Energiforskningsnämnden

Efn-rapport nr 20 Områdesöversikt

Lätt va tt e n r ea kt o r e rssäkerhet

Bengt Pershagen

LÄTTVATTEN REAKTORERSSÄKERHET

Bengt PershagenStudsvik Energiteknik AB

Jtgiven av:

tnergiforskningsnämnden (Efn)

'ostadress: Besöksadress: Telefon: Tehx:},ox 43020 Mejerivägen 4, 4 tr 08-744 97 25 15531 enrecom s.DO 72 STOCKHOLM Liljeholmen

Omslag: Ingemar Imbro

Beställs från:

Liber Förlag, Kundtjänst

Postadress: Telefon:162 89 STOCKHOLM 08-739 91 30

ISBN 91-38-09244-1ISBN 0281-0301

gotmb Stockholm 1986 84775

Förord

Under perioden 1975-1981 ansvarade nämnden för energiproduktions-forskning (NE) för området Lättvattenreaktorer inom energiforsk-ningsprogrammet. Ett centralt avsnitt inom området var lättvattenreakto-rers säkerhet, ämnet för den nu föreliggande rapporten. Ursprungligen var dettänkt att den rapport som nu har utkommit skulle presenteras som en delav resultatredovisningen för området Lättvattenreaktorer och utkomma underår 1983. Då Efn bildades 1982-07-01 överfördes ansvaret för insatser röran-de kärnteknik från NE till Efn och det ankom därför på Efn att ta be-ställaransvaret för rapporten.

Rapporten ger en bred översikt av lättvattenreaktorer och deras tekniskauppbyggnad. Den beskriver säkerhetsproblematik ur sannolikhetste-oretisk synvinkel, vilket innebär att man gör en matematisk riskanalys.Dessutom presenteras empiriska erfarenheter från reaktorer i drift. Rapportenbör vara av intresse såväl för tekniker verksamma inom området som förintresserade lekmän.

Rapporten har utarbetats av civ ing Bengt Pershagen, Studsvik Energitek-nik AB. Eventuella åsikter framförda i rapporten är författarens egna.

Efn vill framföra sitt varma tack till Bengt Pershagen och andra som biståtthonom vid rapportens framtagande.

Synpunkter på innehållet i rapporten mottas med tacksamhet.

Stockholm i april 1986

Sigfrid WenmrbergDirektör

Bengt FinnströmByråchef

FÖRFATTARFÖRORD

Detta arbete startade som ett uppdrag av nämnden för energiproduktionsforsk-ning (NE) att utvärdera forskningsresultat inom reaktorsäkerhetsområdet. Detplanerades omfatta en allmän del med bakgrundsbeskrivning och en speciell delmed själva utvärderingen. Den senare delen utkom 1982 som en NE-rapport(NE 1982:3). Arbetet med den allmänna delen blev mera omfattande än frånbörjan tänkt. Det fullföljdes med stöd av energiforskningsnämnden och resul-terade i denna bok.

Syftet med boken är att ge en översikt och analys av teknik och erfarenheter förlättvattenreaktorers säkerhet. Den söker presentera fakta, så långt möjligt utanvärderingar. Det omfattande materialet har gjort ett urval nödvändigt. Ett slagsvärdering kan då inte undvikas vid själva urvalet.

Boken riktar sig till både fackmannen och den intresserade lekmannen. Jag harförsökt undvika det formelspråk som ofta gör facklitteraturen svårtillgänglig förden oinvigde. Men jag har inte dragit mig för att beskriva också rätt komplicera-de sammanhang utan att förenkla alltför mycket.

Boken är i första hai.d avsedd att vara en referensbok. För den skull finns ettutförligt sakordsregister i slutet av boken och talrika korshänvisningar i texten.Jag har strävat efter att ange primärkällan till alla sakuppgifter. Därför finnsreferenslistor i slutet av varje kapitel. De är aktuella i stort sett till och med1985. Boken bör också kunna användas för utbildningsändamål, t ex som intro-duktion för nyanställda eller som lärobok på högskolenivå. Den kräver intenågra speciella förkunskaper, men ämnets omfattning och svårighetsgrad ford-rar en hel del koncentration och uthållighet hos läsaren. Det gäller särskilt ka-pitlen om säkerhetsanalys där detaljeringsgraden är något högre än i övriga de-lar.

