Universiteit Gent

Faculteit Toegepaste Wetenschappen

Vakgroep

Elektrische Energie, Systemen en Automatisering

Voorzitter: Prof.Dr. Ir. J. MELKEBEEK

Studie van een pebble-bed reactor met directe

heliumturbine

Wim HAECK

Promotor: Prof. Ir. F. VANMASSENHOVE

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van

burgerlijk natuurkundig ingenieur

Academiejaar 2001-2002

i

Voorwoord

Als ik iets geleerd heb tijdens het maken van deze verhandeling, dan is het wel dat er geen tijd

genoeg is om alles te behandelen. Het onderwerp van pebble-bed reactoren is zo uitgebreid (en

uitermate interessant) dat ik keuzes heb moeten maken. Voor meer informatie verwijs ik dan ook naar

de referenties bij elk hoofdstuk, maar vooral naar het boek van Kugeler en Schulten:

Hochtemperaturreaktortechnik. In dit werk is echt alles te vinden wat met pebble-bed reactoren te

maken heeft, hoewel het op sommige plaatsen vrij beknopt wordt gehouden. Ook het IAEA

(International Atomic Energy Agency) heeft een uitgebreide verzameling informatie over gasgekoelde

reactoren in het algemeen op hun website (http://www.iaea.org/inis/aws/htgr/) staan.

Ik zou verder ook willen opmerken dat de informatie over de PBMR (voor het grootste deel daterend

uit 1999) in deze verhandeling reeds achterhaald is. Het vermogen van de PBMR is al een aantal keer

verhoogd (aanvankelijk was het vermogen 220 MWth, in 1999 was dat reeds 265 MWth). Momenteel

is men in Zuid-Afrika opnieuw aan het nadenken om het vermogen verder op te trekken naar iets van

de orde 280 MWth. Daar waar relevant zal ik wijzen op de mogelijke veranderingen in het ontwerp.

In de eerste plaats zou ik prof. Vanmassenhove willen bedanken voor de vrijheid die hij mij gegeven

heeft bij het maken van deze verhandeling. Zonder deze vrijheid zou dit werk er waarschijnlijk totaal

anders uitgezien hebben. Ik zou ook Sunny Eloot (Laboratorium voor Hydraulica) willen bedanken

omdat ze mij ervan overtuigd heeft om eens Fluent te proberen en omdat ze mij daartoe de nodige tijd

gegeven heeft (tijd die ze waarschijnlijk zelf kon gebruiken). Verder wil ik ook Wout Joseph (Intec)

bedanken voor zijn hulp en aanwijzingen in verband met Matlab. Voor hulp bij het verschaffen van

informatie zou ik Kristel Crombé en prof. Van Oost willen bedanken (omdat ze even koerier gespeeld

hebben voor mij). Ik mag hierbij ook mijn vrienden Joachim, Siger, Sylvie, Ine, Nicolas, Cisca en mijn

broer Tom niet vergeten omdat ik hen hiermee waarschijnlijk meer dan genoeg verveeld heb. Verder

ook dank aan iedereen die interesse toont in dit werk.

De auteur geeft de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de

scriptie te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het

auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij

het aanhalen van resultaten uit deze scriptie.

28 mei 2002 Wim Haeck

ii

Studie van een pebble-bed reactor met directe heliumturbine

Wim HAECK

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van

burgerlijk natuurkundig ingenieur

Academiejaar 2001-2002

Promotor: Prof. Ir. F. VANMASSENHOVE

Faculteit Toegepaste Wetenschappen

Universiteit Gent

Vakgroep Elektrische Energie, Systemen en Automatisering

Voorzitter: Prof.Dr. Ir. J. MELKEBEEK

Samenvatting:

In deze verhandeling hebben we een studie gemaakt van een pebble-bed reactor met een directe

heliumturbine, meer bepaald de Zuid-Afrikaanse PBMR (Pebble Bed Modular Reactor). Dit is een

modulaire hoge temperatuur gasgekoelde kernreactor (HTGR) waarvan de splijtstofelementen sferen

zijn met een diameter van 6 cm. Het aangewende koelgas is helium dat in een directe cyclus

aangesloten is op een heliumturbine. Deze verhandeling bestaat uit twee verschillende delen.

In het eerste deel gaan we dieper in op het ontwerp en de eigenschappen van deze kernreactor. We

hebben in hoofdstuk 1 kort de algemene kenmerken en de ontwikkelingsgeschiedenis van

gasgekoelde reactoren behandeld. Daarnaast hebben we ook de situatie in Zuid-Afrika toegelicht

waardoor men daar overweegt opnieuw nucleaire energie aan te wenden. Hoofdstuk twee handelt

over het ontwerp van een PBMR-eenheid en behandelt kort de thermodynamica (de Brayton-cyclus)

achter deze reactor. Hoofdstuk 3 gaat over de eigenschappen en het ontwerp van de splijtstofsferen

en hun belang voor de veiligheidskenmerken van de PBMR.

Het tweede deel van deze verhandeling behandelt de temperatuursverdeling van een pebble-bed kern

in stationaire toestand. Hiervoor hebben we eerst (in hoofdstuk 4) een korte studie gemaakt over

stroming door poreuze media gezien een dergelijke kern meestal wordt gemodelleerd als een poreus

medium. Daarnaast hebben we ook een axiale en radiale vermogensdistributie opgesteld voor een

pebble-bed kern met een centrale kolom grafietsferen. We kunnen de vorm en de positie van het

maximum via vier parameters naar believen aanpassen om zo de invloed van de volledige distributie

op de temperaturen in de kern te bepalen. In hoofdstuk 5 hebben we dan de basisvergelijkingen voor

de temperatuursverdeling in een pebble-bed kern (zonder centrale kolom) opgesteld aan de hand van

een eenvoudig eendimensionaal model. Met behulp van deze vergelijkingen konden we dan in Matlab

iii

de invloed van de axiale vermogensdistributie bestuderen. We kwamen tot de conclusie dat deze

distributie zo asymmetrisch mogelijk moet zijn om zo laag mogelijke maximale temperaturen te

bekomen. In hoofdstuk 6 hebben we de vergelijkingen voor het eendimensionale model uitgebreid

naar het radiale r-coördinaat om zo de centrale kolom en de radiale vermogensdistributie te

introduceren. Omdat een aantal van deze vergelijkingen zich herleiden tot een stelsel gekoppelde

niet-lineaire partiële differentiaalvergelijkingen hebben we gebruik gemaakt van een cfd-pakket

(Fluent) om een temperatuursverdeling van het helium in de kern te bepalen. Op basis van deze

verdelingen konden we dan de andere temperaturen berekenen in Matlab door de aangepaste

vergelijkingen van het eendimensionaal model te gebruiken. Hier kwamen we tot de conclusie dat de

maximale temperaturen daalden naarmate de radiale distributie meer naar een eenheidsdistributie

streeft en dat het maximum in de radiale vermogensdistributie best wat naar de buitenkant van de

kern toe gelegen is. In hoofdstuk 7 vatten we al onze conclusies nog eens samen en geven we een

manier aan waarop we de neutronenflux in de reactor kunnen aanpassen om de ideale vorm van de

distributie te bekomen. Daarnaast geven we ook aan op welke gebieden verder onderzoek eventueel

mogelijk is.

Trefwoorden:

