essi radiali, contengono barre di acciaio.

Gli elementi di combustibile consistono in tubi di acciaio contenenti 169 barrette larghe 6.5 mm elunghe 2.8 m. Le barrette sono costituite da camicie di acciaio contenenti nella parte centrale (circa93 cm) pellets di ossidi di Uranio e Plutonio e, al di sopra e al di sotto di esse, pellets di U238

(‘blanket’ assiale). Nella parte superiore delle barrette e lasciato un volume libero per la raccolta deigas di fissione. Il reattore è equipaggiato con un sistema di localizzazione di perdite prodotti difissione dalle barrette in modo tale da individuare e sostituire tempestivamente le barrettedanneggiate.

Il controllo del nocciolo è affidato a diciannove barre di controllo, anch’esse di tre tipi, denominateFine (FCR, in numero di 3), Coarse (CCR, 10) e Back-up (BCR, 6). Le barre BCR sono usateesclusivamente per l’avvio e per lo spegnimento del reattore e sono normalmente estratte durante ilnormale esercizio; le CCR le FCR sono utilizzate per controllare la potenza del reattore ecompensare la graduale perdita di reattività che si ha durante la vita in-core del combustibile. Tutte lebarre sono a comando elettromagnetico e lo scram del reattore avviene per caduta per gravità.



Reactor type Fast breeder reactor

Cooling System Sodium cooled (loop-type)

Thermal output 714 MW

Electrical output 280 MW

Fuel Plutonium-Uranium mixed oxide

Core Dimensions:

............. Equivalent diameter 180 cm (approx.)

............. Height 93 cm

............. Volume 2340 litres

Plutonium enrichment (% Pu)

Inner / Outer16 / 21

Fuel Mass:

............. Core ( U+Pu metal ) 5.9 t

............. Blanket ( U metal ) 17.5 t

Average burn-up 80,000 MWd/t (approx.)

Cladding tube dimensionsOuter diameter / thickness

6.5 mm / 0.47 mm

Cladding tube material SUS 316

Power density 275. kW / l

Blanket thicknessUpper / lower / radial

30 / 35 / 30 cm

Breeding ratio 1.2 approx.

Primary sodium temperatureReactor inlet / outlet

397. / 529. °C

Secondary sodium temperatureIHX inlet / outlet

325. / 505. °C

Number of loops 3

Reactor vessel dimensionsHeight / diameter

18. / 7. m

Steam Pressure before main stop valve 127. kg/cm2

Interval between refuelling 6 months (approx.)

Refuelling systemSingle rotating plug with fixed arm fuel

handling machine

Tabella 6.9: dati tecnici generali



Figura 6.23: Eelemento di combustibile e nocciolo del reattore

Il calore generato dal nocciolo è asportato dal fluido primario che entra nel vessel nella parteinferiore ed esce nella parte superiore dopo aver attraversato il nocciolo (circolazione up-flow). Laparte superiore del vessel (Figura 6.24 e Tabella 6.11) è coperta da una piastra di acciaio che serveper schermare il calore e le radiazioni generate nel nocciolo. La piastra è composta da una parte fissae da una parte mobile per permettere il ricambio del combustibile utilizzando una apposita struttura.Sulla piastra rotante sono montati anche i meccanismi di movimentazione delle barre di controllo.



Core Internal Structure

Core internal support structure

.... Outer diameter / height6.3 / 1.7 m (approx.)

Core support plate diameter 3.7 m (approx.)

Core barrel

.... Outer diameter / height4.0 / 3.5 m

Inner barrel


Main material SUS 304

Reactor Core Loading

Core fuel assemblies .... Inner core / outer core

108 / 90

Radial breeder blanket

Assemblies172

Control rods

.... Fine / Coarse / Back-up3 / 10 / 6

Neutron source 2

Neutron shield assembly 316

Surveillance assembly 8

Above Core Structure

Shield part


Connecting cylinder


Flow controller

.... Max. diameter2.0 m (approx.)


Tabella 6.10: Caratteristiche tecniche del nocciolo



Figura 6.24: Vessel del reattore

6.8.2 Il Circuito di Refrigerazione Primario

Il reattore Monju impiega come refrigerante primario il sodio liquido. Dal punto di vistaimpiantistico, tra le due disposizioni d’impianto possibili per i reattori veloci, loop-type e pool-type,è stata scelta per Monju la soluzione loop-type.

Il calore generato dal nocciolo è asportato dal refrigerante primario che attraversa il nocciolo stessoin up-flow. Il calore è successivamente ceduto al fluido (sempre sodio) circolante nel circuitosecondario attraverso uno scambiatore di calore (Intermediate Heat Exchanger o IHX). Il sodiocircolante nel circuito secondario cede poi il calore all’acqua che circola nel circuito terziariogenerando il vapore che viene mandato in turbina.

La scelta della soluzione loop-type (sono stati previsti tre circuiti principali) è stata dettata daconsiderazioni di carattere antisismico, dalla migliore accessibilità dei componenti e dall’esperienzaaccumulata attraverso il reattore veloce sperimentale Joyo. I componenti e le tubazioni del circuitoprimario hanno come vincoli dinamici degli snubbers meccanici invece di quelli ad olio per il migliorcomportamento sotto irraggiamento.

Il sodio del circuito primario è fatto circolare da una pompa meccanica centrifuga comandata da unmotore elettrico (una pompa per ciascuno dei tre circuiti principali). In condizioni nominali tale



pompa può elaborare circa 5100 t/h di sodio ed è equipaggiata con due motori: uno principale, usatonel normale esercizio, ed uno a bassa potenza utilizzato solo con reattore spento.

Reactor Vessel

Operating pressure: ............. At reactor vessel inlet 8 kg/cm2 G............. At reactor vessel outlet 1 kg/cm2 GOperating temperature: ............. At reactor vessel inlet 397°C............. At reactor vessel outlet 529°CDimensions: ............. Inner diameter 7.1 m (approx.)............. Height 17.8 m (approx.)............. Thickness 50 mmMaterial SUS 304

Reactor Top Shield Plug

Type Single rotating plug

Dimensions: .... Max. diameter of the fixed plug 9.5 m.... Height of the fixed plug 7.5 m.... Max. diameter of the rotating plug 5.9 m.... Thickness of the rotating plug 2.8 m

Main material SUS 304 / Carbon Steel

Sealing system Low melting point alloy / Artificial rubber(back-up)

Max. speed of rotating plug 0.1 rpm

Tabella 6.11: Caratteristiche tecniche del vessel e della piastra schermante



Number of pumps 3 ( one per loop)

Capacity: main motor / pony motor 5100 / 600 tonnes per hour

Head 92 mNa

Max. operating pressure

.... Outlet side / suction side10 / 2 kg cm-2 G

Max. operating temperature 420 °C


Main motor .... Power / speed 2000 kW / 837 rpm

Pony motor .... Power / speed 22 kW / 167 rpm

Tabella 6.12: Caratteristiche tecniche della pompa del circuito primario

Type Vertical parallel flow with no sodium surface

Number of units 3 ( one per loop )

Capacity 238 MW

Coolant flow rates

.... Primary / secondary5100 / 3700 tonnes per hour

Operating temperatures:

.... Primary inlet 529. °C

.... Primary outlet 397. °C

.... Secondary inlet 325. °C

.... Secondary outlet 505. °C

Number of tubes 3294

Outer diameter of tube 21.7 mm

Thickness of tube 1.2 mm

Outer diameter of cylinder 3 m

Height 12.1 m

Main material ( Cylinder & tubes ) SUS 304

Tabella 6.13: caratteristiche tecniche dell’IHX



Figura 6.25: pompa per il sodio del circuito primario

Nell’Intermediate Heat Exchanger, unico per tutti e tre i circuiti principali, il sodio primario entra daun boccaglio posto lateralmente a mezza altezza e scorre attorno alla parte esterna del fascio tubieroverso la parte superiore dello scambiatore di calore. Successivamente scorre verso il basso attraversoil fascio tubiero cedendo calore al sodio del circuito secondario e fuoriuscendo dallo scambiatore dicalore da un boccaglio posto sul fondo del recipiente. Il sodio del circuito secondario penetra invecenello scambiatore di calore da una tubazione posta al centro della parte superiore del recipiente,viene inviato direttamente nel lower plenum, risale poi verso l’alto nei tubi del fascio tubiero, doveraccoglie il calore dal sodio del circuito primario, e fuoriesce infine da una seconda tubazione postasempre nella parte superiore del recipiente.



Figura 6.26: Intermediate Heat Exchanger

6.8.3 Il Circuito di Refrigerazione Secondario

Come previsto nella disposizione impiantistica loop-type, tra il circuito primario e il circuitodell’acqua, è previsto un circuito intermedio dove scorre sodio non radioattivo. Il sistema direfrigerazione secondario del reattore Monju è composto da tre circuiti. Il sodio entra nell’IHX, allatemperatura di 325. °C, fuoriesce da esso dopo aver asportato il calore dal sodio attivo del sistema direfrigerazione primario ed è inviato al generatore di vapore, dove cede il calore all’acqua generandoil vapore che alimenta la turbina.

6.8.3.1 Il Generatore di VaporeIn ciascun circuito del sistema di refrigerazione secondario è presente un generatore di vapore(Figura 6.27) di tipo once-through composto da un evaporatore e da un surriscaldatore.

L’evaporatore ha un fascio tubiero composto da 140 tubi disposti orizzontalmente; il sodio entra daun bocchello posto nella parte superiore del cilindro, scorre verso il basso attraverso gli interstizi tra itubi e fuoriesce da un altro bocchello posto nella parte inferiore del generatore. L’acqua, invece,scorre dal basso verso l’alto all’interno dei tubi del fascio tubiero.



Evaporator Superheater

TypeHelical coil

(once through)as Evaporator

Number 3 (one per loop) as Evaporator

Sodium flow rate 3700 tonnes per hour as Evaporator

Water / steam flow rate 380 tonnes per hour as Evaporator

Operating temperatures at rated power

.... Sodium inlet

.... Sodium outlet

....Water inlet

.... Steam inlet

.... Steam outlet

469. °C

325.°C

240. °C

-------

369. °C

505. °C

469. °C

-------

367. °C

487. °C

Heat transfer tubes:

.... Number

.... Outer diameter

.... Thickness

140

31.8 mm

3.8 mm

147

31.8 mm

3.5 mm

Shell diameter 3 m 3 m

Shell height 15.23 m 11.8 m

Main materials:

.... Cylinder

.... Tubes

2.1/4Cr-1Mo Alloy

2.1/4Cr-1Mo Alloy

SUS 304

SUS 321

Tabella 6.14: Caratteristiche del generatore di vapore

Una volta fuoriuscito dall’evaporatore, il vapore viene mandato nel surriscaldatore (Figura 6.28) esuccessivamente in turbina. Il progetto del surriscaldatore è praticamente uguale a quellodell’evaporatore tranne che per la superficie di scambio termico e le dimensioni del fascio tubiero.Nel surriscaldatore il sodio del circuito secondario cede calore al vapore prima che questo entrinell’evaporatore.

Il generatore di vapore è stato a lungo oggetto di studi e ricerche e il progetto definitivo (Tabella6.14) è stato sviluppato in base all’esperienza accumulata dai test su un generatore da 50. MW didimensioni nominali.