Under arbetet med boken har jag dragit nytta av informationer fr?n många kol-leger vid Studsvik Energiteknik AB. Jag vill särskilt nämna Rola id Blomquist,Hans Häggblom, Kurt Pörn och Oddbjörn Sandervåg. Värdefulla kommenta-rer till en konceptversion av boken har lämnats av Kjell Johansson och BertilLundell.

Enskilda personer som arbetar med reaktorsäkerhetsfrågor inom kraftindustrinhar gett synpunkter på olika avsnitt av konceptversionen. Bland dessa vill jagframhålla Bo Conradsson, Dag Djursing, Hans Eriksson, Ralf Espefält, VikiLindblad, Claes Lundström, Gustaf Löwenhielm och Per-Olof Waessman vidstatens vattenfailsverk, Per-Åke Bliselius, Tomas Eliasson, Jan Kluge, ÅkeKrell, Ulf Morin, Leif Persson, Jan-Anders Svensson och Lars Thuring vidSydkraft AB, Evelyn Sokolowski vid Rådet för Kärnkraftsäkerhet samt IngmarTirén vid AB ASEA-ATOM.

Birgitta Andreasen, Elisabet Appelgren och Agneta Ström vid Sekretariate iStudsvik har skrivit ut manuskriptet i olika omgångar. Liselott Wessely har ritat

de flesta figurerna. Sonja Nyblom och Maud Sundblad vid Studsvikbibliotekethar hjälpt till med att ta fram litteratur.

Jag tackar alla personer som bidragit med synpunkter och kommentaier och iövrigt medverkat till bokens tillkomst. Samtidigt vill jag understryka att desjälvfallet inte kan göras ansvariga för kvarstående fel och oklarheter.

Studsvik i mars 1986

Bengt Pershagen

IN N EHÅLLSFÖRTECKN ING

SUMMARY 11

1 INLEDNING 14

2 HISTORISK ÖVERSIKT 182.1 Utvecklingen i USA 182.2 Utvecklingen i Sverige 24Referenser 29

33333538526368

707073778082868890

929296100102105108

109109112117120123126

Referenser 133

SÄKERHETSPRINCIPER 1367.1 Begrepp och definitioner 1367.2 Grundläggande säkerhetskrav 139

TEKNISKA GRUNDER3.13.23.33.43.5

GrundprinciperBränsleNukleär effektVärmeöverföringStrukturmekanik

Referenser

KOK V ÄTTEN REAKTORN4.14.24.34.44.54.64.7

Reaktortank och interna delarPrimära processystemReaktorinneslutningTurbingeneratoranläggningRegler- och mätsystemElektriska kraftsystemData för svenska kokvattenreaktorer

Referenser

TRYCK VATTEN REAKTORN5.15.25.35.45.5

Reaktortank med interna delarPrimärsystemReaktorinneslutningReglersystemData för svenska tryckvattenreaktorer

Referenser

RADIOAKTIVITET OCH STRÅLSKYDD6.16.26.36.46.56.6

GrundbegreppKällstyrkorFissionproduktbeteende vid normal driftAktivitetsfrigörelse till kylmedietAvskiljningssystemStrålskydd

7.3 Djupförsvarsprincipen 1407.4 Konstruktionsförutsättningar 1417.5 Säkerhetsbestämmelser 1437.6 Säkerhetsarbetets organisation 149Referenser 154

8 SÄKERHETSSYSTEM 1558.1 Kokvattenreaktorn 1558.2 Tryckvattenreaktorn 1638.3 Säkerhetsfunktioner 1698.4 Data för säkerhetssystem 173Referenser 175

9 DETERMINISTISK SÄKERHETSANALYS 1769.1 Händelsetyper 1769.2 Kriterier 179

181182188193199204206

9.39.49.59.69.79.8

AnalysmetoderLGCA i kokvattenreaktornLOCA i tryckvattenreaktornTransienter i kokvattenreaktornTransienter i tryckvattenreakternYttre påverkan

Referenser

PROBABILISTISK SÄKERHETSANALYS10.110.210.310.410.5

AmbitionsnivåerTillförlitlighetsanalysHärdsäkerhetsstudierBrottsannolikheterYttre händelser

IG PROBABILISTISK SÄKERHETSANALYS 207207208222244246

Referenser 252

11 ANALYS AV SVÅRA HAVERIER 25411.1 Härdsmältning 25411.2 Termohydraulisk analys 25911.3 Käiltermsanalys 26311.4 Inneslutningsfunktion 27011.5 Externa källtermer 275Referenser 284