PBMR, HTGR, gasgekoelde reactor, pebble-bed kern

iv

Inhoudstafel

Afkortingen ix

Symbolen xi

Deel 1: Eigenschappen en ontwerp van de PBMR 1

1 Algemeen overzicht 2

1.1 Verspreiding van gasgekoelde reactoren 2

1.2 Algemene kernmerken van gasgekoelde reactoren 3

1.2.1 De moderator 3

1.2.2 Het koelmiddel 4

1.3 Evolutie van gasgekoelde reactoren 5

1.3.1 De eerste generatie gasgekoelde reactoren 6

1.3.2 De HTGR 7

1.3.3 De “nieuwste” generatie: de modulaire HTGR 9

1.4 Zuid-Afrika en de PBMR 11

1.5 Referenties 13

2 Technische beschrijving van de PBMR 14

2.1 Thermodynamica en algemene werking van de PBMR 14

2.1.1 De Brayton-cyclus en zijn implementatie 14

2.1.2 De werking van de PBMR 15

2.1.3 Het rendement van de PBMR 17

2.2 Overzicht van de verschillende systemen van de PBMR 18

2.3 De reactoreenheid 19

2.3.1 Het reactordrukvat 19

2.3.2 De binnenste reactoronderdelen 22

2.3.3 De kern 24

2.4 De Power Conversion Unit (PCU) 24

2.4.1 Componenten van de PCU 24

2.4.2 Het drukvat van de PCU 26

v

2.4.3 Regeling van het vermogen in de PCU 27

2.5 De hulpsystemen 28

2.5.1 Reactivity Control & Shutdown System (RCSS) 28

2.5.2 Core Conditioning System (CCS) 29

2.5.3 Reactor Pressure Vessel Conditioning System (RPVCS) 29

2.5.4 Fuel Handling & Storage System (FHSS) 29

2.5.5 Helium Inventory & Control System (HICS) 31

2.5.6 Reactor Cavity Cooling System (RCCS) 34

2.6 Referenties 35

3 De splijtstofelementen 36

3.1 Het ontwerp van een splijtstofsfeer 36

3.2 Het maximaal toegelaten vermogen in een sfeer 38

3.3 Vrijstellen van fissieproducten uit de splijtstofsferen 39

3.3.1 De hoeveelheid fissieproducten in de kern 39

3.3.2 Scheuren door drukopbouw in een TRISO-deeltje 40

3.3.3 Het amoebe-effect 41

3.3.4 Thermische dissociatie van SiC 41

3.3.5 Chemische interactie van SiC met fissieproducten 42

3.3.6 Experimentele resultaten 42

3.4 Herladingsscenario’s 44

3.5 Referenties 46

Deel 2: Temperatuursverdeling in een pebble-bed kern 47

4 Voorbereiding tot modellering 48

4.1 Inleiding 48

4.2 Stroming in poreuze media 49

4.2.1 Definitie van poreuze media 49

4.2.2 De vergelijking van Darcy 50

4.2.3 De permeabiliteit K van een stapeling sferen 51

4.2.4 De Ergun-vergelijking 51

4.2.5 Belangrijke dimensieloze getallen in poreuze media 52

4.2.6 Wrijvingsfactor fk en de constanten A en B 54

4.3 De vermogensdistributie in de kern 56

4.3.1 Algemeen 56

4.3.2 De axiale vermogensdistributie 58

4.3.3 De radiale vermogensdistributie 60

4.4 Referenties 62

vi

5 Een eendimensionaal model 64

5.1 Inleiding 64

5.2 Een pebble-bed kern in een eendimensionale vorm 65

5.3 Het axiaal temperatuurverloop 65

5.4 Gemiddelde oppervlaktetemperatuur van de sferen 66

5.5 Drukverloop en snelheidsverdeling in de kern 67

5.6 De temperatuurverdeling in een sfeer 68

5.6.1 Enkele opmerkingen en vereenvoudigingen 68

5.6.2 Temperatuur in de bekleding van een sfeer 69

5.6.3 Temperatuur in de splijtstofzone van een sfeer 70

5.6.4 Temperatuur in de bekleding van een TRISO-deeltje 71

5.6.5 Temperatuur in de kern van een TRISO-deeltje 72

5.6.6 Gemiddelde en effectieve temperaturen in een splijtstofsfeer 73

5.6.7 Thermische geleidbaarheid van grafiet en splijtstof 74

5.7 Het eendimensionale model in Matlab 76

5.8 Invloed van de axiale vermogensdistributie 77

5.8.1 De axiale vermogensdistributies 77

5.8.2 De temperatuur van het helium 79

5.8.3 De oppervlaktetemperatuur van de sferen 79

5.8.4 De maximale splijtstoftemperatuur 80

5.8.5 Drukverloop in de kern 83

5.9 Referenties 84

6 De kern in Fluent 85

6.1 Een axiaal symmetrisch model 85

6.2 Het model en de mesh 87

6.3 Instellingen in Fluent 88

6.3.1 Materialen in de kern 88

6.3.2 Randvoorwaarden aan de ingang 89

6.3.3 Randvoorwaarde aan de uitgang 90

6.3.4 Randvoorwaarde aan de wand 90

6.3.5 Instellingen voor het volume in het prisma 91

6.3.6 Berekening in Fluent en verdere verwerking 92

6.4 Invloed van de ingangsturbulentie 92

6.5 Invloed van de radiale vermogensdistributie 97

6.5.1 De drukdaling in de kern 97

6.5.2 De temperatuur Tf van het helium 98

6.5.3 De oppervlaktetemperatuur Ts 100

6.5.4 De maximale splijtstoftemperatuur TMfuel 102

6.5.5 De limiet voor grote ar en br 104

vii

6.6 Referenties 107

7 Besluit en verdere ontwikkeling 109

7.1 Technologie en veiligheid 109

7.2 Zo laag mogelijke maximale temperaturen 109

7.3 Verdere ontwikkelingen 110

A Enkele eigenschappen van helium 111

A.1 De toestandsvergelijking 111

A.2 De dichtheid 111

A.3 De viscositeit van helium 112

A.4 De specifieke warmtecapaciteit van helium 112

A.5 De thermische geleidbaarheid van helium 112

B Enkele berekeningen 113

B.1 De normeringconstante κ 113

B.2 De normeringconstante κr 113

B.3 De heliumtemperatuur Tf voor een afgesneden cosinus 114

B.4 De temperatuur Tc in een splijtstofsfeer 115

B.5 De temperatuur Tfz in een splijtstofsfeer 116

B.6 De temperatuur TcT in een TRISO-deeltje 117

B.7 De temperatuur Tk in een TRISO-deeltje 118

B.8 De gemiddelde temperaturen in een splijtstofsfeer 119

C Matlab-bestanden en UDF-bestanden 121

C.1 Het eendimensionaal model in Matlab: PBMR.m 121

C.1.1 Enkele opmerkingen 121

C.1.2 Het Matlab-bestand PBMR.m 122

C.2 Verwerking van gegevens uit Fluent: PBMR_fluent.m 139

C.2.1 Opmerkingen 139

C.2.2 Het matlab-bestand PBMR_fluent.m 139

C.3 User defined functions in Fluent: user.c 156

C.3.1 Opmerkingen 156

C.3.2 user.c 156

C.4 Spreiding in functie van ar en br: spreidingsgrafiek.m 159

C.4.1 Opmerkingen 159

C.4.2 spreidingsgrafiek.m 159

viii

D Simulaties in Fluent 161

D.1 De gebruikte vermogensdistributies 161

D.2 De invloed op de totale drukdaling 161

D.3 Het gegenereerd vermogen 162

D.4 De temperatuur Tf van het helium 163

D.5 De oppervlaktemperatuur Ts 164

D.6 De maximale splijtstoftemperatuur TMfuel 167

D.7 De snelheid in de kern 173

ix

Afkortingen

ACACIA AdvanCed Atomic Cogenerator for Industrial Applications AGR Advanced Gas cooled Reactor AVR Arbeitsgemeinschaft VersuchsReactor BISO een bekleding in 3 lagen van een splijtstofdeeltje (PyC – SiC – PoC) CCS Core Conditioning System CZP Cold Zero Power FHSS Fuel Handling & Storage System FIMA Fissions per Initial Metal Atom FPS Fire Protection System FSV Fort St. Vrain GCR Gas Cooled Reactor GT-MHR Gas Turbine - Modular High temperature Reactor HICS Helium Inventory & Control System HMS Helium Make-up System HP High Pressure HPS Helium Purification System HTGR High Temperature Gas cooled Reactor HTR High Temperature Reactor HTR-MODUL een Duitse modulaire HTGR HTTR High Temperature engineering Test Reactor HZP Hot Zero Power IC InterCooler ICS Inventory Control System LEU Low Enriched Uranium LOCA Loss Of Coolant Accident LOFC Loss Of Forced Cooling LP Low Pressure MCB Metallic Core Barrel MCLR Metallic Core Lateral Restraint MEDUL MehrfachDUrchLauf MHTGR Modular High Temperature Gas cooled Reactor MPS Main Power System OTTO Once Through Take Out OTTO-PAP2 Once Through Take Out – Power Adjusted by Poison PAP Peu à Peu PBMR Pebble Bed Modular Reactor PCRPV Prestressed Concrete Reactor Pressure Vessel PC PreCooler PCU Power Conversion Unit PCUPV Power Conversion Unit Pressure Vessel

x

PoC Porous Carbon PWR Pressure Water Reactor PyC Pyrolytic Carbon RCCS Reactor Cavity Cooling System RCS Reactivity Control System RCSS Reactivity Control & Shutdown System RPV Reactor Pressure Vessel RPVCS Reactor Pressure Vessel Conditioning System RSS Reserve Shutdown System RU Reactor Unit SAS Small Absorber Sphere THTR Thorium High Temperature Reactor TRISO een bekleding in 4 lagen van een splijtstofdeeltje (PyC – SiC – PyC – PoC) VGM een Russische modulaire HTGR

xi

Symbolen

α thermische uitzettingscoëfficiënt K-1 γ verhouding van Cp ten opzichte van Cv - ε porositeit van de kern - ηgenerator rendement van de generator van de PBMR - ηHT isentrope efficiëntie van de heliumturbine van de PBMR - ηi isentrope efficiëntie van een turbine - ηnet netto rendement van de PBMR - ηturbine rendement van de heliumturbine van de PBMR - κ normeringsconstante van de axiale vermogensdistributie - κr normeringsconstante van de radiale vermogensdistributie - λ ladingsverliescoëfficiënt - µ dynamische viscositeit van een fluïdum Pa s ν transversale contractiecoëfficiënt - ξ0Σs0 vertragingsvermogen cm

-1 ρ dichtheid (algemeen) kg m-3 σmax maximaal toegelaten spanning Pa Σa0 macroscopische werkzame doorsnede voor absorptie cm

-1 φ axiale vermogensdistributie - ψ radiale vermogensdistributie - a geëxtrapoleerde lengte aan de bovenkant van de kern m ar geëxtrapoleerde lengte in de centrale grafietkolom m A activiteit van een nuclide (vergelijking 3.3) Bq A constante in de vergelijking van Darcy en de vergelijking van Ergun - A oppervlakte (algemeen) m2 A0 verhouding van Afs ten opzichte van Vs m

-1 Acav oppervlakte van de doorsnede van de kernholte m

2 Afs oppervlakte van het grensvlak vast-fluïdum van een poreus materiaal m

2 AU atoommassa van uranium kg mol

-1 b geëxtrapoleerde lengte aan de onderkant van de kern m br geëxtrapoleerde lengte in de zijdelingse reflector m B constante in de vergelijking van Ergun - c constante in de effectieve thermische geleidbaarheid ke van de kern - C2 verliescoëfficiënt door inertie m

-1 Cp warmtecapaciteit bij constante druk J kg

-1 K-1 Cv warmtecapaciteit bij constant volume J kg

-1 K-1 d diameter van een sfeer m dfz diameter van de splijtstofzone in een sfeer m dh hydraulische diameter in een poreus materiaal m di inwendige diameter van een bekledingslaag m

xii

dk diameter van de kern van een TRISO-deeltje m ds diameter van een sfeer in de kern van de PBMR m dT diameter van een TRISO-deeltje m D diameter van de pebble-bed kern m DH hydraulische diameter van een buis m E elasticiteitsmodulus van grafiet Pa fk wrijvingsfactor in een pebble-bed - h convectiecoëfficiënt aan een oppervlak W m-2 K-1 I turbulentie-intensiteit - I0 turbulentie-intensiteit aan de ingang van de kern - kc thermische geleidbaarheid in de bekleding van een sfeer W m

-1 K-1 kcT thermische geleidbaarheid in de bekleding van een TRISO-deeltje W m

-1 K-1 kC thermische geleidbaarheid van grafiet W m

-1 K-1 irrCk thermische geleidbaarheid van bestraald grafiet W m

-1 K-1 unirrCk thermische geleidbaarheid van niet-bestraald grafiet W m

-1 K-1 ke effectieve thermische geleidbaarheid van de kern W m

-1 K-1 ke,r radiale component van de effectieve thermische geleidbaarheid ke W m

-1 K-1 ke,z axiale component van de effectieve thermische geleidbaarheid ke W m

-1 K-1 keff effectieve vermenigvuldigingsfactor in een kernreactor - kf thermische geleidbaarheid van het fluïdum W m

-1 K-1 kfz thermische geleidbaarheid in de splijtstofzone van een sfeer W m

-1 K-1 kk thermische geleidbaarheid in de kern van een TRISO-deeltje W m

-1 K-1 kPuO2 thermische geleidbaarheid van PuO2 W m

-1 K-1 ks thermische geleidbaarheid van de sferen (zonder stroming) W m

-1 K-1 kUO2 thermische geleidbaarheid van UO2 W m

-1 K-1 K permeabiliteit van een poreus materiaal m2 L hoogte van de pebble-bed kern m L’ geëxtrapoleerde lengte van de kern m m massa van een nuclide kg mA atoommassa van een nuclide kg mol

-1 mU massa van uranium in een TRISO-deeltje kg m

� massadebiet door de kern van de PBMR kg s-1

HTm�

massadebiet door de heliumturbine kg s-1

Tm�

massadebiet door een turbine kg s-1 M massadebiet per oppervlakte-eenheid door de kern kg s-1 m-2 Mr radiale component van het massadebiet per oppervlakte-eenheid M kg s

-1 m-2 Mz axiale component van het massadebiet per oppervlakte-eenheid M kg s

-1 m-2 ng aantal mol gasvormige deeltjes in een TRISO-deeltje - N aantal sferen - NA het getal van Avogadro mol

-1 NG aantal grafietsferen in de kern - NT aantal TRISO-deeltjes in een splijtstofsfeer - Nu getal van Nusselt - p druk (algemeen) Pa p1 ingangsdruk van de LP-compressor Pa p2A ingangsdruk van de IC Pa p2a ingangsdruk van de HP-compressor Pa p2 ingangsdruk van de recuperator (warme zijde) Pa p3 ingangsdruk van de kern Pa

xiii

p4 ingangsdruk van de HP-turbine Pa p5A ingangsdruk van de LP-turbine Pa p5a ingangsdruk van de heliumturbine Pa p5 ingangsdruk van de recuperator (koude zijde) Pa p6 ingangsdruk van de PC Pa pi ingangsdruk van een turbine Pa po uitgangsdruk van een turbine Pa P verwarmde omtrek van de kern op een diepte z m Ps vermogen per volume-eenheid geproduceerd in een sfeer W m

-3 PG elektrisch vermogen geleverd door de generator W PHT vermogen geleverd door de heliumturbine W PT vermogen geleverd door een turbine W Pr getal van Prandtl - q′′ warmteflux uit een volume V met oppervlakte A (algemeen) W m-2 q′′′ vermogen per volume-eenheid geproduceerd in een volume V (algemeen) W m-3 qL vermogen per lengte-eenheid W m