Figura 6.27: Generatore di vapore.

6.8.4 Il Sistema di Contenimento

Alla base dell’edificio ausiliario ci sono cinque stanze ciascuna delle quali contiene un serbatoio diraccolta per il sodio. Due di questi serbatoi servono per la regolazione del volume di sodio nelcircuito secondario, mentre le altre servono per raccogliere il sodio nel caso di manutenzione di unodei tre circuiti. Inoltre, in caso di perdita di sodio dal circuito secondario, vengono aperte le valvoledi drenaggio e il sodio può essere raccolto nei serbatoi, fermando la fuoriuscita.



Figura 6.28: Surriscaldatore

Type Tandem, 3 cylinder, 4 flow exhaust, non-reheat

Number 1

Rated power 280 MW

Rotation speed 3600 rpm

Steam pressure before main stop valve 127 kg/cm2

Steam temperature before main stop valve 483°C

Steam mass into turbine 1100 tonnes per hour

Condenser vacuum 722 mmHg

Number of rows of blades

.... High pressure / low pressure8 / 6 (4 flows)

Length of low pressure turbine last blade 0.58 m

Tabella 6.15: Caratteristiche tecniche della turbina

Il contenitore è costituito da due strutture: la struttura più esterna è di cemento armato, mentre lastruttura interna consiste in un recipiente metallico che circonda il reattore e il sistema direfrigerazione primario. All’interno del contenimento la pressione è mantenuta a valori inferiori aquella atmosferica per minimizzare la fuoriuscita di prodotti radioattivi. Alla base del contenitore èpresente una vasca di raccolta del sodio del circuito primario nel caso in cui uno dei tre circuiti debbaessere svuotato per operare la manutenzione.



Figura 6.29: Spaccato dell'edificio che contiene l'IHE

6.8.5 L’Incidente di Perdita di Sodio

Il reattore veloce Monju è stato spento manualmente dagli operatori della centrale nelle prime oredella sera dell’8 Dicembre 1995 mentre stava funzionando al 40% della sua potenza nominale di 280.MW. L’arresto è stato dovuto ad una perdita di sodio, materiale usato per refrigerare l’impianto, dalloop C del sistema secondario che provvede ad asportare calore dal circuito primario mediante unoscambiatore sodio-sodio. L’entità della perdita non è stata inizialmente ben definita: gli organi distampa riportavano cifre differenti. La quantità riportata dal Wise è di circa 3 tonnellate mentrel’NHK tv (canale televisivo giapponese) indicava una perdita di 5 tonnellate. Il Daily News del 9Dicembre 1995 non ha quantificato la perdita preferendo un “… massive coolant leak …”. IlCitizen’s Nuclear Information Center riportava nell’articolo di riferimento che la perdita è stata dicirca 5. m3 di sodio liquido, ovvero di più di 4 tonnellate. La fonte più attendibile trovata, il sito Webdel PNC, fissa la perdita in 640. kg di sodio non radioattivo, una quantità molto minore rispetto allevaghe stime riportate dalla stampa.

Il sodio ha reagito violentemente con l’aria dell’edificio che contiene il sistema secondarioincendiandosi. I prodotti dell’ossidazione si sono sparsi su di un’area abbastanza ampia intorno allasede della perdita. L’incidente è stato classificato di categoria 1 in una scala di valori tra 0 e 7 da unacommissione di specialisti indipendenti che hanno investigato sull’accaduto. Sono sicuramente dasottolineare alcuni fatti:

• l’incidente ha riguardato solo uno dei 3 loop del secondario, non ha coinvolto i restanti due né ilcircuito primario;

• non ci sono state esposizioni a dosi di radiazione né all’impianto né tantomeno agli operatori;

• non ci sono stati effetti di alcun tipo sull’ambiente esterno.

E’ d’altro canto doveroso riportare che comunque la gestione dell’incidente da parte degli operatoriha rivelato numerose lacune in sede di progetto sia dal punto di vista delle procedure che da quellodell’addestramento degli addetti.



6.8.5.1 Cronologia degli EventiAlle 19:47 dell’8 Dicembre 1995, durante una normale operazione di aumento della potenzadell’impianto, nella sala di controllo si è avuto un segnale di allarme innescato da una temperaturaeccessivamente alta del sodio all’uscita dello scambiatore intermedio (IHX) e dopo pochi secondi èscattato il primo allarme dai rilevatori di fumo della stessa area. Un minuto più tardi il sistema didetenzione di fughe di sodio comunicava la perdita di refrigerante.

Dalla sala controllo sono stati immediatamente inviati tre operatori nella sala in cui era stata rilevatala perdita. Successivamente continuavano ad arrivare segnali dai rilevatori di fumo posti nelle areevicine a quella segnalata dal rilevatore di perdita. Alle 20:00 gli operatori rilevavano personalmentela presenza di fumo nella sala del secondario e si decideva di avviare una procedura controllata diriduzione della potenza. I segnali dai rilevatori di fumo continuavano ad arrivare anche da areelontane da quella da cui era partito il primo segnale.

Una seconda ispezione è stata effettuata alle 20:50 e in base all’aumento di fumo bianco nella sala èstata decisa una rivalutazione della scala dell’incidente visto che inizialmente era stata valutata unaperdita molto inferiore a quella effettiva. In base a questa nuova valutazione è stata immediatamenteavviata un’operazione di spegnimento rapido dell’impianto alle 21:20. Per evitare un aumento delledimensioni della perdita alle 22:40 è iniziato il drenaggio del sodio contenuto nel loop C.L’operazione è stata regolarmente conclusa alle 00:15 del giorno seguente.

Particolare attenzione è da porsi sulla gestione del sistema di ventilazione dell’edificio ausiliario.Durante le prime fasi dell’incidente il sistema è stato lasciato in funzione in modalità automaticamentre successivamente gli operatori sono stati indecisi se spegnere i ventilatori per ridurre l’apportodi ossigeno nella zona di reazione aria-sodio o se lasciarli in funzione per abbassare la temperaturadella stanza (il manuale di operazione non forniva nessuna indicazione al riguardo). Il sistema diventilazione è stato definitivamente disinserito alle 23:13.

Nel seguito è riportato un riepilogo sintetico della successione degli eventi.

19:47 ALLARME DI TEMPERATURA ALL’USCITA DELL’IHE, ALLARME DI FUMO NELLA SALADEL LOOP C, INVIATI OPERATORI ALLA STANZA CHE CONTIENE I TUBI.

19:48 SEGNALE DI PERDITA DI SODIO DAL LOOP C E ULTERIORI 4 ALLARMI DI FUMO NELLASALA.

19:48-19:57 ALTRI 12 ALLARMI DI PRESENZA DI FUMO.

19:58 GLI OPERATORI CONFERMANO LA PRESENZA DI FUMO.

20:00 AVVIATA OPERAZIONE DI RIDUZIONE DELLA POTENZA.

20:28-20:49 ANCORA 37 SEGNALAZIONI DI PRESENZA DI FUMO.

20:50 SECONDA ISPEZIONE ALLA SALA. AUMENTO DEL FUMO BIANCO.

21:00 RICLASSIFICAZIONE DELL’INCIDENTE E DECISIONE DI SPEGNERE L’IMPIANTO.

21:06-21:13 ULTERIORI 5 ALLARMI DI FUMO.

21:15 LA TURBINA E IL GENERATORE VENGONO SPENTI.

21:20 IL REATTORE VIENE MANUALMENTE SPENTO.

21:18-21:48 ULTERIORI 13 SEGNALAZIONI DI FUMO.

22:40 INIZIO DELL’OPERAZIONE DI DRENAGGIO DEL SODIO DAL LOOP C DEL SECONDARIO.

23:13 DISATTIVAZIONE DELL’IMPIANTO DI VENTILAZIONE.

00:15 COMPLETAMENTO DELL’OPERAZIONE DI DRENAGGIO DEL SODIO DAL LOOP C DELSECONDARIO.



Posizione della Perdita

Data l’alta reattività del sodio metallico che circola nelle tubature del Monju i tubi del primario che sitrovano all’interno dell’edificio di contenimento sono collocati dentro celle con atmosfera inerte diazoto. I tubi del secondario sono invece semplicemente collocati all’interno dell’edificio ausiliarioche contiene l’IHX. Questa differenza è dovuta al fatto che solo il sodio che circola nelle condutturedel primario è stato attivato durante il passaggio attraverso il vessel ed è quindi potenzialmentemolto più pericoloso in caso di un LOCA e successivo contatto con aria o acqua. Comunquenell’edificio ausiliario le stanze sono isolate mediante lastre di acciaio e ciascun loop è separato daglialtri da spessi muri in cemento armato.

Figura 6.30: Localizzazione della perdita

La sala del loop C contiene 2 tubature: la prima, definita “hot-leg”, porta il sodio ad alta temperaturadallo scambiatore intermedio verso il generatore di vapore; la seconda, definita “cold-leg”, facompiere al sodio il cammino inverso dal generatore verso l’IHX. La perdita (Figura 6.30) èavvenuta in un tratto dell’hot-leg a ridosso del muro che separa la stanza del loop C dall’edificio dicontenimento.

I condotti per la ventilazione si trovano esattamente sotto il tratto in cui è avvenuta la perdita e sonostati danneggiati.

Bisogna ricordare che comunque la sala in cui è avvenuta la perdita è separata dal resto dell’edificioe quindi dai restanti due circuiti del secondario da una porta di acciaio con uno spessore che supera idieci centimetri.

6.8.5.2 Le Cause dell’IncidentePer individuare i motivi che hanno portato alla perdita di refrigerante è stata eseguita una radiografiadella sezione della tubatura danneggiata. E’ stato messo in evidenza che la fuoriuscita di sodio è daimputarsi alla rottura di un sensore per il rilevamento della temperatura inserito all’interno dellatubatura stessa. Il sensore fa parte dell’apparecchiatura predisposta al controllo dei parametritermoidraulici del sistema. Il sensore è costituito da un lungo manicotto (Figura 6.31) che si inserisce



all’interno della tubatura fino a raggiungerne il centro; all’interno del manicotto è sistemata latermocoppia che rivela la temperatura del sodio.

Figura 6.31: Sezione longitudinale del sensore di temperatura



La rottura del manicotto si è verificata nel punto in cui questo cambia bruscamente forma e diametro.La parte terminale del manicotto è stata trascinata dal flusso di sodio ed è stata successivamenteritrovata, grazie all’utilizzo di una telecamera miniaturizzata, all’ingresso del surriscaldatore dove èpresente un distributore di flusso del sodio che in questo caso ha svolto le funzioni di filtro. Lepiccole dimensioni del frammento e il suo modesto peso (solo pochi grammi) hanno fatto si che lostesso non provocasse alcun danno al circuito e agli apparati connessi.

E’ stato portato avanti uno studio approfondito atto ad individuare le cause della rottura del sensore.Queste sono alla fine state individuate in un eccesso di vibrazioni, rispetto a quanto stabilito in sededi progetto, che hanno portato ad una rottura per fatica ad alta frequenza.