12 KONSEKVENSANALYS 28612.1 Metodik 28612.2 Deterministisk analys 29712.3 Probabilistisk analys 30412.4 Riskvärdering 327Referenser 331

13 DRIFTERFARENHETER 33413.1 Driftstillgänglighet 33413.2 Utsläpp och yrkesexponering 33813.3 Säkerhetsrelaterade händelser 34113.4 Signifikanta händelser 350

13.5 Haveriet i Three Mile Island 35313.6 Erfarenhetsåterföring 358Referenser 363

14 SÄKERHETSHÖJANDE ÅTGÄRDER 36614.1 Generiska säkerhetsfrågor 36614.2 Åtgärder tillföljd av TMI-2 37214.3 Åtgärder i svenska kärnkraftverk 376Referenser 380

15 REAKTORSAKERHETSFORSKNING 38215.1 Kylmedelsförlust och nödkylning 38215.2 Bränsle och kapsling 39115.3 Material och mekanik 39615.4 Korrosion och vattenkemi 39915.5 Kontroll och instrumentering 40215.6 Tillförlitlighetsteknik 40415.7 Härdsmältning och inneslutningsfunktion 407Referenser 417

16 SECURE-REAKTORER 42516.1 Traditionell säkerhetsfilosofi 42516.2 PIUS-pn lcipen 42516.3 SECURE-LH 42716.4 SECURE-P 429Referenser 430

SAKORDSREGISTER 432

RAPPORTFÖRTECKNING (Efn) 452

SUMMARY

This work is intended as a sourcebook on light water reactor safety for both theprofessional and the informed layman. The book describes the principles andpractices of reactor safety as applied to the design, regulation and operation ofboth pressurized water reactors and boiling water reactors. The central part ofthe book is devoted to methods and results of safety analysis. Safety aspects ofthe fuel cycle are not treated.

Chapter 1 outlines the scope and content of the book. Chapter 2 is a review ofimportant events in the history of reactor safety, such as the development of theGeneral Design Criteria, the Emergency Core Cooling Hearings, the ReactorSafety Study, and the Three Mile Island Accident. The conclusion drawn is thatthe direction of reactor safety work has changed from a preoccupation with de-sign criteria and design basis accidents to the feedback of operational experienceand the study of plant response to severe accidents.

Chapter 3 describes how reactors work and how the fuel behaves during opera-tion. The concepts of reactivity, reactivity coefficient and reactivity control areintroduced. Reactor heat sources and heat transfer are described. The mechan-isms of critical heat flux are explained. The basic concepts of fracture mechanicsare defined and the properties of reactor structural materials discussed.

The essential components and systems for the normal operation of the boilingwater reactor (BWR) and the pressurized water reactor (PWR) are describedin Chapters 4 and 5. The BWR description focuses on the Forsmark3/Oskarshamn III type of plant, designed by Asea-Atom. The PWR descriptionrefers to the liinghals 3/4 type of Westinghouse design. The chapters concludewith tables of main data for all types of LWR in Sweden.

The fundamentals of radioactivity and radiation protection are treated in Chap-ter 6. The sources and characteristics of radioactive material in the reactor aredescribed. The distribution, release and transport of fission products in the pri-mary systems are discussed. The main systems for cleanup, decontaminationand waste management are described.

The basic principles of reactor safety are discussed in Chapter 7, including theconcepts of inherent safety, safety margin, quality assurance, active and passivesafety systems, redundance and diversification. The principles of protection bymultiple fission product barriers and of defense- in-depth are described as wellas design criteria, regulatory guides, and technical specifications for reactoroperation. The administration of safety is discussed and exemplified by the or-ganization of safety work in Sweden.

Chapter H describes the characteristics of the main safety-related systems inForsmark 3 and Ringhals 3/4. The following systems are treated: the reactorprotection system, the shutdown systems, the pressure relief system, the pres-sure suppression system (BWR). and the emergency cooling systems. Alterna-

11

tive ways and means of obtaining make-up water, emergency cooling and resi-dual heat removal are explored.

Principles and methods for the deterministic analysis of anticipated operationaloccurrences and design basis accidents are described in Chapter 9. This includescriteria and calculational methods for the analysis of LOCA, transients and ex-ternal events. Examples of results are taken from the final safety analysis re-ports of Forsmark 3 and Ringhals 3/4. Attempts are made to present the resultsof LOCA studies in a generalized form.