-1 qV vermogen per volume-eenheid W m

-3 Q thermisch vermogen van de PBMR W r radiaal plaatscoördinaat m rs radiaal plaatscoördinaat in een sfeer m rT radiaal plaatscoördinaat in een TRISO-deeltje m rm radiale positie van het maximum m R de ideale gasconstante J kg-1 K-1 R’ geëxtrapoleerde lengte van de kern in de radiale richting m Rg straal van de centrale kolom grafietsferen m Rr straal van de kernholte (D/2) m Re getal van Reynolds - Re’ gemodificeerd getal van Reynolds - Smin minimale dikte van een bekledingslaag m T temperatuur (algemeen) K Tgem volumegemiddelde temperatuur K T1/2 halveringstijd van een nuclide s T1 ingangstemperatuur van de LP-compressor K T2A ingangstemperatuur van de IC K T2a ingangstemperatuur van de HP-compressor K T2 Ingangstemperatuur van de recuperator (warme zijde) K T3 ingangstemperatuur van de kern K T4 ingangstemperatuur van de HP-turbine K T5A ingangstemperatuur van de LP-turbine K T5a ingangstemperatuur van de heliumturbine K T5 ingangstemperatuur van de recuperator (koude zijde) K T6 ingangstemperatuur van de PC K Tb uitgangstemperatuur van de kern K Tc temperatuur in de bekleding van een splijtstofsfeer K

gemcT volumegemiddelde temperatuur in de bekleding van een splijtstofsfeer K

TcT temperatuur in de bekleding van een TRISO-deeltje K gem

cTT volumegemiddelde temperatuur in de bekleding van een TRISO-deeltje K Te uitgangstemperatuur van de kern K Tf temperatuur van het helium in de kern K

xiv

Tfz temperatuur in de splijtstofzone van een splijtstofsfeer K gem

fzT volumegemiddelde temperatuur in de splijtstofzone van een splijtstofsfeer K Ti ingangstemperatuur van een turbine K Tk temperatuur in de kern van een TRISO-deeltje K

gemkT volumegemiddelde temperatuur in de kern van een TRISO-deeltje K

TMfuel maximale splijtstoftemperatuur K To uitgangstemperatuur van een turbine K Ts oppervlaktetemperatuur van de sferen K uD filtratiesnelheid van een fluïdum in een poreus materiaal m s

-1 up snelheid van een fluïdum in de poriën van een poreus materiaal m s

-1 V volume (algemeen) m3 VC volume grafiet in een splijtstofsfeer m

3 Vf volume van het fluïdum in een kanaal met poreus materiaal m

3 Vfz volume van de splijtstofzones van alle sferen in de kern m

3 Vg volume gasvormige fissieproducten in een TRISO-deeltje m

3 Vs volume ingenomen door het poreus materiaal m

3 Vsfeer volume van een splijtstofsfeer m

3 Vtot totaal volume ingenomen door het poreus materiaal en het fluïdum m

3

2UOV volume UO2 in een splijtstofsfeer m

3 z axiaal plaatscoördinaat m zm axiale positie van het maximum m

Deel 1

Eigenschappen en ontwerp

van de PBMR

2

Hoofdstuk 1

Algemeen overzicht

1.1 Verspreiding van gasgekoelde reactoren

Wanneer we een onderscheid willen maken tussen verschillende types nucleaire reactoren, dan

kunnen we ons, onder andere, baseren op het gebruikte koelmiddel. Op deze manier onderscheiden

we reactoren gekoeld met gewoon water (H2O), zwaar water (D2O), gas en vloeibaar metaal. Er

bestaan ook reactoren gemodereerd met zwaar water, maar gekoeld met een gas. Dergelijke

reactoren delen we dan onder bij de gasgekoelde reactoren.

Wanneer we nu alle reactoren voor elektriciteitsproductie in de wereld met een vermogen groter dan

30 MWe op deze wijze indelen, dan bekomen we de verdeling uit tabel 1.1. De gegevens voor deze

verdeling zijn afkomstig uit Nuclear News [13] en weerspiegelen de situatie op 31 december 2000. We

beschouwen hier zowel de operationele reactoren als de reactoren die reeds buiten gebruik of nog in

aanbouw zijn. Dit brengt het algemeen totaal op 571 eenheden. Hoewel het idee van gasgekoelde

reactoren even oud is als dat van watergekoelde reactoren hebben deze laatste het overwicht (449

eenheden (78,6%) tegenover 57 eenheden (10,0%) voor gasgekoelde reactoren). Hierbij moeten we

rekening houden met het feit dat slechts 32 van die 57 eenheden vandaag nog operationeel zijn (al

deze eenheden staan trouwens in Groot-Brittannië) terwijl er slechts 48 op 449 watergekoelde

reactoren reeds buiten dienst zijn. Daarnaast zijn er de laatste jaren geen extra gasgekoelde

reactoren gebouwd (de Chinese HTR-10 en de Japanse HTTR zijn hier niet bijgeteld omdat dit

testreactoren zijn) terwijl er volgens deze cijfers 40 extra watergekoelde reactoren in aanbouw zijn.

Wanneer we nu ook de vermogens vergelijken, zien we dat 90,5% van het totaal operationeel

vermogen uit watergekoelde reactoren komt terwijl dit slechts 3,1% is voor gasgekoelde reactoren.

De ontwikkeling van gasgekoelde reactoren heeft nooit stil gestaan. Uit deze cijfers blijkt wel dat de

commerciële exploitatie ervan nooit echt van de grond is gekomen. Momenteel zijn een aantal

verschillende gasgekoelde reactoren in ontwikkeling die hier verandering in kunnen brengen. Het gaat

hier om de GT-MHR (Gas Turbine - Modular High temperature Reactor, een Amerikaans - Russisch

project met als hoofddoel het verbruiken van de grote hoeveelheden militair plutonium uit ontmantelde

kernwapens), ACACIA (AdvanCed Atomic Cogenerator for Industrial Applications, een Nederlandse

pebble-bed reactor voor warmtekracht koppeling) en de PBMR (Pebble Bed Modular Reactor).

3

Tabel 1.1: Verdeling van alle reactoren met vermogen boven 30MWe volgens koelmiddel (cijfers van 31 december 2000).

Operationeel In aanbouw Buiten werking Totaal Aantal MWe Aantal MWe aantal MWe aantal MWe

H2O 361 320.009 40 39.819 48 20.249 449 380.077

D2O 43 21.839 9 5.402 3 558 55 27.799

Gas 32 10.850 0 0 25 4.619 57 15.469

Vloeibaar metaal 2 793 3 1.780 5 1.738 10 4.311

Totaal 438 353.491 52 47.001 81 27.164 571 427.656

1.2 Algemene kenmerken van gasgekoelde reactoren

1.2.1 De moderator

Algemeen geldt dat materialen met een lage Z-waarde goede moderatoren zijn. Het aantal botsingen

met dergelijke elementen dat nodig is om een neutron thermisch te maken is klein, zodat neutronen

snel worden gemodereerd. Een lage Z-waarde alleen is niet voldoende. De moderator moet daarnaast

een kleine werkzame doorsnede voor absorptie van neutronen hebben, om de parasitaire absorptie in

de moderator beperkt te houden. Dit heeft een invloed op het type splijtstof (verrijkt of niet) dat in de

reactor zal worden gebruikt. De moderatiekwaliteit van een materiaal kan worden uitgedrukt via de

vertragingsverhouding (de verhouding van het vertragingsvermogen ξ0Σs0 ten opzichte van de

macroscopische werkzame doorsnede Σa0 voor absorptie). Een goede moderator heeft een zo groot

mogelijke vertragingsverhouding. In tabel 1.2 is de densiteit ρ, het vertragingsvermogen ξ0Σs0, de

absorptiewerkzame doorsnede Σa0 en de vertragingsverhouding van enkele materialen terug te

vinden. Deze vertragingsverhouding is een goede indicator maar toch spelen nog andere factoren

mee in de keuze van een moderator (zoals de prijs, de weerstand tegen straling,…).

Tabel 1.2: De vertragingsverhouding voor enkele moderatoren [14].

ρ [kg m-3] ξ0Σs0 [cm-1] Σa0 [cm-1] 0 0

0

s

a

ξ ΣΣ

H2O 1,0 1,36 0,02194 62 D2O 1,1 0,18 0,00004 5000 Be 1,85 0,16 0,00110 145

BeO 3,02 0,12 0,00063 190 Be2C 2,4 0,16 0,00110 145

C 1,6 0,064 0,00024 265

De moderatoren uit tabel 1.2 (op H2O na) zijn ooit gebruikt of voorgesteld als moderator voor een

gasgekoelde reactor. De waarden voor water zijn opgenomen in deze tabel om een zeker

referentiepunt te hebben. Wanneer we naar de vertragingsverhouding kijken, zien we dat zwaar water

met kop en schouders boven alle andere moderatoren uitsteekt. Een vloeibare moderator in

combinatie met een gasvormig koelmiddel is echter niet zo evident, zeker als die moderator ook als

4

koelmiddel kan fungeren. Het moet wel worden gezegd dat een aantal gasgekoelde reactoren

gebouwd zijn die zwaar water gebruiken als moderator. Het gaat hier onder andere om de Franse

EL4-reactor (van 80 MWe). Uit de tabel blijkt verder dat beryllium en een aantal berylliumafgeleiden

ook goede moderatoren zijn. De moderatoreigenschappen van beryllium zijn vergelijkbaar met die van

grafiet hoewel deze van grafiet nog altijd iets beter zijn (een vertragingsverhouding van 145 tot 190

voor berylliumafgeleiden en 265 voor grafiet zelf). Dit neemt niet weg dat een aantal prototypes van

gasgekoelde reactoren zijn voorgesteld en gebouwd met beryllium of een berylliumafgeleide als

moderator. Van al de mogelijke moderatoren is grafiet het meest gebruikt omwille van zijn uitstekende

thermische eigenschappen (het heeft een grote warmtecapaciteit en het is bestand tegen hoge

temperaturen), omdat het een goede weerstand heeft tegen straling en natuurlijk omdat het een vrij

goedkoop materiaal is.

1.2.2 Het koelmiddel

De keuze van het koelmiddel bij een reactor heeft ook een belangrijke invloed op het ontwerp van die

reactor. Het bepaald onder andere de toegelaten temperaturen in de reactor en het type splijtstof dat

gebruikt kan worden, net zoals bij de moderator het geval was. Dit heeft te maken met de

verschillende eisen die worden gesteld aan het koelmiddel:

- het koelmiddel moet een grote specifieke warmte en een goede warmtegeleiding bezitten

- het noodzakelijke pompvermogen moet klein zijn

- het koelmiddel moet thermisch stabiel zijn en bestand zijn tegen straling

- het mag (indien mogelijk) niet activeerbaar zijn

- het moet een kleine werkzame doorsnede voor neutronenabsorptie hebben

- het koelmiddel mag niet chemisch inwerken op de reactormaterialen

- het moet (indien mogelijk) zo goedkoop mogelijk zijn

Geen enkel koelmiddel kan aan al deze eisen tegelijk voldoen. Daarom moeten we steeds een

compromis vinden. Vloeistoffen zijn beter voor warmteoverdracht maar beperken de toegelaten

temperaturen tot onder het kookpunt van de vloeistof (zoals bij PWR’s het geval is). Gassen zijn

slechter in warmteoverdracht (als gevolg van hun lagere dichtheid) maar laten daarentegen wel veel

hogere temperaturen toe. Daarnaast hebben gassen een groter pompvermogen nodig dan het geval

is bij vloeistoffen. Dit wordt wel grotendeels goedgemaakt door de hogere toegelaten temperatuur en

druk in het systeem.