Un oggetto fisso all’interno di un flusso di fluido subisce delle vibrazioni che sono note come“vibrazioni indotte dal flusso”. Solitamente la componente principale di queste vibrazioni si ha indirezione normale al flusso che le induce. Una componente minore si ha comunque anche indirezione parallela al flusso. E’ stato evidenziato mediante prove di laboratorio che la componenteparallela di queste vibrazioni è la causa principale della rottura. Sebbene in sede di progetto si fosse aconoscenza di questi fenomeni il sensore era stato dimensionato solo in rapporto alla componentenormale delle vibrazioni.

Come concausa si è poi individuato un errore nel progetto del sensore che presentava una bruscavariazione di spessore che ha causato una concentrazione degli sforzi proprio nel punto in cui si èverificata la rottura.

L’esame fatto sulla superficie di rottura del pezzo, dopo il suo recupero dalla tubatura, haconfermato le conclusioni dell’analisi di cui sopra.

Tutti gli altri sensori dello stesso tipo sono stati analizzati e in nessun caso si è trovato un principio dirottura. Ulteriori test fatti su questi pezzi hanno messo in evidenza come la termocoppia inseritaall’interno del manicotto svolga la funzione di ammortizzatore dell’eccesso di vibrazioni a cui sonosottoposti i sensori. Nel caso particolare è stato accertato che al momento del montaggio il sensoreera stato piegato e questa modifica della forma ha inibito la funzione ammortizzatrice dellatermocoppia portando alla rottura.

Il Wise, nel numero 445.4402, individua più specificamente in un errore nella saldatura la causadell’incidente: infatti nel 1991 il sensore di temperatura fu sostituito in seguito ad una revisione delprogetto iniziale; il vecchio sensore fu rimosso e al suo posto saldato il pezzo che ha poi causato laperdita di sodio con la sua rottura.

Bisogna infine sottolineare come i sensori di temperatura nel circuito primario sono stati progettati erealizzati in base a parametri differenti da quelli seguiti per il circuito secondario.

6.8.5.3 Danni Risultanti dalla Perdita di SodioIl sodio è fuoriuscito attraverso il manicotto rotto e si è riversato nell’ambiente sottostante. Laportata dell’efflusso è risultata modesta: circa 50. g al secondo (considerando che il sodio ha unadensità simile a quella dell’acqua basta considerare un rubinetto che impiega 20. s per riempire unabottiglia da un litro). In accordo con i dati forniti dal PNC la quantità totale di sodio fuoriuscita è di640. kg, quindi è avvenuta in un tempo approssimativo di 90 minuti.

Il sodio in contatto con l’aria ha reagito violentemente incendiandosi, bruciando completamente ilcavo elettrico connesso con la termocoppia e colando sulle strutture sottostanti: una grata perl’accesso degli operatori e i condotti dell’impianto di ventilazione (Figura 6.32 e Figura 6.33).

La grata ha subito un danno vistoso ma le strutture di sostegno sono rimaste sostanzialmente integre.Il condotto di aerazione è stato seriamente danneggiato ed è stata messa in evidenza la presenza diun buco causato dal sodio. Residui della combustione del sodio sono stati ritrovati all’interno delcondotto di ventilazione.



Figura 6.32: danni alle strutture causati dalla fuoriuscita del sodio

Il pavimento sottostante è rivestito da una lastra di acciaio: questa è stata trovata leggermente ridottain spessore ma sostanzialmente intatta.

Un sottile strato di polvere bianca prevalentemente composto da carbonato di sodio, composto nonpericoloso per la salute, è stato trovato in tutta la sala e in diversi ambienti comunicanti con questa.

Figura 6.33: Tratto del condotto di aerazione danneggiato dal sodio

I danni veri e propri sono limitati alla zona immediatamente prossima al punto di fuga del sodio. Latubatura interessata è stata chiusa con una riparazione temporanea e il loop C è stato riempito diazoto. Il condotto di aerazione è stato tagliato e aperto per favorire l’accesso al suo interno. Il trattodi grata di accesso danneggiata è stato rimossa per ulteriori esami. E’ stato accertato che l’acciaio



sottoposto ad alta temperatura non ha subito fusione, seppur parziale, ma è stato sottoposto ad unaforma di corrosione accelerata dall’alta temperatura, soprattutto nella zona in cui il sodio, reagendo,metteva a contatto con l’aria metallo non ossidato.

Il cemento che ha interagito con il sodio ha mostrato solo alterazioni cromatiche ma nessuna perditadi integrità.

La parte più delicata e impegnativa dell’operazione di manutenzione è stata la rimozione delcarbonato di calcio. Questo era il principale componente della polvere bianca che si è depositata intutto l’edificio ausiliario e negli ambienti immediatamente adiacenti a questo. In particolare larimozione della polvere dal sistema di refrigerazione ausiliario del loop C ha causato notevoliproblemi logistici a causa della geometria complicata del condotto e della relativa difficoltà diaccesso alla struttura. Il carbonato di calcio ha contaminato numerose componenti elettroniche edelettriche dell’impianto che sono state rimosse e sostituite. In molti casi si è potuto verificare che lapolvere non aveva in nessun modo pregiudicato la funzionalità degli strumenti contaminati.

6.8.5.4 Gestione dell’IncidenteLa gestione immediata dell’incidente ha mostrato aspetti positivi e negativi dell’organizzazione edella gestione di centrale e operatori.

• L’incidente è stato ben gestito dall’impianto nel suo complesso: non ci sono state perdite direfrigerante nell’edificio di contenimento, né rilasci di radioattività all’interno o all’esternodell’impianto.

• In nessun momento la salute degli operatori e della popolazione è stata in pericolo.

• L’integrità strutturale degli edifici e dei componenti più importanti dell’impianto non è mai statamessa in discussione, non ci sono stati danni irreparabili a nessuno dei componenti.

• Tutti i sistemi di sicurezza hanno funzionato efficacemente. I segnalatori di perdita di refrigerantee di presenza di fumo hanno evidenziato l’incidente entro pochi secondi; la lastra di acciaio postaa protezione del cemento del pavimento ha svolto egregiamente la sua funzione anche quandosottoposta a temperature più alte di quelle ipotizzate in sede di progetto.

• Gli operatori hanno preso le giuste contromisure per controllare l’incidente anche se con nongiustificabile ritardo.

Il problema maggiore che è stato messo in evidenza dall’analisi della situazione incidentale nel suocomplesso è la mancanza di istruzioni e di procedure chiare e inequivocabili per gli operatori. Nelmomento in cui ci sono stati i primi segnali di perdita di refrigerante l’impianto avrebbe dovutoessere arrestato con la procedura rapida di spegnimento. Invece gli operatori hanno cercato divalutare la consistenza della perdita. Questo sarebbe stato possibile, nel caso di un large LOCA,controllando il livello di sodio nelle tanks superiori che in caso di grosse perdite si svuotanorapidamente. Nel caso di piccoli LOCA il livello di sodio nelle tanks non cambia apprezzabilmente.Gli operatori hanno cercato di valutare l’entità della perdita basandosi unicamente sulla quantità difumo presente nell’ambiente dell’incidente, cosa assolutamente inaccettabile per la sua naturaempirica e per il fatto che anche una piccola quantità di sodio, reagendo a contatto con l’aria,produce una notevole mole di fumo.

Questa indecisione degli operatori ha portato inizialmente ad avviare una riduzione di potenzacontrollata dell’impianto invece che della prevista procedura di arresto rapido dell’impianto. Solo inun secondo momento, quando la scala dell’incidente è stata rivalutata, l’impianto è stato spento ed ilsodio del loop C dirottato in altri contenitori per arrestarne la fuoriuscita.

Sono soprattutto queste indecisioni nella gestione dei primi istanti successivi all’allarme che hannorischiato di trasformare una piccola perdita in un ben più grave incidente.



Gli sforzi per migliorare ed aumentare la sicurezza dell’impianto sono ovviamente confluiti verso isettori che maggiormente sono stati messi sotto pressione durante l’incidente.

Termocoppie: stabilito che la causa della rottura è un errore di valutazione degli sforzi in sede diprogetto accoppiata con un’imperizia durante il montaggio si prevede di sostituire tutti i sensori diquel tipo. Il nuovo progetto (Figura 6.19) prevede dei manicotti più corti e di dimensioni maggiori,privi della brusca variazione di sezione resistente che ha funzionato da concentratore degli sforzi nelpezzo danneggiato. Sarà anche cambiata la procedura di saldatura e montaggio, anche per facilitarele operazioni di ispezione e manutenzione, e si inserirà all’interno del manicotto un rilevatore diperdite di sodio.

Sistema di drenaggio del sodio: è facile rendersi conto che prima la tubatura viene svuotata eminori saranno le perdite di sodio. Tutto il sistema di drenaggio del sodio verrà riesaminato percercare di contenere i tempi di intervento.

Sistemi di allarme: tutti i sistemi di allarme hanno funzionato correttamente ma i segnali si sonorivelati essere distribuiti sul pannello di controllo in modo tale che non è stato agevole per glioperatori tenere sotto controllo tutte le variabili del sistema durante l’incidente. Si prevede diinstallare un nuovo pannello di controllo che concentri tutte le indicazioni necessarie a gestire uneventuale perdita di refrigerante. In quest’ottica si prevede anche di installare un circuito interno ditelecamere che diano immediatamente informazioni visive sulle parti dell’impianto potenzialmentepiù esposte durante un evento incidentale.

Figura 6.34: Attuale termocoppia e progetto modificato

Problematico resta l’iniziale tentativo delle autorità giapponesi di nascondere, o quantomenominimizzare, le conseguenze dell’incidente. Sarebbe quindi auspicabile in futuro una maggioretrasparenza dal momento che, come evidenziato da precedenti eventi, le conseguenze di un incidentehanno una ricaduta globale.



7. IL REATTORE ASSOCIATO ALL’IMPIANTO GENERATORE DI POTENZA

L’unione del reattore coll’impianto generatore di potenza crea controreazioni sul reattore stessocome conseguenze di transitori d’impianto. Variazioni del carico elettrico, arresto ed avvio dipompe, apertura o chiusura di valvole determinano, tramite variazioni delle caratteristichetermoidrauliche del fluido primario, significative variazioni di reattività.

E’ fondamentale notare che l’ampiezza ed il segno di tali controreazioni dipendono oltre che dal tipodi transitorio, anche dal tipo di reattore che consideriamo.

In un reattore PWR per esempio, un aumento di richiesta di carico, attraverso una maggiore richiestadi vapore, determinerebbe una diminuzione della pressione secondaria e quindi della temperaturaprimaria. Poiché il coefficiente di temperatura è generalmente negativo, si determina spontaneamenteun aumento della potenza del reattore. Il reattore cioè “segue” le richieste della turbina.

Diverso è il caso di un reattore BWR dove, in conseguenza di una maggior richiesta di vapore,l’abbassamento della pressione determinerebbe una maggiore ebollizione e quindi un abbassamentodella potenza del reattore. La necessità di un sistema di regolazione in questo secondo caso èevidente.

Tuttavia anche nel primo caso, sia per migliorare le caratteristiche della risposta che per mantenere illivello di potenza nominale, è necessario comunque disporre di un sistema di regolazione; inoltre,come già illustrato nel Paragrafo 2.2, il coefficiente di temperatura per un PWR non è costantedurante il ciclo del combustibile e ciò richiede l’intervento del sistema di regolazione.