Chapter 10 gives a relatively detailed account of methods and results of probabi-listic safety analysis. The event tree - fault tree methodology is described withspecial attention to data bases and quantification, and the treatment of commoncause failures and human reliability. The results of safety studies are summari-zed and compared, including the US and German generic studies and Swedishplant-specific studies. Methods for estimating the contribution of external ev-ents to core melt probabilities are outlined and numerical results gi\en from USand Swedish studies.

The response of reactor plants to severe accidents involving core melt is ana-lyzed phenomenologically in Chapter 11. The behavior of the molten core inthe primary system and in the containment is investigated, and the release andtransport of fission products studied. The fault modes of the containment aredefined and quantified for typical core melt sequences. Finally, the compositionand amount of fission products released to the atmosphere, the so-called exter-nal source terms, are estimated.

Chapter 12 is devoted to accident consequence analysis. This includes a study ofthe atmospheric dispersion of released material, the calculation of the radiationdoses to the human population taking into account any countermeasures, andthe estimation of health effects from the doses received. The results of determi-nistic analyses as well as of probabilistic risk assessments are presented. Theconcept of risk is discussed and some comparisons of risks are made.

The experiences of light water reactor operation are summarized in Chapter 13,including plant availability and occupational radiation exposure. US and Swe-dish statistics of safety-related occurrences and reactor scrams are presentedand commented. Some significant events are described, notably the Three MileIsland accident. Methods and systems for analyzing significant events are pre-sented.

Chapter 14 discusses some generic safety issues such as pipe cracks in boilingwater reactors, steam generator tube integrity (PWR), pressurized thermalshock, and anticipated transients without scram. Some safety-enhancing measu-res resulting from the TMI-2 accident are presented. Specific plant modifica-tions in Sweden are described including the FILTRA facility for filtered atmos-pheric venting of the Barsebäck reactor containments.

Aii overview of reactor safety research is presented in Chapter 15. During the1970s research was dominated by large thermohydraulic experiments for the ve-rification of design criteria for emergency core cooling systems. As operationalexperiences accumulated, the emphasis was placed on research for improving

12

operational safety and preventing accidents. After TMI-2, large efforts werealso devoted to the study of severe accident progression and engineered safetyfeatures for limiting the release of radioactive material to the environment.

The book concludes with a chapter on the PIUS principle of inherent reactorsafety as applied to the SECURE type of reactor developed in Sweden.

There is a comprehensive index at the end of the book and a list of referencesat the end of each chapter.

13

LÄTTVATTEN REAKTORERSSÄKERHET

1 INLEDNINGKärnkraften har visat sig vara en pålitlig och ekonomisk energikälla men deninnebär - liksom annan storskalig energiteknik - risker för hälsa och miljö.Karakteristiskt för kärnkraften är att radioaktiva ämnen bildas i bränslet underdriften. En del av dem kan frigöras till omgivningen vid en reaktorolycka. Attförhindra detta är huvudsyftet med reaktorsäkerhetsarbetet. Radioaktivitetenmedför risker även i kärnbränslecykeln. Särskilt har hantering och förvaring avanvänt bränsle uppmärksammats. Ett riskmoment av annat slag ligger i släkt-skapen mellan kärnkraft- och kärnvapenteknik.

Kärnkraften har vallat debatt bland annat därför att det rader delade meningarom dess risker. Problemet har tva aspekter. Dels är det fråga om att bedömahur stora riskerna är. vilket är en teknisk-vetenskaplig uppgift. Dels gäller detatt ta ställning till om de förväntade riskerna är acceptabla, vilket är en politisk-samhällelig fråga. I denna bok behandlas bara den första aspekten och endastför kärnkraftverk med lättvattenreaktorer. närmare bestämt säkerheten vidderas konstruktion, uppförande och drift. Kärnbränslecykelns säkerhet och ris-ker för missbruk av bränslecykeln behandlas inte.

Lättvattenreaktorer förekommer i två huvudvarianter: tryckvattenreaktoreroch kokvattenreaktorer. Det svenska 12-reaktorsprogrammet omfattar 9 kok-vattenreaktorer, levererade av ASEA-ATOM. och 3 tryckvattenreaktorer aven typ som tillverkas av det amerikanska företaget Westinghouse. Tabell 1.1.Som jämförelse kan nämnas att det vid slutet av 1985 i hela världen fanns 79kokvattenreaktorer och 189 tryckvattenreaktorer i drift samt 15 kokvattenreak-torer och 113 tryckvattenreaktorer under byggnad.