Tabel 1.3 geeft de eigenschappen van enkele gassen die belangrijk zijn voor gebruik in gasgekoelde

reactoren. Deze tabel is in principe opgesteld voor pebble-bed reactoren maar is toch toepasbaar op

gasgekoelde reactoren in het algemeen. Deze eigenschappen worden uitgedrukt in functie van drie

constanten K1, K2 en K3. K1 heeft betrekking op het nodige pompvermogen en houdt verband met de

dichtheid en de specifieke warmtecapaciteit bij constante druk. K2 beschrijft de warmteoverdracht

tussen de splijtstof en het koelgas. Deze twee constanten zijn genormeerd op de eigenschappen van

helium en zijn hierdoor dimensieloos. Voor goede koelgassen moeten deze zo klein mogelijk zijn. De

constante K3 is de microscopische werkzame doorsnede voor absorptie van thermische neutronen.

Gezien de parasitaire absorptie steeds zo klein mogelijk moet zijn, is dit ook het geval voor K3.

5

Tabel 1.3: K1, K2 en K3 voor enkele koelgassen (geldig voor pebble-bed reactoren bij 773,15 K en 1 atm.) [1].

Koelgas K1 K2 K3 [barn] He 1 1 < 0,001 N2 1,49 1,64 1,888

lucht 1,51 1,63 1,5 CO2 0,54 1,67 0,005 H2 0,17 0,9 0,33

CH4 0,12 1,64 1,32

Uit tabel 1.3 is duidelijk dat waterstofgas (H2) het koelgas bij uitstek is. De microscopische werkzame

doorsnede voor absorptie is wel ongeveer twee grootteordes groter dan die van helium en CO2. Dit

wordt echter meer dan goedgemaakt via het pompvermogen en de uitstekende warmteoverdracht.

Waterstofgas heeft echter een groot nadeel dat niet verwerkt is in tabel 1.3. We noemen waterstof

immers niet voor niets knalgas. Op een paar uitzonderingen na wordt daarom geen waterstofgas

gebruikt. Een volgende kandidaat is methaan (CH4). Het vereiste pompvermogen is nog lager dan bij

waterstof het geval was. Methaan dissocieert echter al aanzienlijk bij temperaturen rond 500 °C, wat

het vrij ongeschikt maakt bij hogere temperaturen. De volgende gassen die in aanmerking komen, zijn

CO2 en helium. CO2 wordt gekenmerkt door een laag pompvermogen (en gaat daarmee helium

vooraf) en een kleine microscopische werkzame doorsnede voor absorptie. Daarnaast is het ook een

goedkoop gas. Dit is dan ook de reden waarom CO2 werd gebruikt bij de eerste generatie

gasgekoelde reactoren (meer bepaald in de Magnox-reactoren en de AGR’s). Chemische reacties van

CO2 met grafiet zorgen bij hoge temperaturen echter voor het vrijkomen van deeltjes koolstof in het

reactorcircuit. Hierdoor is dit gas wel geschikt voor lage temperaturen maar niet voor de temperaturen

in de latere generaties gasgekoelde reactoren, de HTGR en de modulaire HTGR. Voor deze laatste

types is helium de eerste keus.

Helium heeft nog enkele andere voordelen. Het is allereerst een edelgas en is daardoor chemisch

inert. Het is een mono-atomisch gas en kan niet dissociëren onder bestraling of bij heel hoge

temperaturen. Het heeft een uitermate kleine werkzame doorsnede voor absorptie zodat er weinig

parasitaire absorptie zal zijn in het helium. Helium is verder ook niet activeerbaar (op de fractie 3He na

dat natuurlijk voorkomt). De enige nadelen van dit edelgas zijn de hoge prijs en het feit dat helium

door zijn laag moleculair gewicht makkelijk uit een systeem lekt.

Lucht en N2 kunnen duidelijk niet concurreren met de bovenstaande gassen. Deze twee gassen waren

echter belangrijk bij de ontwikkeling van gasgekoelde reactoren (lucht was immers het allereerste

koelgas) of bij reactoren voor meer exotische toepassingen zoals nucleaire propulsie voor vliegtuigen

en raketten (in dit geval N2).

1.3 Evolutie van gasgekoelde reactoren

Gasgekoelde reactoren bestaan reeds sinds het begin van het nucleaire tijdperk. Gedurende die tijd

heeft dit type reactoren een grote evolutie doorgemaakt. We onderscheiden hierbij drie verschillende

soorten: de oudere GCR (Gas Cooled Reactor), de HTGR (High Temperature Gas cooled Reactor) en

de modulaire HTGR.

6

1.3.1 De eerste generatie gasgekoelde reactoren

De benaming GCR kunnen we algemeen gebruiken voor gasgekoelde reactoren maar omwille van

fundamentele verschillen met de latere HTGR zullen we deze benaming in deze context gebruiken om

de oudere gasgekoelde reactoren aan te duiden. De eerste GCR’s stammen uit 1943 en stonden in de

Verenigde Staten, meer bepaald in Oak Ridge (de X-10) en in Brookhaven National Laboratory. Beide

reactoren waren luchtgekoeld en werden gemodereerd met grafiet. Het waren prototypes van de

reactoren voor de productie van plutonium voor de eerste atoombommen en produceerden daardoor

geen elektriciteit. De uiteindelijke productie-eenheden zouden veel groter zijn en door de grotere

vermogens zou koeling met gewone lucht niet volstaan (als gevolg van de lage warmtecapaciteit van

lucht). De uiteindelijke bedoeling was helium te gebruiken als koelmiddel, maar omwille van

technische problemen in verband met helium stapte men in 1943 over op waterkoeling. Kort na de

Tweede Wereldoorlog was de aandacht voor gasgekoelde reactoren niet al te groot. De nadruk lag

vooral op de ontwikkeling van kleine watergekoelde reactoren met een grote vermogensdensiteit voor

gebruik in onderzeeërs. Uit dit onderzoek zou uiteindelijk de PWR ontstaan.

In het begin van de jaren ’50 kregen Frankrijk en Groot-Brittannië opnieuw interesse voor gasgekoelde

reactoren, oorspronkelijk voor de productie van nucleair materiaal. De Britten gebruikten aanvankelijk

koeling met lucht voor de Windscale piles (de Britse productie-eenheden van plutonium). Uiteindelijk

begonnen de Britten ook met gasgekoelde reactoren met een tweeledig doel: productie van plutonium

en elektriciteitsproductie. Dit resulteerde in de bouw van de vier reactoren van Calder Hall (GB) tussen

1956 en 1958. De eerste daarvan werd operationeel in 1956, een jaar voor de eerste PWR. Het waren

grafietgemodereerde reactoren met een elektrisch vermogen van 40 MWe. De koeling gebeurde door

middel van CO2. De splijtstof was natuurlijk uranium in de vorm van staven. Deze eenheden werden in

1959 gevolgd door een gelijkaardige eenheid in Frankrijk, de Marcoule G2 reactor. Deze reactoren (en

hun afgeleiden) worden algemeen Magnox-reactoren genoemd (naar een Mg-Al legering die gebruikt

werd als structuurmateriaal). Alhoewel de eerste reactoren van dit type (Calder Hall) een tweeledig

doel hadden, evolueerde dit ontwerp verder naar grotere reactoren enkel voor elektriciteitsproductie.

De Magnox-reactoren introduceerden verder een aantal nieuwigheden zoals de on-line herlading (de

reactor moet niet worden stilgelegd om de splijtstof te vervangen) en de PCRPV (Prestressed

Concrete Reactor Pressure Vessel, een drukvat volledig uit beton).

De uitlaattemperaturen van deze reactoren zijn beperkt tot het interval van 375°C tot 415°C omdat bij

hogere temperaturen de bekleding van de splijtstofelementen week wordt of zelfs begint te smelten.

De rendementen voor dit type reactoren liggen daarom tussen 29 en 31%.

Om de prestaties van de Magnox-reactoren te verbeteren, werd in Groot-Brittannië de AGR

(Advanced Gas cooled Reactor) ontwikkeld. Deze AGR maakt gebruik van verrijkt uranium onder de

vorm van oxides zodat een grotere vermogensdensiteit wordt bereikt. Het koelgas is net als bij de

Magnox-reactoren CO2. De uitlaattemperaturen van deze reactoren liggen wel hoger dan bij de

Magnox het geval was: 560°C voor de eerste AGR’s tot 640°C voor de latere AGR’s. Dit komt dan

overeen met een rendement tussen 30 en 40%.

Groot-Brittannië heeft 26 Magnox-reactoren en 14 AGR’s gebouwd. In 1999 waren alle AGR’s en 18

van de 26 Magnox nog operationeel. Dit zijn precies de 32 operationele gasgekoelde reactoren die

7

vermeld zijn in het begin van dit hoofdstuk. Groot-Brittannië is het enige land in de wereld dat nu nog

gebruik maakt van gasgekoelde reactoren voor de productie van elektriciteit. De Britten hebben

daarnaast trouwens slechts 1 PWR (Sizewell B). In Frankrijk werden veel minder eenheden gebouwd

(8 Magnox-eenheden in totaal). Ook Italië, Spanje en Japan bouwden elk een Magnox-reactor. Deze

reactoren zijn echter allemaal uit gebruik genomen.

In de Verenigde Staten werd ook onderzoek gedaan naar gasgekoelde reactoren. Het bleef beperkt

tot een aantal experimentele reactoren. Een van die reactoren is de ML1 (Mobile Low power reactor 1)

uit het begin van de jaren ‘60. Dit was een kleine mobiele kernreactor (3 MWth en 0,33 MWe), gekoeld

met stikstof. Deze reactor was de eerste (en tot nu toe de enige werkende eenheid) om een directe

gasturbine te gebruiken voor de productie van elektriciteit. Het rendement van 10% was echter niet

schitterend. Het gebruik van een gasturbine was echter noodzakelijk om de compactheid van deze

reactor te garanderen.

1.3.2 De HTGR

De ontwikkeling van de HTGR (de volgende generatie gasgekoelde reactoren) begon al in het midden

van de jaren ’50, parallel met de ontwikkeling van de AGR om de prestaties van de Magnox-reactoren

te verbeteren. Om dat doel te bereiken gaan de AGR en de HTGR verschillende wegen uit. Daardoor

vertoont de HTGR belangrijke verschillen ten opzichte van de Magnox en de AGR. De uitvoering van

de splijtstofelementen is beduidend verschillend. Daar waar de AGR gebruik maakt van

splijtstofelementen met een bekleding van staal zijn de splijtstofelementen van een HTGR volledig

keramisch. De splijtstofelementen bestaan uit sferische splijtstofdeeltjes ingebed in grafietmatrix. Met

andere woorden: splijtstof en moderator vormen één geheel. De splijtstofdeeltjes in die elementen

noemen we vandaag TRISO-deeltjes. Er bestaan twee mogelijke configuraties voor de

splijtstofelementen. Allereerst de prismatische splijtstofelementen (langwerpige elementen met een

hexagonale doorsnede) die een aansluitend geheel vormen wanneer ze naast elkaar worden

gestapeld. De doorsnede van een dergelijke kern vertoont een honingraatstructuur. Een dergelijke

configuratie noemen we ook een blokreactor. Daarnaast bestaan ook sferische splijtstofelementen. Dit

zijn de pebble-bed reactoren. Als gevolg van de grote warmtecapaciteit van de gebruikte keramische

materialen zijn hogere werkingstemperaturen toegelaten. De HTGR gebruikt helium als koelgas. Bij

een blokreactor loopt het helium dan door kanalen in de splijtstofelementen en bij de pebble-bed

reactor loopt het helium door de interstities van de stapeling.

De eerste experimentele HTGR was Dragon in Groot-Brittannië. Het was een internationaal project,

bedoeld om de haalbaarheid van de HTGR-technologie aan te tonen. Dragon was daarbij niet

uitgerust om elektriciteit te produceren. Deze reactor was operationeel tussen 1965 en 1976. De

reactor had een vermogen van 20 MWth. Het helium kwam uit de reactor aan een temperatuur van

750 °C en werd door warmtewisselaars afgekoeld tot 350 °C waarna het opnieuw de reactor binnen

ging. Dragon was in principe een blokreactor. Elk splijtstofelement bestond uit 7 staven, die samen

werden gehouden in een grafietstructuur met een hexagonale doorsnede. De kern van Dragon

bestond uit 37 dergelijke splijtstofelementen. Deze elementen bevatten sferische deeltjes (bestaande

uit een kern van splijtstof met daar rond een beschermende mantel) met een diameter van ongeveer 1

8

mm. De splijtstof was een mengsel van uranium en thorium (fertiel materiaal) met een hoge verrijking.