Esaminiamo il caso di un’improvvisa riduzione di carico: la chiusura delle valvole di ammissione inturbina, potrebbe determinare aumenti di pressione indesiderati. In un PWR tale transitoriocauserebbe un rapido aumento delle temperatura primaria, compromettendo di conseguenza ilraffreddamento del nocciolo. In un BWR sarebbe invece sufficiente un aumento della pressione dicirca 1. kg/cm2 per causare l’arresto rapido per alto flusso neutronico, in conseguenza dellacondensazione dei vuoti. E’ perciò indispensabile, in tale circostanza, sfiatare l’eccesso di portatavapore o direttamente al condensatore tramite il circuito di “by-pass”, od all’atmosfera esterna(PWR) o, nel BWR, alla piscina di soppressione della pressione nel “wet-well” del contenitoreprimario.

Altri transitori di impianto che possono avere riflessi importanti sul comportamento del reattore,sono gli scatti e gli avviamenti delle pompe (ricircolo ed alimento). In un PWR, ad esempio, l’arrestodelle pompe di ricircolo è un transitorio particolarmente oneroso: l’aumento di temperatura delmoderatore che accompagna il decadimento della portata è infatti insufficiente a ridurre il flussoneutronico a fronte delle ridotte condizioni di scambio termico, per cui è imperativo operare l’arrestorapido automatico. Diverso è il caso del BWR dove al contrario l’arresto delle pompe di ricircoloprovoca, attraverso una violenta ebollizione, una drastica riduzione del livello di potenza e puòquindi essere considerata una valida alternativa allo “scram”.

Transitori di portata o temperatura di alimento (sorpasso di un preriscaldatore), traducendosi invariazioni della temperatura in ingresso reattore, danno pure luogo a controreazioni. Di particolareimportanza è, tra questi, il “colpo d’acqua fredda” che segue ad ogni drastica riduzione del carico.

Anche per le controreazioni d’impianto, come per quelle intrinseche, vi sono effetti negativi epositivi: i primi tendono ad opporsi alla causa prima, i secondi ad esaltarla. La necessità di un sistemadi regolazione nasce anche dall’opportunità di stabilizzare l’impianto a fronte di tale tipo di transitori.



7.1 Considerazioni Generali sul Sistema di Regolazione

La regolazione di un impianto nucleare richiede la regolazione sia del reattore che del gruppoturbina-generatore. Tale regolazione implica delle azioni correttive automatiche che possono esseremandate simultaneamente alle due macchine, ed in tal caso si parla di regolazione coordinata, oppuredi azioni che vengono inviate ad una delle due macchine mentre l’altra si adatta, cioè “segue”. Èbene sottolineare che più che modi di regolare essi sono modi di comportamento di uno stessosistema di regolazione, nel senso che un impianto sottoposto a certi transitori si comporta, adesempio, come “turbina segue” e, per gli altri, come “reattore segue”.

P

Coreturbine

operator

P

Coreturbine

operator

Turbina segue Reattore segue

Figura 7.1: Schemi “turbina segue” e “reattore segue”.

Nello schema “turbina segue”, la richiesta di variazione di carico viene inviata al reattore e la turbinaassorbe la diversa potenza trasmessa. Nello schema “reattore segue” invece il segnale primo agiscedirettamente sulle valvole di ammissione ed è il reattore che si adatta a fornire alla turbina la potenzanecessaria (vedi Figura 7.1).

7.1.1 Reattori ad Acqua in Pressione

La regolazione del reattore PWR (vedi anche Paragrafo 2.2) può essere considerata come unesempio di “reattore segue”. Infatti la variazione del carico elettrico agisce direttamente sulle valvoledi ammissione e la regolazione del reattore risponde attraverso il movimento delle barre di controlloin modo da mantenere il voluto “programma di temperatura”.

Esistono infatti due schemi fondamentali di regolazione nei PWR: a temperatura media costante ed apressione secondaria costante. Il primo schema realizza gli obiettivi sia del reattore, cioè di muoverele barre di controllo il meno possibile, sia del pressurizzatore, cioè di variare il volume di liquido ilmeno possibile, l’altro quello della turbina, cioè di avere pressione secondaria costante.

In pratica (Figura 7.2) si realizzano spesso schemi intermedi con variazioni contenute sia dellatemperatura media primaria (Tav) che della pressione secondaria (P).



Reactor

Boiler

comparatorroddrive

rod

n

n Pref

Fs

PTh

Tc

Tav

Tav ref

o

Figura 7.2: Schema generale di regolazione per impianto PWR.

Nel caso di regolazione a temperatura primaria costante, il valore della temperatura Tc in entrata

reattore (“gamba fredda”) ed in uscita Th (“gamba calda”), viene confrontato con un valore di

riferimento (Tav ref) e la differenza va ad agire sui motori delle barre di regolazione fino a che

l’errore di temperatura non sia rientrato in una banda morta attorno al valore di riferimento. Loschema ha comunque l’inconveniente di dover attendere il formarsi di un certo “errore” prima diesplicare un’azione correttiva. È pertanto utile introdurre un segnale proporzionale alla potenza omeglio allo sbilanciamento tra potenza reattore (no) e potenza turbina (Fs) . Quest’ultimo segnale

può essere una portata vapore o una pressione al primo stadio di turbina. Spesso tale azione vieneanticipata introducendo la derivata dello sbilanciamento. L’introduzione del segnale di potenzaassorbita Fs consente fra l’altro di compensare le variazioni a lungo termine dovute

all’avvelenamento ed al bruciamento del combustibile, a causa delle quali allo stesso flusso ncorrisponderebbe una diversa potenza Fs.

Un altro segnale è infine fornito dalla misura della temperatura media primaria (o della pressionesecondaria): esso controlla le valvole di sfiato vapore che intervengono in caso di drastiche riduzionidel carico per evitare un surriscaldamento del circuito primario e quindi del nocciolo.

7.1.2 Reattori ad Acqua Bollente (Ciclo Duale)

Il ciclo duale (vedi Paragrafo 3.1) consente attraverso gli scambiatori secondari di variare ilsottoraffreddamento all’ingresso del nocciolo, in modo tale che la variazione del carico degliscambiatori influenzi la temperatura di ingresso reattore in modo del tutto analogo a quanto siverifica nei PWR.

Il reattore a ciclo duale può essere controllato in due modi distinti:

• attraverso le barre di controllo, azionate manualmente salvo che per l’inserzione rapida;

• variando il contenuto medio dei vuoti.

La regolazione automatica di tutti i reattori BWR è basata su questo secondo concetto. Al variaredella frazione media di vuoto, varia la densità del moderatore e quindi la reattività; essa diminuisce alcrescere della frazione di vuoto, dato che il reticolo è di tipo “sottomoderato” e questo effetto sisomma all’aumento dell’efficacia delle barre di controllo che pure dà luogo ad un contributonegativo.



L’estrema importanzadella frazione media divuoto è data dallasensibilità della potenzadel reattore a talegrandezza; da ciò neconsegue la necessità dimantenere il più possibilecostante la pressione delreattore. Variazioni di 1.kg/cm2 possonocorrispondere a variazionidi reattività di 60. ÷ 80.pcm e quindi causarearresto rapido.

La regolazionedell’impianto avviene permezzo del regolatore divelocità di turbina e delregolatore di pressionedel reattore. Questi due

regolatori sono tra loro opportunamente collegati ed operano sulle valvole di regolazione primarie,secondarie e su quelle di “by-pass”. La funzione di queste ultime, analoga a quelle di sfiato del PWR,è di impedire una sovrapressione e quindi una indesiderata iniezione di reattività, quando si riduceimprovvisamente il carico.

La funzione del regolatore di pressione è quella di mantenere essenzialmente costante la pressionedel vessel, in modo da prevenire fluttuazioni di reattività. Ciò viene ottenuto ammettendo vapore allaturbina in quantità sufficiente a mantenere nel reattore la pressione desiderata: la turbina cioè“segue” i desideri del reattore. Come si vede il criterio è opposto a quello dei PWR. Se però laturbina non può accettare, perché il carico non lo richiede, questa quantità di vapore, il regolatoreapre le valvole di “by-pass” e l’eccesso di portata viene inviato direttamente al condensatore.

L’apertura delle valvole di regolazione primarie pilotata dal regolatore di pressione è accompagnatadalla concomitante chiusura delle valvole di regolazione secondarie in modo da non alterare il carico.Quando le valvole primarie sono completamente aperte, un’ulteriore estrazione delle barre dicontrollo determinerebbe l’apertura delle valvole di “by-pass”. Un regolatore di riserva intervieneautomaticamente per guasto del primo: tra i due prevale quello che richiede le valvole di regolazionepiù aperte per la sicurezza del reattore.

Il regolatore di velocità di turbina ammette vapore secondario in modo da far fronte alla richiesta eregola in tal modo la potenza del reattore attraverso il meccanismo del sottoraffreddamentoall’ingresso reattore: in questo caso è dunque il reattore che “segue” la turbina. Infatti, al cresceredella domanda, sempre più vapore secondario è ammesso alla turbina, il sottoraffreddamento delfluido proveniente dallo scambiatore secondario è aumentato ed aumenta nel nocciolo l’altezza nonbollente. Inizialmente la frazione di vuoto diminuisce, determinando così un aumento di reattività e dipotenza. Successivamente l’aumentata potenza e produzione di vapore ripristinano la stessa reattivitàassociata ai vuoti iniziale, detratta l’aliquota legata al maggior livello di potenza (Doppler e Xeno).

In questo modo la potenza del reattore può essere automaticamente regolata dal 70% al 100% delcarico senza alterare la posizione delle barre di controllo. Il diagramma di regolazione di un BWR aciclo duale (vedi Figura 3.49) presenta due famiglie di curve a reattività e potenza costante comefunzioni delle portate di vapore primario e secondario. Al Garigliano la pressione secondaria era

20 40 60 80 100

20

40

60

80

100

P=20%P=40%

P=60%

P=80%P=100%

Curve areattivitàcostante

Portata vapore dal generatore

portatavaporeprimario

Figura 7.3: Curve di funzionamento di un reattore a ciclo duale.



circa il 50% e la portata nominale circa il 30% di quella primaria. La prima famiglia è ottenutafacendo un bilancio di reattività, la seconda un bilancio termico. È evidente che si può passare da unacurva ad un’altra di isoreattività solo azionando manualmente le barre di controllo. Questaoperazione viene effettuata sia per compensare il “burn-up” che per operare continuamente a bassocarico senza “by-passare” eccessive quantità di vapore. In corrispondenza di una riduzione lenta delcarico, il sistema segue proprio una linea a reattività costante. Se la variazione è brusca, ad esempioriduzione istantanea della portata secondaria a zero, la portata di vapore primaria inizialmente rimanecostante e solo successivamente, in conseguenza del ridotto sottoraffreddamento, scende al valore diregime. Tale transitorio si esauriva nel giro di circa un minuto, costante di tempo dovuta all’inerziadello scambiatore secondario, oltre che ai tempi di miscelamento e di trasporto.