Riskerna med reaktordrift ligger i möjligheten till utsläpp av radioaktiva ämnenoch inte i okontrollerad frigörelse av energi. Det är fysikaliskt omöjligt för enlättvattenreaktor "att explodera som en atombomb". Säkerhetsarbetets mal äratt förhindra utsläpp av radioaktiva ämnen. Det gäller såväl vid den normaladriften som i haverisituationer. I praktiken kan inte någon absolut säkerhet nasi den meningen att utsläpp helt kan undvikas. Utsläppen vid normal drift görssä små som det är praktiskt möjligt och rimligt. De övervakas kontinuerligt ochligger vanligen långt under gränsvärden för tillatliga utsläpp. Okontrolleradeutsläpp i haverisituationer kan bli stora men har liten sannolikhet att inträffa.

Normalt sitter större delen av de radioaktiva ämnena fast i bränslet där de bil-das. Ett nödvändigt men inte tillräckligt villkor för att de skall kunna kommaut i omgivningen är att bränslet skadas. Omfattande frigörelse iv radioaktivaämnen förutsätter att bränslet blir överhettat sa att det smälter. Säkerhetsarbe-tets övergripande strategi är att förhindra bränsleöverhettning. Det sker genomatt reaktorn konstrueras och drivs sa att dess effekt i alla lägen är under kontrolloch att dess bränslehärd är väl kyld.

14

Tabell 1.1Huvuddata för svenska reaktorer (jan 1986)

Block

Oskarshamn IOskarshamn IIRinghals 1Ringhals 2Barsebäck 1Barsebäck 2Forsmark 1Ringhals 3Forsmark 2Ringhals 4Forsmark 3Oskarshamn III

Reak-tor-typ '

BWRBWRBWRPWRBWRBWRBWRPWRBWRPWRBWRBWR

NettoeleffektMWel

440595750

m5955959009159009151 0551 060

Idrift-tagnings-år

197219741975197519751977198019801981198219851985

Ägare :

OKGOKGSVSVSKSKFKASVFKASVFKAOKG

Reaktorleverantör

Asea-AtomAsea-AtomAsea-AtomWestinghouseAsea-AtomAsea-AtomAsea-AtomWestinghouseAsea-AtomWestinghouseAsea-AtomAsea-Atom

1 BWR = kokvattenreaktorPWR = tryckvattenreaktor

: OKG - OKG ABSV = Statens vattenfallsverkSK = Sydkraft ABFKA = Forsmarks Kraftgrupp AB

Vid normal drift råder balans >IIan det värme som utvecklas genom kärnreak-tionerna i bränslet och det värme som bortförs av härden* kylmedel. Jämviktenär stabil, sä att balansen återställs vid små störningar av drifttillstandet. Vid sto-ra störningar kan i ogynnsamma fall kapaciteten hos reaktorns ordinarie drift-och reglersystem vara otillräcklig. Därför är reaktorn försedd med särskilda s 'säkerhetssystem som skall förhindra att störningen leder till bränsleöverhe't-ning. Till säkerhetssystemen hör bl a snabbstoppsystem som automatiskt san'.erreaktorns effekt vid onormala händelser samt reservkylsystem som trädi r ifunktion om den ordinarie kylningen sviktar.

Säkerhetssystemen konstrueras med höga krav pä tillgänglighet. Om de ändainte skulle fungera effektivt vid behov kan bränslet överhettas och i värsta fallsmälta helt eller delvis. Detta kan under ogynnsamma omständigheter leda tillstora utsläpp. I de flesta fall blir emellertid konsekvenserna för omgivningensmå även om härden eller delar av den smälter. Det beror pa att anläggningenscentrala del är omgiven av en tät byggnad, reaktorinneslumingen. För att storautsläpp till omgivningen skall erhållas måste inneslutningsbyggnaden brista el-ler vara otät.

Till reaktorns normala drift hör planerade ändringar av drifttillstandet. t ex vidstart och avställning, samt sädana driftstörningar som bemästras av reaktornsordinarie drift- och reglersystem utan att driften behöver avbrytas. Med onor-

15

mala händelser menar man alla händelser som leder till oplanerade driftavbrott.Onormala händelser av säkerhetsmässig betydelse kan indelas i:

- tillbud, som innebär att reaktorns säkerhetssystem tas i anspråk men somtillåter mer eller mindre omedelbar återgång till normal drift.