Het was immers de bedoeling om uit het thorium U-233 te produceren. Met behulp van Dragon

werden verschillende types splijtstofdeeltjes getest op hun robuustheid. Zodoende werd aangetoond

dat een mantel bestaande uit lagen pyrocarbon (PyC, gesinterd of pyrolitisch koolstof) en

siliciumcarbide (SiC) uitermate geschikt waren om de gevormde fissieproducten binnen de deeltjes te

houden, zelfs bij hoge temperaturen (tot 1600 °C). De meest geschikte mantel is nu de TRISO-

bekleding, ontwikkeld op basis van de BISO-bekleding uit de tweede kern van Peach Bottom (No. 1).

BISO-bekleding bestaat uit een opeenvolging van een laag isotroop PyC met hoge dichtheid, een laag

SiC en een laag poreus grafiet met lage dichtheid (PoC of Porous Carbon, de bufferlaag voor

expansie van fissiegassen). TRISO is analoog aan BISO, alleen zit er een extra laag PyC met hoge

dichtheid tussen het SiC en de bufferlaag.

Een andere belangrijke HTGR was Peach Bottom (No. 1) in de Verenigde Staten en was operationeel

van 1967 tot 1974. Deze reactor had een vermogen van 115 MWth en was uitgerust om elektriciteit te

produceren, dit in tegenstelling tot Dragon. Daarvoor werd een indirecte stoomcyclus gebruikt. Het

gegenereerde elektrisch vermogen bedroeg 40 MWe. De kern bestond uit cilindrische

splijtstofelementen met een diameter van 89 mm. De splijtstof was net als bij Dragon een mengsel van

uranium en thorium met hoge verrijking. Het helium ging de reactor in aan 335 °C en kwam er uit aan

725 °C. Deze reactor werd tijdens zijn levensduur voorzien van twee verschillende kernen. De

splijtstofdeeltjes van de eerste kern hadden een enkele laag PyC rond de splijtstof. De

splijtstofdeeltjes begonnen echter te lekken en de vrijgekomen fissiegassen zorgden voor een radiale

expansie in de splijtstofelementen waardoor deze begonnen te scheuren. Uiteindelijk bleken 90 van

804 elementen te lekken. Deze kern werd vervangen tussen eind ’69 en begin ’70 door een tweede

kern waarbij de splijtstofdeeltjes een BISO-bekleding gekregen hadden. Met deze tweede kern

werden geen lekkende splijtstofelementen waargenomen.

Gelijktijdig met Dragon en Peach Bottom werd in Duitsland de AVR (Arbeitsgemeinschaft

Versuchsreactor) in gebruik genomen. De AVR was operationeel tussen 1967 en 1988. De AVR was

net als Peach Bottom aangesloten op het elektriciteitsnet. De AVR had een vermogen van 46 MWth

en 15 MWe. Het was de eerste reactor van het pebble-bed type. Deze sferische splijtstofelementen

hadden een diameter van 6 cm en konden door de kern bewegen doordat op geregelde tijdstippen

een element onderaan uit de reactor werd gestoten. Dit element werd dan gecontroleerd op schade

en burnup waarna het ofwel opnieuw in de reactor werd gebracht ofwel uit gebruik werd genomen. De

kern van de AVR bestond uit 100.000 dergelijke sferen, omringd door een grafietreflector van 50 cm

dik. De kern zelf had een diameter van 3 m en een hoogte van 3,5 m. Het nadeel van een dergelijke

kern is dat de regelstaven niet boven de kern kunnen worden aangebracht. Wanneer de regelstaven

snel in de kern moeten worden geschoven, zouden deze de elementen kunnen beschadigen. De

regelstaven bevinden zich daarom in de zijdelingse grafietreflector. Dit resulteert in een beperking op

de toegelaten diameter van een pebble-bed kern.

De AVR was van groot belang bij de ontwikkeling van het concept van de pebble-bed reactor, in het

bijzonder voor het testen van verschillende types splijtstofelementen en de studie van het gedrag van

fissieproducten (die vrijkwamen uit de elementen) in het systeem. Tegen het einde van zijn actief

9

leven werd de AVR vooral gebruikt voor testen in verband met de veiligheid van HTGR’s. Belangrijk

hierin waren een aantal simulaties van LOCA’s (Loss of Coolant Accident). Een van die experimenten

was de simulatie van het wegvallen van het actieve koelsysteem (de koeling met helium) in

combinatie met een blokkering van de regelstaven voor het stilleggen van de reactor (de regelstaven

werden niet in de reflector geschoven). De reactor werd onderkritisch na 5 seconden en na 20

seconden bereikte de moderatortemperatuur een maximum van 25° boven de normale

werkingstemperatuur waarna deze temperatuur begon af te nemen. De nakomende warmte uit verval

van de fissieproducten werd volledig door geleiding en convectie afgevoerd, zonder enige

tussenkomst van een operator. Pas na 20 uur werd de reactor opnieuw kritisch. Deze experimenten

waren belangrijk bij de ontwikkeling van de modulaire HTGR.

Na deze eerste experimentele HTGR’s werden nog een aantal grootschaligere reactoren gebouwd

zoals FSV (Fort St. Vrain, USA) en THTR-300 (Thorium High Temperature Reactor, Duitsland). FSV

en THTR-300 hadden een beduidend hoger vermogen dan hun drie voorgangers (842 MWth of 330

MWe voor FSV en 750 MWth of 300 MWe voor THTR-300). Beide reactoren werden echter vroeger

dan verwacht gesloten (in 1989) als gevolg van financiële en technische problemen. In dit verband

heeft Chernobyl ook een niet te onderschatten rol gespeeld. Als gevolg van het ongeval werd de

politieke steun voor alles wat nucleair was sterk ondergraven. Ook de AVR deelde in de klappen. Om

aan de publieke eis tot sluiting van kerncentrales tegemoet te komen, besloot de toenmalige Duitse

regering om de AVR te sluiten (daar deze bijna geen invloed had op de elektriciteitsproductie). Dat

was eenvoudiger dan grotere eenheden te sluiten. Na de THTR-300 en FSV werden nog een aantal

grotere centrales voorgesteld (van enkele 1000 MWe, voornamelijk door de voormalige Sovjet-Unie

en de Verenigde Staten). Geen van deze werd daadwerkelijk gebouwd.

1.3.3 De “nieuwste” generatie: de modulaire HTGR

Ondanks de negatieve ervaringen met de grotere HTGR’s heeft het verder ontwikkelen van dit type

reactoren nooit stilgestaan (zeker na Chernobyl) omdat de veiligheidskenmerken van alle HTGR’s

uitstekend zijn. De volledige kern is uitgevoerd in grafiet dat een grote warmtecapaciteit heeft. Met

andere woorden: er is een grote hoeveelheid warmte nodig om de temperatuur van de kern te doen

stijgen. Alle componenten zijn tevens bestand tegen hoge temperaturen. Het koelmiddel is chemisch

inert en zolang de temperatuur in de kern niet te hoog oploopt (boven 1600 °C) is er geen gevaar voor

chemische reacties in de kern die de kwaliteit van de bekleding van de TRISO-deeltjes doen

verminderen. Daarnaast is het helium gasvormig zodat problemen geassocieerd met faseovergangen

zoals bij een PWR (het koken van het water in de primaire kring) niet voorkomen bij HTGR’s. Verder

heeft de kern van een HTGR een sterk negatieve temperatuurscoëfficiënt (een stijging van de

temperatuur geeft steeds een daling in het geproduceerde vermogen).

De modulaire HTGR werd ontwikkeld uit de gewone HTGR zodat deze ook al de bovenstaande

veiligheidskenmerken heeft. Een modulaire HTGR voegt daar nog een extra uitermate belangrijk

kenmerk aan toe. De modulaire HTGR heeft een kern die zodanig gedimensioneerd is (zowel qua

vermogen als afmetingen) dat de nakomende warmte uit het verval van de fissieproducten volledig

kan worden afgevoerd door passieve koelmechanismen. Met name: geleiding, straling en natuurlijke

10

convectie. Geen enkel ongeval, hoe onwaarschijnlijk ook, zal dan aanleiding geven tot een stijging van

de temperatuur in de kern tot boven de temperatuur waarbij een veilige werking van de

splijtstofelementen niet meer is gegarandeerd (1600 °C). Er zal dan geen radioactief materiaal

vrijkomen in de omgeving, onder gelijk welke voorwaarden. Daarnaast zal ook een volledige meltdown

onmogelijk zijn. Door te steunen op deze passieve veiligheidskenmerken heeft de modulaire HTGR

geen extra (dure en ingewikkelde) actieve (redundante) veiligheidssystemen nodig zoals bij een PWR

het geval is. Dit betekent natuurlijk niet dat een dergelijke eenheid helemaal geen veiligheidssystemen

heeft. Door te steunen op deze passieve veiligheid kunnen de kosten van een dergelijke eenheid

worden verlaagd zodat nucleaire energie kan concurreren met goedkopere energiebronnen.

Het vermogen van deze modulaire HTGR’s is door deze designvoorwaarde veel lager dan dat van de

grote HTGR’s waarvan ze afstammen (zoals FSV en THTR-300). Als gevolg van hun kleinere

afmetingen kunnen dergelijke eenheden ook veel sneller worden gebouwd (een PBMR heeft

bijvoorbeeld een constructietijd van ongeveer 2 jaar). Daarnaast kunnen verschillende eenheden

naast elkaar worden geplaatst zodat serieproductie van dergelijke eenheden mogelijk is. Dit zal

aanleiding geven tot lagere constructiekosten in vergelijking met andere reactortypes. Dit is het

modulaire concept.

De eerste modulaire HTGR’s zijn de HTR-MODUL (van Siemens en ABB) en de HTR-100, allebei

ontwikkeld in Duitsland in het midden van de jaren ‘80. Beide zijn pebble-bed reactoren met een

indirecte stoomcyclus om elektriciteit te produceren. Andere modulaire HTGR zijn de MHTGR

(Modular HTGR, een Amerikaans ontwerp) en de VGM, een Russisch ontwerp. Deze reactoren

gebruiken een indirecte stoomcyclus om elektriciteit te produceren. Geen van deze ontwerpen is

echter in een werkend prototype omgezet. Dit heeft opnieuw te maken met de grote publieke afkeer

van kernenergie op het einde van de jaren ’80 en het begin van de jaren ’90 van de 20e eeuw. Dit

laatste weerhield Siemens er echter niet van om te proberen zijn HTR-MODUL te commercialiseren in

Oost-Europa en zelfs nog verder. Vooral de Sovjet-Unie en het voormalige Oost-Duitsland hadden

een grote interesse in het nieuwe ontwerp en waren bereid om een aantal eenheden aan te kopen. De

hereniging van Duitsland en het uiteenvallen van de Sovjet-Unie in het begin van de jaren ’90 staken

hier echter een stokje voor.

De interesse voor modulaire HTGR’s is echter nooit volledig verdwenen. Allereerst zijn er de goede

veiligheidskenmerken. Dat is een belangrijk punt voor reactoren in het post-Chernobyl tijdperk.