7.1.3 Reattori ad Acqua Bollente (Ciclo Singolo)

L’abolizione del ciclo duale, volta soprattutto a rendere l’impianto più compatto come già discussonel Paragrafo 3.1, ha richiesto l’introduzione di un nuovo sistema per regolare la potenza delreattore.

Si è così passati alla regolazione del ricircolo già studiata su base teorica fin dal 1958 ma realizzatasu base industriale molti anni più tardi dalla GE con l’impianto di Oyster Creek. Questa regolazione,inizialmente basata sull’impiego di moto-generatori a frequenza variabile alimentanti dei normalimotori ad induzione, è stata successivamente sostituita da regolazione della portata di ricircolo convalvole regolanti. La mancanza di valvole commerciali adatte a questo scopo (regolazione di grandiportate d’acqua vicina alla temperatura di saturazione) aveva fatto preferire, in un primo tempo, laprima soluzione, anche con un sistema più ingombrante, più costoso e con una risposta più lenta. Inquesto modo si realizza una relazione pressoché proporzionale tra portata e potenza reattore, comemostrato dalla Figura 7.4.

Allo scopo di accelerare la risposta dell’impianto in casi di rapidi aumenti di carico, il regolatore delcarico determina un abbassamentotransitorio del riferimento dellapressione (set-point) provocando, inanticipo sulla variazione dellaportata di ricircolo, l’apertura dellevalvole di ammissione in turbina; siutilizza in questo modo l’energiaimmagazzinata nel circuito primario,energia che viene poi ripristinataall’aumento della portata diricircolo.

Un altro sistema che è statointrodotto in aggiunta al sistema di“by-pass” in alcuni BWR è ilREVAB (Relief Valves AugmentedBy-pass”). In caso di perdita delcarico elettrico, la chiusura dellevalvole di ammissione, suindicazione di sbilanciamento delregolatore di turbina, interrompel’accoppiamento reattore-turbina ela pressione reattore inizia acrescere ad una velocità elevata(circa 10. kg/cm2s). D’altra parte il

0.20 0.40 0.60 0.80 1.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

Portata di ricirc. relativa alla nominale

portatarelativaalla nominale

1.20

1.40

intervallo con regolazioneautomatica dellaportata

1.00

1.10

1.201.24

MCHFR = 1

arresto rapido APRM

blocco barre APRM

circolazionenaturale

blocco barreRBM min.

blocco barre

curva caratteristica"potenza-portata"

RBM max.

Figura 7.4: BWR ciclo singolo: diagramma di regolazione.



circuito di “by-pass” non è in genere dimensionato per accogliere il 100% della portata vapore(generalmente solo il 25 ÷ 30%), per cui si avrebbe comunque un aumento della pressione nel vesselcon conseguente “scram” per alto flusso.

Per evitare questo “scram” è stata prevista l’apertura di un certo numero di valvole di sfiato cherilasciano vapore alla piscina di soppressione della pressione, su segnale elettrico. La potenza delreattore è inoltre ridotta dall’inserzione di un gruppo di barre preselezionate (“selected rodsinsertion”) e dalla riduzione automatica della portata di ricircolo. Subito dopo le valvole di sfiato sirichiudo in sequenza, dato che la pressione primaria si è ridotta, in modo da non alterare l’andamentodella pressione stessa.

7.1.4 Reattori Gas-Grafite (AGR)

In conseguenza di una variazione di carico, lo sbilanciamento, oltre ad aprire le valvole diammissione in turbina, invia un segnale anticipatorio ad aggiustare i riferimenti di “temperatura gasin uscita”, “portata soffianti” e “portata di alimento”.

Il problema delle oscillazioni da Xeno è stato risolto dividendo il reattore in settori ed asservendo lebarre di controllo dei settori alla temperatura del gas in uscita dei settori rispettivi.

La portata delle soffianti è regolata indipendentemente agendo su valvole in base al segnale dellatemperatura del gas in ingresso reattore.

La temperatura del vapore viene regolata agendo sul riferimento della temperatura gas in uscitareattore e la pressione agendo sulla portata di alimento. Le turbo-pompe di alimento a loro voltasono regolate in modo da mantenere costante il salto di pressione attraverso le valvole regolantidell’acqua di alimento.

7.2 La modulazione del Carico nei Moderni Impianti Nucleari di Potenza

(Il materiale dei paragrafi relativi alla modulazione del carico è stato tratto dalla Relazione svolta per ilcorso di “Impianti Nucleari” da Piero Castrataro nell’A.A 1998/1999).

La richiesta di potenza elettrica dalla parte della rete utilizzatrice subisce grandi variazioni, siastagionali (Figura 7.5) sia nell’arco di una singola giornata (Figura 7.6), variazioni che possonoessere previste con buona approssimazione in base all’esperienza di gestione [ENEL, 1999] della retestessa. Per assicurare una razionale ed economicamente conveniente copertura del fabbisogno dipotenza elettrica si ricorre generalmente ad una ripartizione del carico, tra le varie centrali disponibilie l’eventuale importazione da reti elettriche estere, secondo il criterio del minimo costo:

• le centrali idroelettriche ad acqua fluente, le centrali geotermoelettriche e le centrali nuclearifunzionano a pieno carico per la copertura della cosiddetta “base del diagramma”;

• le centrali termoelettriche convenzionali coprono la zona intermedia del diagramma del carico;

• centrali idroelettriche ad energia modulata, ad energia regolata e ad accumulo per pompaggio,eventualmente integrate da impianti a turbogas, fanno fronte ai picchi del diagramma di carico edinoltre coprono le fluttuazioni a frequenza relativamente elevata e di natura aleatoria cheavvengono attorno al valore medio.

Nel caso in cui la percentuale di energia elettrica prodotta da fonte nucleare su quella totale superiuna certa soglia (normalmente maggiore del 50%), le centrali nucleari sono chiamate a coprire anchela zona intermedia del diagramma di carico. Ciò richiede una maggiore flessibilità nell’eserciziodell’impianto senza comprometterne l’affidabilità e la sicurezza.



20000

25000

30000

35000

40000

45000

0 6 12 18 24

Giorno (h)

Pot

enza

(M

W)

gennaio

febbraio

marzo

aprile

maggio

giugno

luglio

agosto

settembre

ottobre

novembre

dicembre

Figura 7.5: Potenza oraria richiesta sulla rete italiana nel terzo mercoledì di ciascun mese del 1998.

In particolare, per questa modulazione nella gestione, sono richiesti tre tipi di flessibilità [Bertron,1986]:

• nella modulazione della potenza prodotta, fattore fondamentale nell’adeguamento alla domanda(carico) della rete esterna;

• l’aggiustamento della frequenza, altro fattore fondamentale nella qualità del prodotto “energiaelettrica”. L’aggiustamento della frequenza ha due aspetti: il cosiddetto “adeguamentoprimario”, cioè la reazione ad un improvviso squilibrio tra l’energia generata e quella richiestadalla rete, ed il “controllo automatico della frequenza”, processo che consenta di avere uncontinuo equilibrio intorno alla frequenza nominale della rete elettrica in cui opera l’impiantostesso (in Europa 50 Hz, negli USA 60 Hz);

• la partecipazione dell’impianto nel parco di riserva di carico della rete elettrica nazionale.

Per far fronte a queste nuove esigenze sono stati necessari studi ed esperienze operative aggiuntiveche confermassero la conformità dell’impianto nucleare alle nuove modalità di gestione conmodulazione della potenza prodotta (zona intermedia del diagramma di carico), con possibilmentepiccoli cambiamenti progettuali.

I progressi fatti nell'ambito del controllo e della regolazione degli impianti nucleari dimostrano comeoggi essi siano diventati macchine flessibili, in grado di fornire le stesse prestazioni degli impiantitermoelettrici tradizionali. Gli studi effettuati, convalidati da una serie di esperienze e test operativi,hanno dimostrato la possibilità di far fronte alle richieste della rete elettrica senza compromettere illivello di sicurezza e con un alto grado di affidabilità. La flessibilità raggiunta non ha compromesso lacompetitività dell'impianto e ha avuto il merito di dare un impulso all'acquisizione di nuoveconoscenze ed alla loro applicazione.



Figura 7.6: Consumo interno di energia elettrica in Italia nel 3° mercoledì di dicembre

I settori interessati sono molteplici:

• il sistema di regolazione e controllo del reattore, con i quali si tende verso una completaautomatizzazione in grado di sollevare l'operatore da compiti gravosi;

• il sistema di monitoraggio del nocciolo e l'acquisizione dei dati relativi alle grandezze dacontrollare: si cerca di ridurre i tempi di acquisizione dei dati e di renderli il più possibili completiattraverso l’utilizzo di un potenziato sistema di calcolo istantaneo dello stato del reattore ingrado di fornire informazioni utili sulla distribuzione spaziale e temporale delle variabili di stato;

• l'elemento di combustibile, che è sicuramente il componente più delicato nelle operazioni dimodulazione del carico;



7.2.1 Cenni alle problematiche del controllo e della gestione di un impianto

Perseguire l’obiettivo di avere un impianto nucleare flessibile ed allo stesso tempo competitivoeconomicamente significa, in primo luogo, ottimizzare la sua regolazione ed il suo controllo conprocessi affidabili, sicuri e in grado di essere gestiti facilmente ed economicamente; in secondo luogoc’è bisogno di una nuova gestione dell’impianto stesso che tenga conto del nuovo ruolo che essooccupa nel panorama (nazionale e spesso anche a livello ancora più ampio di reti nazionaliinterconnesse) della generazione e della distribuzione energetica (ad esempio una nuovaprogrammazione delle fermate dell’impianto), comprese le esigenze di esportazione/importazionedell’energia.

Si presentano quindi tutta una serie di problemi legati principalmente:

• alla formulazione del problema generale del controllo di un impianto ed alla tecniche utilizzateper risolverlo;

• alla gestione dei sistemi scelti per il controllo della potenza prodotta (p.e. barre di controllo) edalle loro prestazioni.

7.2.1.1 Formulazione del problema del controlloLa formulazione del problema del controllo ottimale per un impianto nucleare presenta una serie dicaratteristiche comune a tutti i problemi di controllo ottimale di impianto [Ebert, 1982]:

• un modello dinamico del sistema che consiste in una serie di equazioni alle derivate parziali chedescrivono il sistema stesso:

)p,,u,x(ft

x ξ=∂∂

dove x(r, E, t) sono le variabili di stato dell’impianto o del processo, in generale funzione dellaposizione r, dell’energia E e del tempo t; u(r, E, t) sono le variabili di controllo; ξ(r, E, t) sono lefunzioni statistiche che influenzano lo stato del sistema e p(r, E, t) sono infine i coefficienti delsistema di equazioni;

• un funzionale oggettivo che è una misura delle prestazioni del sistema:

)]p,u,x(L[O)u(J =

dove O è un operatore funzionale e L è un operatore indice delle prestazioni;

• una misura dello stato del sistema; da notare che le variabili normalmente misurate non sonoidentiche alle variabili di stato quindi sono necessarie una serie di equazioni differenziali checolleghino le misure effettuate alle variabili di stato del sistema:

)p,,u,x(hz ϑ=

dove le variabili misurate sono z(r, E, t) mentre θ(r, E, t) sono gli errori sulle misure stesse;

• dei vincoli per le variabili di stato e per quelle di controllo, vincoli che provengono da limiti disicurezza od ingegneristici.