- haverier, som bemästras av reaktorns säkerhetssystem med inga eller obe-tydliga konsekvenser för omgivningen, men som kräver mer eller mindrelångvarig avställning för utredning eller reparation.

- olyckor, som här får beteckna sådana händelser som säkerhetssystemenmisslyckas med eller inte är konstruerade för att bemästra, och som leder tillväsentligt förhöjda utsläpp till omgivningen.

Med denna terminologi är benämningen olycka förbehållen händelser som kaninnebära skada till liv, hälsa eller egendom i omgivningen av ett kärnkraftverk.Någon sådan händelse har ännu aldrig inträffat under de cirka 2 400 driftår somhittills (jan 1986) producerats av världens lättvattenreaktorer. Den omskrivnahändelsen i Three Mile Island block 2 i Harrisburg mars 1979 innebar ett haverimed härdskada men endast små aktivitetsutsläpp till omgivningen1.

Säkerhetsarbetets centrala uppgift är att förhindra att olyckor inträffar och till-se att sannolikheten för haverier och tillbud är mycket liten. Härför krävs insat-ser under alla faser av en reaktoranläggnings konstruktion, tillverkning, uppfö-rande, drift, tillsyn och underhåll. Erfarenheten har visat att en hög säkerhetsni-vå kunnat uppnås och vidmakthållas redan i första generationens kraftproduc-erande lättvattenreaktorer. Inte desto mindre har säkerhetsambitionerna suc-cessivt höjts för nya anläggningar och säkerhetshöjande åtgärder vidtagits iidrifttagna verk.

I säkerhetsarbetet medverkar flera parter. Statsmakterna har ett övergripandeansvar genom lagstiftning och tillståndsgivning. Tillsynsmyndigheter utfärdarföreskrifter för konstruktion och drift till skydd för allmänhetens säkerhet ochtillser att bestämmelserna efterlevs. Anläggningsägaren, kraftproducenten, hardet direkta ansvaret för att säkerheten infrias. Reaktorleverantören har stor be-tydelse för utvecklingen och tillverkningen av säkra reaktorkonstruktioner.Tillverkning och anläggningsarbete kontrolleras noga för att säkerställa högkvalitet hos komponenter och system. För reaktoidriften finns rutiner och in-struktioner avsedda att garantera säkerheten vid såväl normal drift som i onor-mala situationer.

Allteftersom erfarenheterna från kärnkraftverkens drift ökar, framstår den sys-tematiska analysen av inträffade tillbud och haverier och återföringen av erfa-renheterna som de kanske viktigaste medlen att förbättra säkerheten och vid-makthålla en hög säkerhetsnivå. Det har visat sig att icke-tekniska faktorer, så-som människors och organisationers roll, i vissa fall haft en avgörande inverkanpå säkerhetsmässigt betydelsefulla händelseförlopp. Den administrativa styr-ningen av reaktorsäkerheten, analys av mänskligt beteende och samspeletmänniska - maskin, utbildningsfrågor m m ägnas därför stot uppmärksamhet.

1 Tillägg till korrekturet: Den 26 april 1986 inträffade en olycka vid kärnkrafts-tationen i Tjernobyl, Ukraina. Den drabbade reaktorn var av en annan typ ände reaktorer som behandlas i denna bok. Händelsen påverkar inte bokens inne-hall.

16

Reaktorsäkerhet är ett resultat av många verksamheter: reaktorkonstruktion,myndighetskrav, drifterfarenheter och offentlig debatt. Denna bok inleds meden översikt av viktiga händelser i reaktorsäkerhetens utveckling. Därefter be-skrivs reaktorsäkerhetens tekniska grunder och lättvattenreaktorers konstruk-tion. I kapitel 6 behandlas säkerhet och strålskydd vid normal drift. De följandekapitlen ägnas åt det som vanligen förknippas med reaktorsäkerhet, nämligenprinciper och åtgärder för att förhindra stora utsläpp av radioaktiva ämnen isamband med onormala händelser. Metoder för analys av härdens, reaktorin-neslutningens och omgivningens säkerhet beskrivs och resultat av genomfördastudier redovisas. Kapitel 13 ägnas åt analys av drifterfarenheter från säkerhets-synpunkt. I följande kapitel beskrivs några generiska säkerhetsfrågor och däravföranledda säkerhetshöjande åtgärder. Kapitel 15 ger en översikt av reaktorsä-kerhetsforskningens inriktning och omfattning samt uppnådda resultat. Bokenavslutas med en beskiivning av den säkerhetsprincip som ligger till grund förSECURE- reaktorer.