Daarnaast kan een modulaire HTGR nog verder worden verbeterd door zo’n HTGR te combineren

met een directe gasturbine in plaats van de indirecte stoomcyclus. Dan is het mogelijk thermische

rendementen te bekomen die de 50% benaderen (de PBMR bijvoorbeeld haalt een thermisch

rendement van 45%, wat al zeker 10% hoger is dan bij een standaard PWR het geval is). De

gebruikte thermodynamische cyclus wordt de Brayton-cyclus genoemd. Een dergelijke aanpak heeft

ook het voordeel dat het systeem sterk wordt vereenvoudigd. De stoomgenerator bijvoorbeeld valt al

weg (dit is bij een PWR en de gasgekoelde reactoren met een indirecte stoomcyclus een echt

zorgenkind). Het resultaat van deze evolutie is een eenvoudige en compacte nucleaire eenheid met

uitermate sterke veiligheidskenmerken en een uitstekend rendement die daarnaast nog goedkoop is

ten opzichte van andere bestaande reactortypes.

11

1.4 Zuid-Afrika en PBMR

Eskom is de belangrijkste Zuid-Afrikaanse elektriciteitsproducent met een aandeel van 95% in de

elektriciteitsmarkt. In het begin van de jaren ’90 begon Eskom uit te kijken naar mogelijkheden om

nieuwe centrales te bouwen. Dit had te maken met verschillende factoren: het overschot aan

capaciteit dat Eskom in de jaren ’70 en ’80 had aangelegd, begon te verkleinen; Eskom kreeg verder

nood aan centrales die een wisselende belasting konden volgen en de economische situatie

veranderde dramatisch na het einde van de apartheid.

Tabel 1.4: Totaal geïnstalleerde capaciteit van Eskom (cijfers uit 2000).

Aantal Vermogen [MWe] Aandeel Kolencentrales 13 34.882 89,1%

Waterkrachtcentrales 2 600 1,5% Gasturbines 2 342 0,9%

Pompstations 2 1.400 3,6% Nucleaire centrales 1 1.930 4,9%

Totaal 39.154

Uit tabel 1.4 blijkt dat Eskom een totale geïnstalleerde capaciteit van 39.154 MW heeft. 34.882 MW of

89,1% van het totaal wordt geleverd door kolencentrales. Van de totale geïnstalleerde capaciteit is

4.201 MW in reserve. Zodoende blijft een effectieve capaciteit van 34.953 MW over. Wat is nu het

verbruik van elektriciteit in Zuid-Afrika? Op 20 juli 2000 werd een recordverbruik van 29.188 MW

genoteerd. Eskom heeft duidelijk nog een zekere overcapaciteit. Het verbruik van elektriciteit groeit

echter elk jaar. In 1996 was dat ongeveer 5%. In 2000 was dat 2,81%. De overcapaciteit van Eskom is

dus aan het afnemen. Wanneer een constante groei van 2,5% per jaar wordt vooropgesteld, dan zal

die overcapaciteit verdwenen zijn na 10 jaar. Daar komt nog bij dat de oudere centrales van Eskom

(met een totaal van 20.000 MW) tegen 2025 het einde van hun leven hebben bereikt. Daarnaast is

Eskom sterk afhankelijk van steenkool. Eskom is daarom op zoek gegaan naar nieuwe energievormen

(zowel alternatieve als meer conventionele) die een alternatief voor steenkool kunnen vormen. Die

nieuwe energievormen moeten echter in staat zijn om te concurreren met die goedkope

kolencentrales.

De belangrijkste afnemer van elektriciteit was vroeger de zware industrie en deze vereiste een

constante aanvoer van elektriciteit. Het aandeel van particulieren was vrij beperkt. Het grootste deel

van de bevolking (de zwarte populatie) had nauwelijks tot geen toegang tot elektriciteit. Het komt er op

neer dat in het begin van de jaren ’90 slechts 30% van de Zuid-Afrikaanse bevolking over elektriciteit

beschikte. Eskom heeft daarom slechts weinig centrales voorzien met een vermogen dat kan worden

aangepast aan de vraag (zogenaamd load following). Dat particulier aandeel is echter sterk aan het

toenemen en zal dat de komende jaren blijven doen. In 2000 waren bijvoorbeeld nog 3,2 miljoen

huizen in Zuid-Afrika (ongeveer 32% van het totale aantal) niet aangesloten op het elektriciteitsnet.

Tijdens de apartheid was de Zuid-Afrikaanse industrie vooral gericht op consumptie door de eigen

bevolking. Dit was het gevolg van het handelsembargo. De industrie concentreerde zich daarom op

plaatsen waar de bevolking het meest economisch actief was, waar de meeste potentiële

12

consumenten aanwezig waren. Dit was vooral rond Johannesburg. Het toeval wil dat de grote

kolenreserves van het land ook in dit gebied liggen, wat Eskom goed uit kwam. Dat is dan ook de

reden waarom de totale geïnstalleerde capaciteit van kolencentrales daar in de buurt ligt. Aan het

einde van het apartheidsregime kwam hier langzaam verandering in. De industrie begon meer en

meer aan export te denken als gevolg van de openstelling van de internationale markt. Dit resulteerde

in een verplaatsing van de industrie naar de havens. Daar zijn echter geen grote centrales aanwezig

om elektriciteit voor de industrie te produceren en de bestaande centrales liggen veel te ver. Kaapstad

ligt bijvoorbeeld 1.200 km van Johannesburg en dus ook van de grote concentratie centrales. De twee

PWR’s van Koeberg (van elk 965 MW) zijn de enige eenheden die dicht in de buurt liggen.

Dit is de achtergrond tegen dewelke Eskom in 1993 de nucleaire optie terug in overweging nam. Al vrij

snel werden een aantal knelpunten geïdentificeerd. Allereerst zijn de kosten voor nucleaire elektriciteit

veel hoger dan die voor elektriciteit uit kolencentrales. Dit is onder andere het gevolg van de vele

veiligheidssystemen die noodzakelijk zijn om ongevallen te voorkomen. Een tweede knelpunt is de

publieke opinie. Zij zijn volledig gekant tegen nucleaire energie als gevolg van de mogelijkheid voor

ongevallen. Om beide punten te verhelpen moet een reactor ontworpen worden waarbij de

mogelijkheid tot ongevallen met off-site gevolgen nihil is. Het was duidelijk dat extra PWR’s hiervoor

niet in aanmerking kwamen. De oplossing kwam in de vorm van de PBMR.

Bij de ontwikkeling van de PBMR is vooral gesteund op het ontwerp van de Duitse HTR-MODUL

omdat Siemens reeds in 1987 een licentie voor commerciële uitbating voor dit type reactor had

verkregen van de Duitse overheid. De splijtstofelementen van de PBMR zijn trouwens exact dezelfde

als deze van de HTR-MODUL omdat deze de basis vormden waarop de licentie werd verleend. Vanaf

1993 werd de betrouwbaarheid van de gebruikte technologie grondig bestudeerd en op basis hiervan

concludeerde Eskom in 1997 dat de technologie genoeg maturiteit bezat om het project zonder zware

technische problemen verder te zetten. De finale designfase werd ingezet.

Het project had ondertussen de aandacht getrokken van een aantal geïnteresseerde bedrijven buiten

Zuid-Afrika. Het gaat hier onder andere om Exelon en British Nuclear Fuel (BNFL). Exelon is een van

de grootste elektriciteitsbedrijven uit de Verenigde Staten. Samen met Eskom en de Industrial

Development Corporation (IDC, een Zuid-Afrikaans staatsbedrijf dat investeert in de industrie om

economische groei in Zuid-Afrika te bevorderen) richtten ze in 2000 PBMR (Pty) Ltd op. Exelon en

BNFL hebben samen een aandeel van 35% terwijl de rest in handen is van Eskom (30%), IDC (25%)

en andere Zuid-Afrikaanse investeerder (de overige 10%). Op die manier blijft het een Zuid-Afrikaans

bedrijf. Het bedrijf heeft als doel een demonstratie-eenheid te bouwen, als aanzet tot de wereldwijde

commercialisering van de PBMR. Eskom zal de eerste klant zijn met 10 modules als de demonstratie-

eenheid succesvol is. Daarnaast was ook Exelon begonnen met de voorbereidingen voor het

bekomen van een licentie voor de PBMR in de Verenigde Staten maar Exelon heeft onlangs besloten

om het project te verlaten (omwille van een wijziging in hun beleid). Naar alle waarschijnlijkheid zou

ergens eind 2002 worden begonnen aan de bouw van deze demonstratie-eenheid (op de terreinen

van Koeberg Nuclear Power Station).

13

1.5 Referenties

[1] BEDENIG D., Gasgekühlte Hochtemperaturreaktoren, Verlag Karl Thiemig (1972), 245 p

[2] BREY H.L., Development history of the gas turbine modular high temperature reactor, IAEA-

TECDOC-1238, IAEA (2000), pp 25-49

[3] BREY H.L. (ed), Current status and future development of modular high temperature gas cooled

reactor technology, IAEA-TECDOC-1198, IAEA (2001), 259 p

[4] FISHLOCK D., South Africa aims to build pebble bed reactor next summer, Nuclear Europe

Worldscan 9-10/2000, p 18

[5] KIKSTRA J.F., Modelling, design and control of a cogenerating nuclear gas turbine plant, Ph.D.

thesis TU Delft (2001), 163 p

[6] KUGELER K., SCHULTEN R., Hochtemperaturreaktortechnik, Springer-Verlag (1989), 475 p

[7] MELESE G., KATZ R., Thermal and flow design of helium-cooled reactors, American Nuclear

Society (1984), 410 p

[8] NEDDERMAN J., HTGR is alive and being relaunched, Nuclear Engineering International,

oktober 1998, pp 49-55

[9] NICHOLLS D.R., Utility requirements for HTGRs, IAEA-TECDOC-988, IAEA (1996), pp 13-17

[10] NICHOLLS D.R., ESKOM sees a nuclear future in the pebble bed, Nuclear Engineering

International, december 1998, pp 12-16

[11] NICHOLLS D.R., Status of the pebble bed modular reactor, Nuclear Energy, 39, No. 4,

augustus 2000, pp 231-236

[12] NUCLEAR NEWS, Eskom’s pebble bed reactor presented to the government, Nuclear News,

mei 2000, pp 39-40

[13] NUCLEAR NEWS, World list of nuclear power plants, Nuclear News, maart 2001, pp 35-61

[14] VANMASSENHOVE F., Theorie van de kernreactor: deel 1, syllabus RUG (2000-2001), 315 p

[15] VERKERK E.C., Helium storage and control system for PBMR, IAEA-TECDOC-988, IAEA

(1996), pp 195-203

[16] VERKERK E.C., Dynamics of the pebble bed nuclear reactor in the direct Brayton cycle, Ph.D.

thesis TU Delft (2000), 156 p

14

Hoofdstuk 2

Technische beschrijving van de PBMR

2.1 Thermodynamica en algemene werking van de PBMR

2.1.1 De Brayton-cyclus en zijn implementatie

Het thermodynamisch proces achter de PBMR is de directe Brayton-cyclus. Dit is een cyclus die

gebruik maakt van een gas (in dit geval helium) in plaats van een tweefasig fluïdum bij een Rankine-

cyclus. Het is een directe cyclus omdat de gegenereerde warmte niet wordt overdragen op een

secundair circuit (via een stoomgenerator zoals bij een PWR). De afwezigheid van een dergelijk

secundair circuit is een eerste reden voor het hogere rendement van de PBMR.

Figuur 2.1: De ideale Brayton-cyclus.

Een ideale Brayton-cyclus (zie figuur 2.1) bestaat uit 2 reversibele processen met warmteoverdracht

bij constante druk en twee isentrope arbeidsprocessen. Het proces 1-2 stelt een isentrope compressie

voor die het gas naar een hogere druk en temperatuur brengt. Hiervoor is een zekere arbeid vereist.