L’obiettivo fondamentale del problema del controllo ottimale dell’impianto è quello di minimizzare il“funzionale oggettivo” J(u) nel dominio delle variabili di stato e di controllo del sistema. Sirichiedono inoltre altre condizioni aggiuntive:

1. il metodo di soluzione sia pratico e computazionalmente efficiente;

2. il modello del sistema ed i suoi vincoli siano adeguatamente corrispondenti all’impianto reale.



Per ottenere la soluzione del problema del controllo di un impianto sono inoltre necessarie varieassunzioni; p.e., prendendo in considerazione in particolare un impianto ad acqua in pressione siassumono per il modello dinamico del reattore nucleare le seguenti approssimazioni:

1. approssimazioni sia spaziali (nodalizzazione) che temporali (discretizzazione) ed energetiche(diffusione ad uno o due gruppi energetici);

2. una serie limitata di feedbacks (moderatore, Doppler, Boro e Xeno);

3. linearizzazioni del sistema di equazioni (alcuni metodi di soluzione conservano le caratteristichenon lineari);

La specificazione del “funzionale oggettivo” fino ad oggi utilizzata negli impianti nucleari prevede disolito una sua linearizzazione ed una combinazione delle deviazioni delle seguenti grandezze daquelle desiderate:

• potenza;

• distribuzione della densità di potenza o suo tasso di variazione;

• variabili di controllo (posizione barre assorbitrici, concentrazione di Boro, temperatura delmoderatore) o loro tasso di variazione;

• criticità del nocciolo.

Per le variabili di stato, assumendo una loro esatta conoscenza, si ha un sistema deterministico,altrimenti, se le misure sono affette da rumore o non tutte le variabili di stato sono misurabili (peresempio la concentrazione dello Xeno e dello Iodio), devono essere usate tecniche alternative distima. Inoltre si applicano vincoli aggiuntivi alle seguenti variabili di stato:

1. indice della forma assiale della potenza;

2. distribuzione della densità di potenza (o suo tasso di variazione temporale);

3. e/o limite sulla densità di potenza massima;

ed anche alle seguenti variabili di controllo:

1. efficienza delle barre di controllo ed alla loro inserzione (o velocità di inserzione);

2. concentrazione del Boro in soluzione (o variazione temporale);

3. temperatura media del moderatore;

4. e/o livello di potenza totale dell’impianto.

Una volta formulato il problema del controllo ottimale si possono utilizzare diversi metodi disoluzione, generalmente classificati in quattro categorie:

1. euristici;

2. variazionali;

3. di programmazione dinamica;

4. di analisi funzionale per sistemi lineari.

Solo alcuni di questi metodi sono stati realmente applicati ad un impianto nucleare; la maggior partedi essi prevede l’utilizzo di modelli monodimensionali del nocciolo nella sua nodalizzazione spaziale,discretizzano il processo nel tempo ed utilizzano la teoria diffusionale ad un gruppo anche seprendono in considerazione quasi tutti i tipi di feedbacks. Questo tipo di approssimazioni creasicuramente, nella soluzione ottenuta, un errore che, se non correttamente valutato per adottareadeguati margini di sicurezza, può comportare i seguenti problemi:



• riduzione delle prestazioni dell’impianto rispetto alle sue potenzialità, con conseguente aggravioeconomico;

• difficoltà nel rendere il controllo completamente automatico e quindi necessità dell’intervento dioperatori con grandi capacità (problema ancora più evidente se si pensa alla frequenza previstadelle operazioni di modulazione del carico);

• possibilità di scram automatico del reattore.

Al fine di ottenere soluzioni sempre migliori al problema del controllo e della regolazionedell’impianto risulta quindi necessario utilizzare modelli dinamici del reattore più complessi perottenere un maggiore dettaglio. Ciò è vincolato alla possibilità di modificare sia il progetto delsistema di controllo sia la tipologia delle operazioni condotte. Passi in avanti sono possibilirealizzando sia strumenti di misura che sistemi di analisi delle informazioni veloci, tali da essereutilizzati in linea durante le operazioni di variazione della potenza prodotta. In questa ottica, lasempre maggiore disponibilità di potenza di calcolo costituisce un valido impulso alla progettazionedi sistemi di controllo completamente automatici, in grado di ridurre od addirittura eliminare ipossibili errori umani, e capaci di effettuare il controllo ottimale del sistema in tempo reale,sfruttando quindi al massimo le potenzialità dell’impianto, senza nulla concedere alla possibilità diincidenti.

7.2.1.2 Gestione dei meccanismi scelti per il controllo

L'utilizzo del Boro disciolto nel refrigerante

L’utilizzo del Boro disciolto nel refrigerante primario ha comportato da anni grandi vantaggi nelcontrollo della reattività a lungo termine anche perché, essendo l’assorbitore neutronico discioltouniformemente nel moderatore-refrigerante, non perturba la distribuzione spaziale della potenza. Leprestazioni del sistema di controllo del Boro possono essere caratterizzate sostanzialmente da duequantità [Ebert, 1982]:

1. il tasso con cui la concentrazione del Boro disciolto può essere cambiata;

2. l’intervallo di tempo in cui questo tasso può essere continuamente applicato nell’impianto.

La diluizione ha un tempo di dimezzamento dell’ordine delle 5 ore mentre l’operazione inversa di“borazione” riesce a raggiungere velocità di circa 25. ppm/min. La capacità del contenitoredell’acqua di rifiuto ed il tasso di evaporazione limitano nel tempo le operazioni di variazione dellaconcentrazione del Boro. Il sistema di controllo del Boro è quindi soggetto alle seguenti limitazioni[Choi, 1993]:

1. bassa capacità di compensazione per le variazioni di reattività a breve termine;

2. aumento della generazione di rifiuti liquidi (acqua borata);

3. limitata capacità di intervento vicino la fine del ciclo del combustibile (EOC);

4. alto tempo di intervento, soprattutto in fase di diluizione della concentrazione.

L'utilizzo delle barre di controllo

L’utilizzo delle barre di controllo in fase di regolazione dell’impianto consente di controllare lareattività a breve termine, di spegnere il reattore in caso di necessità e di intervenire in tempi rapidi,ma è soggetto alle seguenti problematiche:

1. creazione di disuniformità nella distribuzione spaziale di potenza, che si aggiungono allavariazione temporale necessariamente imposta per adeguare la potenza dell’impianto alle



richieste della rete, particolarmente marcate nel caso in cui la progettazione e la movimentazionedelle barre non siano adeguatamente corrette;

2. consumo delle barre di controllo stesse e dei loro meccanismi, sia a livello nucleare sia a livellomeccanico.

Come detto quindi la movimentazione delle barre di controllo può provocare distorsioni spaziali delladensità di potenza durante le operazioni di modulazione del carico. I picchi di potenza risultantipossono portare ad un innalzamento significativo sia della temperatura del combustibile Tcomb chedell’incamiciatura Tcamicia:

• una Tcamicia maggiore genera maggiori stress termici nella sezione della camicia stessa e favoriscela reazione di ossidazione esotermica dello Zr in ZrO2, con potenzialità di innesco di unmeccanismo autosostenente. La formazione di ZrO2 aumenta la resistenza termica con unaconseguente Tcomb maggiore, diminuisce la sezione resistente della camicia ed è accompagnatada un maggiore infragilimento da idrogeno.

• Una Tcomb maggiore aumenta il livello di stress termico nella pastiglia, la dilatazione della stessa efavorisce il rilascio dei gas di fissione. Il livello di stress termico aumenta inoltre la probabilità dicracking della pastiglia. La dilatazione, il rilascio di gas di fissione e la Tcomb maggioreaumentano in modo considerevole la pressione interna della camicia. L’insieme di questifenomeni, uniti alla variazione temporale della potenza prodotta a seguito di variazione dellarichiesta del carico, favorisce la probabilità dell’instaurarsi della interazione tra guaina ecombustibile (PCI).

Numerose esperienze condotte da anni in reattori sperimentali hanno evidenziato come idanneggiamenti dell’incamiciatura:

• si verificano durante od in seguito ad un aumento di potenza, dopo che il combustibile hafunzionato per lungo tempo ad un livello di bassa potenza;

• si verificano se la potenza finale della rampa è maggiore ad un valore di soglia;

• variazioni di potenza anche ripetute, al di sotto del valore finale di soglia, non determinanoguasti;

• non si verificano per basse velocità di aumento della potenza.

Tali considerazioni hanno evidenziato la necessità di stabilire un limite alla velocità di aumento dellapotenza prodotta che sicuramente penalizza l’impianto dal punto di vista economico. Questapenalizzazione giustifica lo sforzo che è stato necessario compiere per migliorare il progettodell’elemento di combustibile. Il possibile verificarsi del fenomeno del PCI rende desiderabile avereun modello in grado di predire la rottura delle guaine e allo stesso tempo un sistema in grado dirivelarle in tempo reale, per fornire preziose informazioni al sistema di controllo stesso.

La disuniformità nella distribuzione spaziale della densità di potenza nel nocciolo può inoltregenerare:

• oscillazioni spaziali da Xeno;

Nelle regioni con maggiore densità di potenza, e quindi a maggiore flusso neutronico, il tasso dibruciamento dello Xe135 viene incrementato dalle sue maggiori catture neutroniche, anche la suaproduzione aumenta ma, a causa della diversa vita media dello I135, in modo ritardato: laconcentrazione temporale dello Xe135 passa quindi attraverso un minimo per poi risalire e quindianche il flusso neutronico aumenta fino ad un massimo per poi diminuire. Nelle regioni a bassoflusso neutronico avviene il fenomeno contrario ed il risultato complessivo è quindi la



generazione di oscillazioni spaziali della densità di potenza particolarmente pericolose per ilsicuro funzionamento del reattore.

• burn-up del combustibile non uniforme.

Il diverso bruciamento del combustibile crea inoltre zone con reattività diverse e può risultaredannoso soprattutto alla fine del ciclo del combustibile, quando la reattività a disposizione èmolto bassa, esistendo la possibilità di spegnimento della reazione a catena prima del previsto. Èda prendere in considerazione anche il danno economico che si ha a causa di un burnup medioallo scarico più basso.

Il possibile verificarsi di disuniformità spaziali della densità di potenza suggerisce inoltre la necessitàdi un miglioramento della strumentazione posta all’interno del nocciolo.

Le variazioni temporali e spaziali della densità di potenza pongono anche problemi relativi aifenomeni di fatica dei materiali che costituiscono il nocciolo ed il circuito del refrigerante. In questocampo le preoccupazioni sono certamente minori in quanto gli ampi margini di sicurezza consideratinella progettazione delle parti strutturali del reattore costituiscono una grande garanzia che tuttaviadeve essere verificata sia in sede progettuale sia attraverso controlli in grado di accertare come,anche in queste situazioni, l’impianto risponda in maniera adeguata alle sollecitazioni cui èsottoposto.

7.2.2 Soluzioni Proposte

7.2.2.1 FranciaDal 1983 le centrali nucleari francesi ad acqua in pressione hanno contribuito alle modulazionigiornaliere della potenza immessa sulla rete elettrica, iniziando con una serie di test sui reattori da900 MWe [Bertron, 1986]. Il numero di transitori di adeguamento del carico effettuati è cresciutocostantemente negli anni, anche per l’aumento del numero complessivo di centrali nucleari allacciatealla rete: 500 nel 1983, 935 nel 1985, 2213 nel 1987, per arrivare a 2338 nel 1988.

La regolazione primaria della frequenza è diventata il modo operativo normale per i reattori suddetti,interrotto solo da periodi di “stabilizzazione” mensili, richiesti per calibrare le misure di flussoneutronico nel nocciolo. Per le unità che sono normalmente gestite con questa tipologia operativa, iltempo in cui viene effettuato il controllo automatico della frequenza può raggiungere il 70% deltempo totale in cui la centrale è in funzione.

Per soddisfare le richieste della rete elettrica esterna, la modulazione del carico nelle unità PWRconsiderate fa riferimento a due diagrammi di produzione della potenza elettrica: uno corrispondentead un giorno feriale, che include il ciclo di modulazione notturna (Figura 7.7), l’altro che riguarda igiorni festivi e presenta un secondo ciclo di modulazione della potenza prodotta durante ilpomeriggio (Figura 7.8). Il campo di modulazione del carico va dalla potenza tecnica minima (200.MWe) fino alla potenza nominale dell’impianto, in funzione delle richieste della rete. Sono possibilivelocità di variazione della potenza prodotta di 50. MWe/min ma più spesso si richiedono velocitàminori, tra i 20. ed i 30. MWe/min.

Il controllo della frequenza può essere superimposto anche durante le variazioni del carico. Esso èdeterminato da un “margine di aggiustamento” che, in generale, viene diviso in due parti:

1. aggiustamento primario di 20. MWe (2% della potenza nominale), attraverso il controllo dellavelocità della turbina;

2. aggiustamento secondario (partecipazione al controllo automatico della frequenza) di 50. MWe odel 5% della potenza nominale, con un rateo di variazione pari all’1%/min che può raggiungereanche valori del 4.5%/min.



40

60

80

100

120

0 4 8 12 16 20 24

Tempo (h)

Pot

enza

nom

inal

e (%

)

Figura 7.7: Andamento della potenza prodotta nei giorni feriali

Le operazioni di modulazione del carico sono effettuate anche per far partecipare gli impiantinucleari alla “riserva di carico” che deve essere sempre prevista sulla rete elettrica. Gestirel’impianto in questa modalità significa poter effettuare aumenti della potenza di 3-5%/min dellapotenza nominale, possibili solo mantenendo le barre di controllo inserite nel nocciolo durante iperiodi di basso carico.

L’ottenimento di queste capacità di variazione della potenza elettrica prodotta sono state possibiligrazie ad un metodo di controllo e di regolazione dell’impianto, denominato “modo grigio”, messo apunto dalla Framatome. Questa modifica al sistema inizialmente previsto di regolazione e controlloha condotto ad una maggiore manovrabilità dell’impianto stesso rispetto alle possibilità iniziali. Ciòsignifica, per l’impianto nucleare, essere utilizzato all’interno della rete allo stesso modo di unimpianto convenzionale. Il “modo grigio” consiste nell’utilizzo simultaneo sia di barre assorbitricimeno assorbenti (chiamate “barre grigie”) sia della concentrazione di Boro disciolto comemeccanismi di controllo della potenza. Una opportuna ottimizzazione della reattività delle assemblydi barre di controllo ha inoltre permesso di minimizzare le distorsioni assiali di flusso durante lamodulazione della potenza e di prevenire possibili instabilità di flusso neutronico causatedall’accumulo di Xeno. In questo modo il sistema di riduzione del carico, progettato per evitare dioltrepassare la soglia di protezione, non è stato mai attivato.

Il controllo della concentrazione del Boro disciolto (condotto ancora manualmente sebbene sianostati ottenuti risultati soddisfacenti utilizzando anche un sistema di controllo automatico) non hacreato nessun tipo di problema. L’esperienza operativa acquisita ha permesso all’EdF di ottimizzarele operazioni necessarie durante i transitori e di minimizzare il volume di acqua borata di rifiuto,anticipando la variazione del carico.

L’adozione di queste modifiche nel sistema di controllo è stata preceduta da una serie di test a faticadi quei componenti sottoposti a sforzi meccanici, in particolare sull’elemento di combustibile, chehanno dato esiti soddisfacenti.



20

40

60

80

100

120

0 4 8 12 16 20 24

Tempo (h)

Pot

enza

nom

inal

e (%

)

Figura 7.8: Andamento della potenza prodotta nei giorni festivi

Durante le operazioni di modulazione del carico è stata monitorata inoltre l’attività dei prodotti difissione per scoprire eventuali relazioni tra le operazioni condotte e l’instaurarsi di difetti nelcombustibile. Analisi dettagliate hanno mostrato come [Miossec]:

• l’evoluzione del tasso di difetti nell’elemento di combustibile è indipendente dalle operazioni di“load following”;

• non c’è alcuna relazione tra il tempo a cui questi difetti diventano evidenti ed il livello disollecitazione immediatamente precedente;

• l’evoluzione della grandezza dei difetti delle guaine è simile per entrambe le modalità di gestionedell’impianto “carico base” e “load following”.

Altri test sono stati condotti per verificare il comportamento meccanico del circuito primariosottoposto ad una serie programmata di variazioni del carico e quindi a variazioni della temperatura edella pressione e la resistenza meccanica dei meccanismi e delle barre di controllo. Alcune modifichehanno reso l’affidabilità di questi meccanismi compatibile con il numero di operazioni diinseguimento del carico previste. I test hanno peraltro evidenziato come, dopo un certo numero dimovimentazioni delle barre (circa 1.26 106), l’usura ne comprometterebbe l'ulteriore utilizzo.

La necessità di operazioni di modulazione della potenza prodotta hanno inoltre condotto alla stesuradi specifiche procedure di esercizio che devono essere applicate dall’operatore in attesa che tutto ilsistema di controllo diventi completamente automatizzato, soprattutto nel controllo dellaconcentrazione del Boro disciolto.

L’utilizzo di molte centrali nucleari nel programma di modulazione del carico per la particolarecondizione energetica francese (il 75% dell’energia elettrica prodotta proviene da fonte nucleare) haportato alla sviluppo di software in grado di gestire automaticamente le richieste della rete elettrica,modulando la potenza tra le diverse centrali, tenendo conto delle operazioni di ricambio del



combustibile per evitare che queste avvengano prima o durante la stagione invernale, normalmente inEuropa quella a richiesta di potenza elettrica maggiore (Figura 7.5).

L’esperienza acquisita a partire dagli anni ’80 ha consentito la progettazione delle nuove unità N4della Framatome, implementando direttamente sistemi di controllo in grado di adeguare la potenzaprodotta dall’impianto a quella richiesta dalla rete [Framatome, 1990]. In particolare sono statisviluppati due modi di gestione dell’impianto:

modo A è in grado di soddisfare le esigenze di copertura della base del diagramma di carico, concontrollo primario della frequenza;

modo X più flessibile, è in grado di condurre adeguatamente le operazioni di modulazione delcarico; la massima potenza raggiungibile in questo caso è leggermente inferiore: 4,056.MWth contro i 4,270. MWth del “modo A”.

Nel “modo A” il reattore è controllato con un banco di barre di controllo leggermente inserite nelnocciolo, che introducono una leggera reattività negativa, e variando la concentrazione di acidoborico disciolto nel refrigerante. In questo caso sono possibili variazioni della potenza di + 3% dellapotenza massima per consentire la regolazione primaria della frequenza.

Nel “modo X” il reattore è controllato da cinque banchi di barre di controllo che automaticamente esimultaneamente controllano sia la reattività che la distribuzione assiale di potenza. Le variazionedella concentrazione dell’acido borico sono utilizzate solo per compensare gli effetti di reattività amedio termine (avvelenamento da Xeno) ed a lungo termine (bruciamento del combustibile). Inqueste condizioni, la potenza dell’impianto può variare, secondo le richieste giornaliere, dal 30% al100% della potenza nominale. La durata del livello di bassa potenza va dalle sei alle otto ore e lapotenza prodotta può variare con una velocità massima del 5%/min della potenza nominale. Undiagramma di carico avente un doppio picco (simile quindi alla richiesta delle rete), particolarmenteoneroso per la compensazione dell’avvelenamento da Xeno, può essere seguito senza particolariproblemi. La regolazione primaria della frequenza ed il controllo automatico della frequenza,combinate con la modulazione del carico, possono essere condotte con successo con variazioni dellapotenza fino a +3% e +5% rispettivamente (senza andare oltre la potenza nominale). Il ritorno apiena potenza può essere effettuato con un valore massimo della velocità del 5%/min della potenzanominale. I test, condotti nella centrale nucleare di St. Alban, hanno portato alla qualificazione diquesto “modo X”, confermando la sua grande flessibilità nella gestione dell’impianto.

7.2.2.2 GermaniaLa KWU ha cominciato ad introdurre sistemi di controllo della potenza prodotta negli impiantinucleari ad acqua in pressione in grado di far fronte alle necessità di modulazione del carico, sin daiprimi impianti costruiti [KWU, 1990]. La messa in funzione nel 1972 dell’impianto di Stade (662MWe) ha segnato l’inizio della costruzione di impianti aventi una grande flessibilità nella gestione.La centrale di Biblis A (1,200 MW), completata nel 1974, aveva già un sistema integrato chegarantiva ottime prestazioni nella modulazione del carico. L’esperienza acquisita negli anni haconsentito una progettazione e costruzione dei componenti della centrale in grado di operare perl’intera vita dell’impianto in condizioni di modulazione del carico.

Il raggiungimento di una adeguata flessibilità nella gestione dell’impianto è stato possibile grazie aiseguenti fattori:

1. il sistema di controllo e di regolazione dell’impianto è dotato di un sistema di limitazione con unlivello intermedio di intervento posizionato tra il normale controllo di impianto a circuito chiusoed il classico sistema di protezione del reattore; quando il sistema di controllo dell’impianto non èin grado di mantenere le variabili di stato del reattore all’interno del loro “range”, questo livellomedio di intervento consente automaticamente il rientro dell’impianto stesso nelle condizioni



normali di controllo senza far intervenire i sistemi di protezione (scram) che interromperebberol’esercizio.

2. la temperatura del refrigerante primario è mantenuta costante nei campi di potenza intermedio edalto diminuendo la pressione del vapore prodotto con l’incremento della potenza del reattore.Ciò consente di regolare e di controllare, in modo ottimale, la potenza prodotta dall’impiantonelle fasi di modulazione del carico:

• le variazioni della potenza inducono piccoli cambiamenti della reattività che possonoessere compensati con un movimento minimo delle barre di controllo;

• durante i rapidi incrementi della potenza, l’incremento della domanda di vapore da partedella turbina può essere parzialmente soddisfatto dalla prevista diminuzione della pressionedel vapore stesso;

• i carichi termici ciclici sui componenti sono ridotti.