Daarna wordt het gas opgewarmd in het isobaar proces 2-3. Na de opwarming wordt het gas

ontspannen in een turbine 3-4. Dit laatste proces levert vermogen op. Na doorgang door de turbine

15

wordt het gas afgekoeld bij constante druk (proces 4-1) door een warmtewisselaar die de restwarmte

afvoert naar de buitenwereld. Dit is in grote lijnen de werking van de Brayton-cyclus. Gezien we

werken met een gas zijn er dan ook geen isotherme processen (deze komen overeen met het koken

en condenseren van een vloeistof) zoals bij de Rankine-cyclus het geval is. Daarnaast is het

vermogen dat wordt geleverd door de compressor veel groter dan het vermogen dat door een pomp

moet worden geleverd in een Rankine-cyclus met hetzelfde thermisch rendement. Dit heeft te maken

met het feit dat het debiet door de compressor veel groter is als gevolg van de lage dichtheid van het

gasvormig fluïdum.

Het rendement van een Brayton-cyclus kunnen we op verschillende manieren verbeteren. Een eerste

methode is door middel van warmterecuperatie. Bij het ideale proces gaat het gas na doorgang door

de turbine door een warmtewisselaar. Door nu tussen de turbine en de warmtewisselaar een

recuperatieve warmtewisselaar (de recuperator) te plaatsen, kan het gas na compressie wat

opgewarmd worden met behulp van de restwarmte in het gas dat uit de turbine komt. De reactor moet

dan minder warmte produceren om dezelfde cyclus te sluiten. Het komt erop neer dat het thermisch

vermogen dat de reactor moet leveren kleiner is dan bij de voorgaande ideale cyclus het geval was,

waardoor het rendement van de cyclus toeneemt. De efficiëntie van de recuperator is van groot

belang voor het thermisch rendement van de cyclus. De efficiëntie van de recuperator zelf is sterk

verbonden met zijn grootte. Wanneer we de efficiëntie van een recuperator bijvoorbeeld willen

verhogen van 90 naar 95%, dan moeten we de afmetingen van de recuperator verdubbelen. Het

warmtewisselend oppervlak moet daarnaast heel groot zijn zodat voor een gas-gas recuperator een

trommel en pijp warmtewisselaar veel te groot zou uitvallen. Alleen plaat en vin warmtewisselaars zijn

compact genoeg om te dienen als een recuperator met hoge efficiëntie.

Een tweede manier om het rendement te verhogen, is het gebruik van compressie in verschillende

stappen met tussenkoeling. Door deze tussenkoeling (bij constante druk) wordt de temperatuur van

het helium verlaagd. Gezien de dichtheid in eerste benadering omgekeerd evenredig is met de

temperatuur (zie appendix A, eigenschappen van helium) zal de tussenkoeling zorgen voor een

verhoging in dichtheid van het helium. Het debiet dat door de volgende compressor loopt, is dan lager

gezien het debiet omgekeerd evenredig is met de dichtheid. Het vereiste vermogen van een

compressor is evenredig met het debiet dat er door stroomt zodat het vermogen afneemt en het totale

rendement van de cyclus toeneemt. Het turbinegedeelte van de cyclus kan dan op zijn beurt worden

gesplitst zodat elke compressor wordt aangedreven door een aparte turbine. De thermodynamische

cyclus wordt hierdoor niet beïnvloed. Het gaat hier om een ontwerpkeuze die enkel invloed heeft op

de dynamica van het volledige systeem (hier zullen we niet verder op ingaan). De PBMR gebruikt

deze twee methodes om het rendement van de cyclus te verhogen. Deze cyclus wordt ook wel de

recuperatieve Brayton-cyclus met tussenkoeling genoemd (zie figuur 2.2).

2.1.2 De werking van de PBMR

Uit het voorgaande volgt dat de PBMR bestaat uit een reactor, 2 compressoren, 3 turbines en 3

warmtewisselaars (zie figuur 2.2). De druk en temperatuur in elk punt van de Brayton-cyclus zijn te

vinden in tabel 2.1. Deze tabel geeft ook de waarden van het massadebiet door de verschillende

16

componenten. Deze waarden zijn afkomstig uit een aantal tabellen uit [2]. Het massadebiet door de

punten 1 en 2A is het massadebiet door de precooler, door 2a en 2 is dat het massadebiet door de

intercooler en voor de overige punten is dat het massadebiet door de reactor (we moesten deze

waarden gebruiken omwille van het gebrek aan informatie over het massadebiet in de verschillende

onderdelen). Voor deze verhandeling zijn deze waarden echter van weinig belang.

Figuur 2.2: De recuperatieve Brayton-cyclus met tussenkoeling en de schematische voorstelling van de PBMR.

Tabel 2.1: De Brayton-cyclus van de PBMR.

p [MPa] T [K] m�

[kg s-1] 1 2,59 301,05 145,3

2A 4,24 377,55 145.3 2a 4,23 300,75 146,5 2 7,0 377,15 146.5 3 6,955 809,15 140,0 4 6,72 1173,15 140,0

5A 5,46 1085,15 140,0 5a 4,34 994,15 140,0 5 2,61 826,15 140,0 6 2,59 411,15 140,0

Het volledige systeem werkt als volgt. Het helium gaat onder aan de reactor in aan een temperatuur

van 809,15 K (536°C) en onder een druk van 6,955 MPa (punt 3). Het wordt dan door kanalen naar de

bovenkant van de reactor gebracht waarna het door de kern stroomt. Het helium komt onderaan uit de

kern en wordt dan naar de PCU geleid. Het helium heeft dan een temperatuur van 1173,15 K (900°C)

en een druk van 6,72 MPa (punt 4). Deze druk is de ingangsdruk van de HP-turbine. Het drukverlies

van 0,235 MPa bestaat uit een verlies van ongeveer 0,175 MPa over de reactor (waarvan 0,110 MPa

over de kern) en nog 0,060 MPa over de leidingen tussen de reactor en de HP-turbine. Het helium

wordt dan over de drie opeenvolgende turbines gestuurd. De eerste twee turbines zijn de LP- en HP-

turbine die de LP- en HP-compressor aandrijven. Deze compressoren zullen later de druk in het

helium verhogen vooraleer het opnieuw de reactor ingaat. Na doorgang door deze twee turbines gaat

het helium aan een temperatuur van 994,15 K en onder een druk van 4,34 MPa de heliumturbine

binnen (punt 5a). Deze heliumturbine drijft de generator aan. Deze generator heeft een rendement

17

van 98%. De temperatuur en druk na doorgang door de vermogensturbine is gedaald tot 826,15 K en

2,61 MPa (punt 5). Het helium gaat nu door een recuperator die het helium opwarmt dat opnieuw de

reactor ingaat. Na doorgang door deze warmtewisselaar is de temperatuur verder gedaald tot 411,15

K. De druk is hierbij ongeveer dezelfde gebleven (punt 6). Een watergekoelde precooler (PC) zal het

helium dan verder afkoelen naar 301,15 K, bij een constante druk (punt 1). Het helium gaat dan door

de twee compressoren met daartussen een watergekoelde intercooler (IC). De LP-compressor

verhoogt de druk tot 4,24 MPa en de temperatuur tot 377,55 K (punt 2A) waarna de intercooler het

helium opnieuw afkoelt tot 300,75 (punt 2a). De HP-compressor brengt het helium op een druk van 7

MPa en een temperatuur van 377,15 K (punt 2). De regeneratieve warmtewisselaar verwarmt het

helium verder tot 809,15 K waarna het helium opnieuw de reactor binnengaat (punt 3). Daarmee is de

cyclus gesloten.

2.1.3 Het rendement van de PBMR

Aan de hand van de gegevens van de Brayton-cyclus uit tabel 2.1 kunnen we het rendement van een

PBMR-eenheid berekenen. Dit rendement wordt enkel bepaald door de heliumturbine en de reactor.

De andere turbines en compressoren hebben geen enkele invloed op het rendement gezien ze los

van elkaar werken. Het vermogen dat wordt geleverd door een turbine wordt gegeven door de

volgende formule:

1

1 oT i T p ii

pP m C T

p

γγ

η

− = −

� (2.1)

Hierin is Tm�

het massadebiet door de turbine, ηi is de isentrope efficiëntie van de turbine, Cp is de

warmtecapaciteit van helium (de waarde hiervan is 5193 J kg-1 K-1, zie appendix A) en γ is de

verhouding Cp/Cv (voor helium is dat 1,666). De turbine werkt tussen een beginpunt (pi,Ti) en een

eindpunt (po,To).

De isentrope efficiëntie voor de heliumturbine is 89 %. De generator die wordt aangedreven door de

heliumturbine heeft een rendement van 98 %. De gegevens uit tabel 2.1 kunnen we gebruiken om het

vermogen van de turbine en de generator te berekenen:

1

55

5

1 118,33 MWHT HT HT p aa

pP m C T

p

γγ

η

− = − =

� (2.2)

0,98 115,97 MWG HTP P= = (2.3)

Het thermisch vermogen Q van de reactor is:

( )4 3 264,635 MWthpQ mC T T= − =�

(2.4)

Het rendement van de heliumturbine en de generator is dan:

44,72%TturbinePQ

η = = (2.5)

43,82%GgeneratorPQ

η = = (2.6)

18

Van het totaal gegenereerd elektrisch vermogen wordt ongeveer 2,5 MWe gebruikt voor de

energievoorziening van de eenheid zelf. Het maximaal elektrisch vermogen dat aan het net wordt

geleverd is dan ongeveer 113,5 MWe. Wanneer we dit in rekening brengen, bekomen we het netto

rendement van een PBMR-eenheid:

2,5 MW

42,88%GnetP

Qη

−= = (2.7)

Een PBMR-eenheid heeft een netto rendement rond 43%. Dit is ongeveer 10% meer dan het geval is

bij een standaard PWR. Dit hogere rendement (en de goede veiligheidskenmerken) maakt van de

PBMR een grote concurrent van andere reactoren.

Tabel 2.2 geeft een overzicht van de prestaties van een PBMR-eenheid. Naar alle waarschijnlijkheid

zal het thermisch vermogen van de reactor nog worden opgedreven naar 280 MWth door het

vergroten van de kern. De PBMR zal dan een vermogen van 120 MWe aan het elektriciteitsnet

leveren. Ook de werkingsvoorwaarden van het systeem zullen gewijzigd worden. De druk van het

helium in de reactor zal bijvoorbeeld verhoogd worden van ongeveer 7 MPa tot 8,4 MPa.

Tabel 2.2: Vermogen en rendement van de PBMR (officiële cijfers).

Thermisch vermogen (MWth) 265 Gegenereerd elektrisch vermogen (MWe) 116,7

Elektrisch vermogen geleverd aan het net (MWe) 113,2 Rendement op de heliumturbine 45,3%

Rendement op de generator 44,1% Netto centrale rendement 42,7%

2.2 Overzicht van de verschillende systemen van de PBMR

Een schematisch overzicht van een PBMR eenheid en de belangrijkste subsystemen is te zien in

figuur 2.3. De eenheid bestaat essentieel uit drie onderdelen: de reactoreenheid (Reactor Unit of RU),

de PCU (Power Conversion Unit) en een aantal ondersteunings- en hulpsystemen. De functie van de

reactoreenheid en de PCU zijn duidelijk: de reactor levert de warmte en de PCU zet die om in

elektrische energie via de Brayton-cyclus. De reactoreenheid en de PCU vormen samen het Main

Power System of MPS.

De belangrijkste ondersteunings- en hulpsystemen en hun functies zijn:

- Reactivity Control & Shutdown System (RCSS): besturing van de controlestaven (Reactivity

Control System of RCS) en reservesystemen voor het stilleggen van de reactor (Reserve

Shutdown System of RSS).

- Core Conditioning System (CCS): zorgt voor koeling met helium als de PCU niet beschikbaar is

en zorgt voor de opwarming van de kern bij het opstarten van de reactor.

- Reactor Pressure Vessel Conditioning System (RPVCS): koelt het drukvat en houdt het op een

constante temperatuur.

- Fuel Handling & Storage System (FHSS): zorgt voor circulatie van de sferen in de reactor en de

opslag van verbruikte sferen.

19

- Helium Inventory & Control System (HICS): regelt de druk in het heliumcircuit, zuivert het helium

van contaminanten en houdt de hoeveelheid helium in het systeem op peil.

- Reactor Cavity Cooling System (RCCS): dissipeert warmte uit de reactor bij normale operatie, bij

stilstand en bij het verlies van koeling door helium (Loss Of Forced Cooling of LOFC) om de

temperaturen van het systeem beneden de maximum designtemperaturen te houden.

Naast deze belangrijke systemen bestaan nog een aantal andere secundaire hulpsystemen met

uiteenlopende functies (zoals afvalbehandeling en vuurbestrijding). Omdat deze niet echt essentieel

zijn voor het functioneren van de reactor zullen we deze overige systemen niet behandelen.

(CPBP) (IV)

(PCU)

(RU)

(CCS)

(RPVCS)

(HPT) (LPT) (PT) Recuperator

Pre-coolerInter-cooler

MPS Flow Diagram

(LPB)(HPB)

Generator

(LPC)(HPC)

(RCSS)

With Direct Coupled Gas Systems

(FHSS) (HICS)

(MPS)

High PressureTurbine

Low PressureTurbine

High PressureCompressor

Low PressureCompressor

High Pressure CompressorBypass Valve

Low Pressure CompressorBypass Valve

Power Turbine

CompressorBypass Valve

InterruptValve

PCU Manifold

HELIUM INVENTORY & CONTROLSYSTEM

FUEL HANDLING & STORAGESYSTEM

REACTOR PRESSUREVESSEL

CONDITIONINGSYSTEM

CORECONDITIONING

SYSTEM

REACTOR UNIT MAIN POWER SYSTEM

POWER CONVERSION UNIT

REACTIVITYCONTROL &SHUTDOWN

SYSTEM

Figuur 2.3: Schematisch overzicht van een PBMR-eenheid.

2.3 De reactoreenheid

2.3.1 Het reactordrukvat

De functies van het drukvat zijn analoog aan de functies van het drukvat bij andere reactoren.

Allereerst moet het een volmaakte dichting van de eenheid garanderen. Daarnaast zorgt het drukvat

voor ondersteuning en de juiste uitlijning van de verschillende onderdelen en de subsystemen van de

reactor. Verder moet het samen met de inwendige reactoronderdelen de geometrie van de kern

bewaren onder alle normale en abnormale situaties.

Het ontwerp van het drukvat (zie figuur 2.4) is analoog aan dat van een PWR. Het drukvat bestaat uit

een cilindrisch lichaam (wat naar analogie van een PWR de kuip kan worden genoemd) en een

deksel. Het deksel wordt vastgemaakt op de kuip door middel van bouten, net zoals bij de PWR. Het

20

deksel is voorzien van gaten voor het Reactivity Control System (RCS), het Reserve Shutdown

System (RSS) en de in-core instrumentatie. In de bovenkant van het deksel is ook een opening

voorzien die toegang geeft tot de bovenste inwendige elementen. De onderkant van de kuip is ook

voorzien van een aantal gaten voor de aansluitingen met de PCU (het koud en warm been van de

PBMR) en voor het FHSS. Het is onderaan ook voorzien van een opening voor toegang tot de

onderste inwendige delen. Het volledige drukvat is geïsoleerd behalve het gedeelte ter hoogte van de

kern. Op die manier wordt er passief warmte van het drukvat overgebracht naar het RCCS. Het

volledige drukvat is gemaakt uit verschillende soorten koolstof gelegeerd staal. Bij werking van de

reactor zal de temperatuur van het drukvat constant worden gehouden tussen 250 en 300 °C bij een

druk van 7 MPa. In het geval van verlies van gedwongen koeling (LOFC) zal de temperatuur beneden

de 350 °C worden gehouden en zal de druk terugvallen tot ongeveer 4,5 MPa. Het RPVCS zal

hiervoor instaan. Een overzicht van de afmetingen en enkele algemene gegevens van dit drukvat zijn

te vinden in tabel 2.3.

Figuur 2.4: Het reactordrukvat (RPV) en het drukvat van de PCU (PCUPV).

21

Figuur 2.5: De reactoreenheid.

Tabel 2.3: Algemene gegevens van het reactordrukvat.

interne diameter 6,2 m maximale uitwendige diameter 6,93 m Kuip

nominale dikte 22 cm interne straal 3,8 m

Deksel nominale dikte 14 cm interne straal 5,23 m

Onderste deel van de kuip nominale dikte 12 cm

hoogte (zonder deksel) 18,85 m hoogte (met deksel) 21,2 m Algemeen

totale massa 724 t

22

Verbrossing van het staal als gevolg van straling is steeds mogelijk, maar de graad van verbrossing

zal in elk geval veel kleiner zijn dan het geval is bij hedendaagse PWR’s, onder andere als gevolg van

de aanwezigheid van de reflector. Net zoals bij de PWR het geval is zorgen de inwendige

reactoronderdelen voor een verdere bescherming tegen deze straling.

2.3.2 De binnenste reactoronderdelen

De binnenste reactoronderdelen bestaan uit een keramische reflector, de Metallic Core Lateral

Restraint (MCLR) en de Metallic Core Barrel (MCB). Deze onderdelen vervullen samen de volgende

functies:

- het bewaren van de geometrie van de kern onder alle omstandigheden

- het transport van splijtstofsferen en grafietsferen

- de werking van het RCSS garanderen

- het voorzien van kanalen voor de aan- en afvoer van helium

- zorgen voor de reflectie van neutronen (aan alle kanten)

- beschermen van de kuip tegen neutronen en gammastraling

- zorgen voor thermische isolatie

De belangrijkste opdracht van de grafietreflector is het modereren van snelle neutronen die uit de kern

treden en deze dan terug te kaatsen. Op die manier wordt de neutronenlek vanuit de kern beperkt.

Hierdoor zal de thermische neutronenflux aan de buitenkant van de kern ietwat naar boven worden

opgetild. Deze reflector omgeeft de volledige kern en houdt de kern op zijn plaats. De kern zit dan in

een holte gevormd door deze reflector. De reflector zelf wordt op zijn plaats gehouden door de MCLR

die op zijn beurt is vastgemaakt op de MCB. Deze laatste is een stalen cilinder met een diameter van

5,85 m en een hoogte van 15,67 m. De MCB scheidt de kern en de reflector af van het drukvat.

Het zijn de MCB en het drukvat van de reactor die de geometrie van de kern moeten bewaren onder

alle normale en abnormale omstandigheden. Een wijziging in de verhouding van de hoogte van het

bed van sferen ten opzichte van zijn breedte gaat immers steeds gepaard met een verandering van de

criticaliteit van de kern en heeft zijn gevolgen voor de passieve warmteoverdracht uit het systeem.

Wanneer de kern verkleint in de hoogte en toeneemt in de breedte zal de hoeveelheid antireactiviteit

nodig om de reactor subkritisch te maken vergroten. Als die groter is dan de totale antireactiviteit die

geleverd kan worden door het RCSS, dan kan de reactor niet meer subkritisch worden gemaakt.

Daarnaast wordt het zijdelingse oppervlak waarlangs de warmte passief afgevoerd kan worden

verkleind zodat de warmteafvoer minder efficiënt gebeurt.

We kunnen de reflector opdelen in een inwendige reflector (die rond de kern zit) en een uitwendige

reflector (die zorgt voor thermische isolatie). De inwendige reflector is groter dan de uitwendige. De

volledige reflector is opgebouwd uit 36 kolommen die op hun beurt opgebouwd zijn uit verschillende

blokken grafiet en koolstof (voor de inwendige en uitwendige reflector). De blokken binnen een kolom

zijn aan elkaar verbonden door middel van deuvels. Tussen de grafietkolommen is een systeem van

zegels aangebracht om heliumlek te voorkomen. De reflector heeft hierdoor de vorm van een 36-zijdig

prisma van ongeveer 15 m hoog met een uitwendige diameter van 5,5 m. De dikte van de reflector

langs de zijkant is gemiddeld 63 cm. Deze opbouw zorgt ervoor dat de grafietkolommen onafhankelijk

23

van hun buren kunnen uitzetten als gevolg van de temperatuur of eventuele stralingsschade, en dit

zowel onder normale als abnormale omstandigheden.

De kernholte heeft ook de vorm van een 36-zijdig prisma met een diameter van 3,5 m en een hoogte

van ongeveer 9 m. Boven- en onderaan heeft de kernholte een conische vorm (een 36-zijdige

piramide) met een openingshoek van 60°. De reflector bestaat uit een zijdelingse reflector (het

cilindrische deel) en een bovenste en onderste reflector (de twee conische delen). Een bovenaanzicht

van de zijdelingse reflector en de onderste reflector is te zien in figuur 2.6.

Figuur 2.6: Bovenaanzicht van de zijdelingse en onderste reflector.

Elke grafietkolom van de inwendige reflector bevat twee kanalen, een met een diameter van 13 cm

(op een cirkel met een straal van 1,875 m) en een met een diameter van 19 cm (op een cirkel met een

straal van ongeveer 2,13 m). 35 van de 36 kleine kanalen worden benut door het RCSS (18 voor het

RCS en 17 voor het RSS). De 36 grote kanalen brengen het helium vanuit het onderste ringvormige

inlaatplenum (onderaan in de reflector) naar het bovenste ringvormige inlaatplenum (boven de kern)

waarna het helium door de kern stroomt. Nadat het helium uit de kern komt, wordt het helium dan via

een warm plenum (bovenaan in de onderste reflector) naar de PCU gebracht. De bovenste reflector is

voorzien van 10 toevoerbuizen voor het FHSS: een centrale buis voor de grafietsferen en 9 daar rond

voor de splijtstofsferen. In het centrum van de onderste reflector zit ook een kanaal (de discharge

tube) langswaar het FHSS geleidelijk sferen uit de kern weghaalt. Dit kanaal doorboort de volledige

onderste reflector en gaat over in een stalen buis die bovenaan is vastgemaakt aan de MCB en de

kuip. Een grafietlaag onder het conische deel van de onderste reflector (dus onder de kern) bevat B4C

dat activatie door neutronen van metalen componenten onder de kern beperkt (boor is een goede

neutronenabsorber). Daarnaast beperkt het ook het aantal neutronen dat door het uitstromende

helium zou worden meegenomen naar de PCU. De onderste reflector ondersteunt de volledige kern

en de zijdelingse reflector en is vastgemaakt aan de MCB die het gewicht overbrengt op de kuip.

24

2.3.3 De kern

De kern van de PBMR bestaat uit 440.000 sferen met een diameter van 6 cm. 110.000 van die sferen

bestaan uit zuiver grafiet en vormen een centrale kolom in de kern. De overige 330.000 splijtstofsferen

zitten rond die centrale kolom. Deze sferen circuleren door de kern omdat het FHSS op gezette

tijdstippen onder aan sferen wegneemt en bovenaan sferen toevoegt. Per dag worden zo’n 4000 tot

4880 sferen weggehaald. De meeste daarvan worden dan terug in de reactor gebracht. Af en toe

moeten ook nieuwe splijtstofsferen worden toegevoegd om de opgebruikte sferen te vervangen. Het

resultaat van deze beweging is dat er zich een mengzone zal vormen tussen de grafietkolom en de

uitwendige zone met de splijtstofsferen. Aldus zal de kern in radiale zin (vanuit het centrum) bestaan

uit een splijtstofarme zone van 77 cm, een