3. Lo schema di gestione delle barre di controllo che riesce a soddisfare pienamente le richieste divariazione del carico in modo ottimale. Rispetto alla soluzione della Framatome la gestione KWUdelle barre di controllo non richiede barre “grigie”. Il sistema utilizzato è stato ottimizzato perridurre al minimo le perturbazioni spaziali sulla densità di potenza e minimizzare i cambiamentidella concentrazione di acido borico disciolto, per evitare di trattare grandi volumi di acquaborata. Le barre sono controllate con un circuito chiuso e quindi automaticamente spostate nellaposizione richiesta da criteri di ottimizzazione.

4. La strumentazione nel nocciolo ha due sistemi complementari che monitorano le condizioni delnocciolo stesso: il sistema “aeroball” ed il sistema di misura della distribuzione di potenza. Ilprimo misura, in modo rapido, la densità di potenza con una grande risoluzione spaziale. I datiraccolti sono utilizzati principalmente per verificare le caratteristiche del nocciolo quali lareattività e per calcolare il burn-up del combustibile. Il secondo monitora continuamente ladensità di potenza e genera segnali ridondanti per il controllo del reattore e la protezione delcombustibile contro surriscaldamenti locali. I rivelatori utilizzati sono collocati all’interno delnocciolo per migliorare l’accuratezza ed effettuare misure dirette. Entrambi i sistemi sonocollegati al calcolatore di processo dell’impianto. Il sistema di misura della distribuzione dipotenza è continuamente ricalibrato affinché non perda le caratteristiche di risoluzione iniziali efornisca misure stabili, non influenzate dal grado di bruciamento del combustibile.

5. Il controllo automatico della distribuzione della potenza in grado di evitare pericolosedisuniformità spaziali. Esso è in grado di ottenere un andamento spaziale della potenza ottimaledurante la modulazione del carico. In questo modo è possibile ridurre i fattori di picco sfruttandoeconomicamente il combustibile.

6. la funzione del sistema di controllo che limita la densità di potenza anche in condizioni gravose.La funzione di limitazione della potenza protegge il nocciolo da pericolosi surriscaldamenti localievitando rotture delle camice e l’instaurarsi di fenomeni dannosi quali il PCI. Il setpoint perquesto sistema è regolato automaticamente in base alle condizioni istantanee di carico, evitandocosì restrizioni non necessarie sulla flessibilità operazionale. Questa funzione, prima di spegnere ilreattore, operazione questa sempre economicamente dannosa, attua contromisure di intensitàminore che possono ripristinare livelli di sicurezza accettabili, come p.e. un'appropriata riduzionedella potenza. La funzione di limitazione della potenza è accoppiata con il sistema di protezioneglobale del reattore che interviene solo in caso di andamenti della potenza particolarmentepericolosi spegnendo il reattore immediatamente in modo sicuro.

Le prestazioni ottenute dagli impianti provvisti di questo sistema di regolazione e controllosoddisfano pienamente le richieste dell’Association of German Interconnected Power Companies(DVG). L’ente che gestisce la rete elettrica è libero di selezionare la grandezza delle variazioni di



carico, della velocità di variazione e della frequenza in un vasto campo di valori per soddisfare ibisogni della rete. La massima velocità di variazione raggiungibile è 5%/min.

In definitiva gli impianti KWU possono soddisfare quasi tutte le richieste della rete e l’ente chegestisce la rete è libero di selezionare gli impianti che devono partecipare alle variazioni del caricosolo sulla base di considerazioni puramente economiche. Le operazioni di modulazione del cariconon risultano complicate, sono affidabili, quasi automatiche e richiedono solo una maggioreattenzione da parte degli operatori. Infine l’utilizzazione del combustibile non risulta penalizzata, siriesce ad ottenere lo stesso bruciamento medio allo scarico senza comprometterne l’integrità e senzaaggravi economici.

7.2.2.3 Corea.Dal 1988, il Korea Atomic Energy Research Institute ha finanziato un progetto, denominato“Sviluppo di Tecnologie per la modulazione del carico da parte degli Impianti Nucleari”, per poterutilizzare le centrali nucleari di potenza a fronte delle richieste della rete elettrica [Choi, 1993].L'intento più impegnativo del progetto è quello di riuscire a progettare un sistema di controlloautomatico della potenza per migliorare le capacità di inseguimento del carico. L'unità numero tredella centrale di Yonggwang (YGN-3) è stata presa a riferimento per le centrali nucleari coreane;essa è costituita da un reattore ad acqua in pressione da 1,000 MWe costruito su licenza CombustionEngineering.

Questa unità è progettata con buone capacità di inseguimento del carico, può sopportare variazionirepentine (a gradino) del 10% e velocità di 5%/min nelle richieste del carico tra il 15% ed il 100%della potenza massima, senza subire "trip" del reattore. La centrale è anche in grado di rispondere aduna richiesta improvvisa di abbassamento del carico di qualsiasi ampiezza (incluso il "trip" dellaturbina) senza arrivare allo spegnimento del reattore od all’azionamento delle valvole di sicurezzaprimarie e secondarie. Queste manovre sono eseguite con l'utilizzo integrato ed automatico deiseguenti sistemi:

• il sistema di controllo del bypass del vapore;

• il sistema di regolazione del reattore (RRS);

• il sistema di riduzione della potenza in risposta ad un cambiamento del carico richiesto allaturbina.

Per evitare i problemi legati alle distorsioni di potenza generate dall'utilizzo delle barre di controllo(CEA) e quelli generati dall'uso del Boro disciolto si è ipotizzato l’uso di barre di controllo "grigie"(PSCEAs). Queste barre sono progettate per essere usate sia per il controllo della reattività sia per ilcontrollo della distribuzione assiale della potenza. Il loro uso è comunque troppo complicato peressere automatizzato a causa del loro effetto accoppiato sulla reattività e sulla distribuzione assialedella potenza. Sono quindi richieste grandi capacità ed esperienza dell'operatore per far fronte consuccesso alle operazioni di modulazione del carico. Per questo motivo si è sviluppata una strategia dicontrollo automatico del reattore, non ancora però utilizzata nei reattori attuali, denominata “modoK”, che permette di eseguire variazioni della potenza in linea con quelle richieste dalla rete con unalto grado di automazione. Questa strategia si avvale dell'utilizzo:

• di calcolatori che controllano in tempo reale i margini di sicurezza dell’impianto e lo stato delnocciolo;

• del sistema di supervisione dei limiti operativi del nocciolo;

• del calcolatore di protezione del nocciolo.

Nel “modo K”, un gruppo di barre di controllo ha il compito di controllare la distribuzione dellapotenza (HROD), mentre un altro gruppo è utilizzato per compensare le variazioni di reattività



(RROD); in caso di necessità, per controllare la reattività si utilizza anche Boro disciolto nel circuitoprimario. In questo modo si raggiunge una precisa regolazione della distribuzione di potenza e dellareattività con l'utilizzo di un sistema di controllo, a doppio circuito chiuso, delle temperatura delrefrigerante e della distribuzione assiale della potenza. Grazie alle simulazioni della rispostadell'impianto YGN-3 alla strategia di controllo, si è dimostrato come il “modo K” sia valido peraumentare l'automazione nel controllo del reattore. I risultati indicano come esso sia in grado dieseguire operazioni di inseguimento del carico, incluso il controllo della frequenza. L'ottimizzazionedel “modo K”, come il suo accoppiamento al sistema al circuito chiuso di controllo del Boro,potrebbe migliorare sensibilmente il contributo delle centrale nucleari all’inseguimentocompletamente automatico del carico della rete elettrica coreana.

7.2.3 Il Controllo Automatico di un BWR nelle Operazioni di Modulazione del Carico

In un BWR, quando si mantiene l'impianto ad una potenza ridotta, la concentrazione di Xeno crescein particolare nella parte bassa del nocciolo, dove la distribuzione di potenza presenta un picco acausa della maggiore densità del moderatore. Il ritorno della potenza al suo valore nominale, con lospostamento del picco della distribuzione verso l'alto (l’aumento della portata di ricircolo porta ad uninnalzamento dell’altezza non bollente nel nocciolo), dipende dai limiti termici e dalla stessadistribuzione di potenza precedente. A questo punto la concentrazione dello Xeno nella parte bassadiminuisce (a causa delle maggiori catture neutroniche) e quindi anche la reattività positiva richiestadiminuisce ed è possibile diminuire la portata di refrigerante nel nocciolo, mantenendo lo stessolivello di potenza.

Per controllare e regolare un reattore BWR in modo automatico, durante le operazioni diinseguimento del carico, è necessario disporre di un sistema che monitori le variabili di stato delnocciolo e riesca a fornire il loro andamento spaziale e temporale. I moderni BWR sono dotati disistemi di monitoraggio del nocciolo, p.e. per la rivelazione della distribuzione di potenza, cheforniscono informazioni sullo stato istantaneo del reattore e calcolano la distribuzione spaziale dellapotenza ed i limiti termici. Questi sistemi sono però in grado di predire solo gli stati possibili delreattore per il passo immediatamente successivo nelle operazioni già programmate. La potenza vienequindi aumentata, solitamente, in maniera molto lenta: si procede all'aumento, si osservano leinformazioni date dal sistema di monitoraggio del nocciolo per circa 10 minuti e si decide quindi sulleoperazioni successive da fare. Questo metodo è molto oneroso e ciò ha spinto verso la realizzazionedi metodi in grado di predeterminare tutte le operazioni necessarie ad un corretto adeguamentodell'impianto alla richieste della rete.

Gli studi effettuati per un controllo ottimale nelle operazioni di inseguimento del carico per un BWRnon sono così numerosi come nel caso dei reattori ad acqua in pressione. Uno di questi [Lin, 1989],prevede variazioni del carico minori del 30% della potenza nominale dell'impianto: le barre dicontrollo sono fisse durante la variazione della potenza, condotta variando solo la portata direfrigerante nel nocciolo. Grazie alla programmazione dinamica, utilizzata per risolvere il problemadel controllo ottimale, si può calcolare istantaneamente la traiettoria ottimale di salita e discesa dellapotenza senza che il combustibile subisca transitori pericolosi.

7.2.4 Bibliografia.

[Bertron, 1986] L. Bertron, "Load Following Experience with French PWRs", NuclearEurope, 10/1986.

[Choi, 1993] J. Choi, Y. Hah and U. L., "Automatic reactor power control for a pressurizedwater reactor", Nuclear Technology, Vol. 102, May 1993.



[Ebert, 1982] D. D. Ebert, "Practicality of and benefits from the applications of optimalcontrol to pressurized water reactor maneuvers", Nuclear Technology, Vol.58, Aug. 1982.

[ENEL, 1999] Sito Web ENEL S.p.A., http:\\www.enel.it, sezione Dati Statistici, 1999.

[Framatome, 1990] “The Framatome N4 PWR Unit”, Dossier nº 8, September 1990.

[KWU, 1990] “Load following capability”, KWU, Rif. 16732 1186 1, November 1990.

[Lin, 1989] C. Lin, Z. P. Lin, W. J. Jiang, "Optimal Control of a Boiling Water ReactorLoad-Following Operation”, Nuclear Science and Engineering, Vol. 102,1989.

[Miossec] C. Miossec and B. Guesdon, "Meeting grid requirements", NuclearEngineering International Special Pubblications.

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