17

2 HISTORISK ÖVERSIKT

Lättvattenreaktorns utveckling startade i USA efter andra världskriget. Hand ihand med utvecklingsarbetet utarbetades principer för reaktorsäkerheten, somvarit vägledande även i andra länder. I Sven e började man på allvar intresserasig för lättvattenreaktorer i början av I960-1. let. I detta kapitel redovisas någiainsiag i utvecklingen i USA och Sverige av betydelse för reaktorsäkerheten.

2.1 Utvecklingen i USAKrigsårens forskning i USA påvisade kärnenergins frigörelse genom kärnklyv-ning (fission) av uran och plutonium, både den våldsamma sprängkraften i bom-ben och den kontrollerade kedjereaktionen i reaktorn. Möjligheten till extremtsnabb effektutveckling och insikten om de radioaktiva fissionsprodukternas far-lighet gjorde att säkerheten redan frän början fick en central roll i utvecklings-arbetet. Den första experimentreaktorn som byggdes 1942 vid universitetet iChicago under ledning av Enrico Fermi konstruerades så att en okontrolleradkedjereaktion var omöjlig (201). Som en extra säkerhetsåtgärd var reaktornförsedd med en stav av starkt neutronabsorberande material som snabbt kundeföras in i reaktorn och därmed avbryta kedjereaktionen: en rudimentär före-gångare till dagens siribbstoppsystem.

Fermi-reaktom utvecklade som mest en effekt av endast 200 watt och krävdeingen särskild kylning. De första stora reaktorerna, som byggdes 1943-1945 iHanford i staten Washington för produktion av vapenplutonium, hade en effektpa flera hundra miljoner watt värme (MWth). De hade naturligt uran sombränsle, grafit som moderator och vatten som kylmedel. De uppfördes på enavlägsen plats med riklig tillgång pä kylvatten. De var det första exemplet päglesbygdsförläggning till skydd för allmänheten vid eventuella utsläpp av radio-aktiva ämnen pä grund av ett reaktorhaveri.

Efter 1945 började man studera möjligheten att producera elektricitet med enreaktor som värmekälla. Flera konstruktionsprinciper föreslogs. Gemensamtför dem var att man tog till stora säkerhetsmarginaler för att kompensera bris-ten på detaljkunskap. Den amerikanska atomenergikommissionen inrättade enreaktorsäkerhetskommitté för att granska konstruktionsförslagen frän säker-hetssynpunkt. Vid det första sammanträdet 1947 behandlade man ett förslag tillen reaktor omgiven av en tät inneslutningsbyggnad som skulle förhindra utsläppav radioaktiva ämnen till omgivningen (202). Reaktorinneslutning har alltsedandess varit en grundläggande princip för reaktorsäkerheten.

Idén att använda vanligt vatten som moderator och kylmedel och anrikat uransom bränsle i en trycksatt reaktor kom ursprungligen frän den amerikanska ma-rinen under kriget (203). Under ledning av H G Rickover byggdes den förstaelproducerande anläggningen med en tryckvattenreaktor som värmel. Ma. Denkom igång 1953 och fungerade som prototyp för den anläggning som ins».illera-des i ubåten Nautilus, vars första provtur ägde rum 1955. Nyckeln till framgäng-

en var upptäckten och utvecklingen av zirkonium som väsentlig beståndsdel ikapslingsmaterialet för bränslet. På grundval av erfarenheterna från ubåtsreak-torerna färdigställdes sedan den första civila fullskaleanläggningen i slutet av1957 i Shippingport, Pennsylvania. Den producerade ursprungligen 60 MWelektrisk effekt (MWel) och drevs framgångsrikt med olika avancerade härdut-formningar till 1982. Utmärkande för dessa första elproducerande reaktorer varde högi kraven på kvalitet hos komponenter och system, något som alltsedandess kännetecknat reaktortekniken.

Shippingport-anläggningen var utgångspunkten för tryckvattenreaktorns vidareutveckling genom tillverkningsföretaget Westinghouse. Den första anläggning-en för demonstration av kommersiell kärnkraft togs i drift 1960 av kraftföre-taget Yankee Atomic Electric Company i Rowe, Massachussets. Yankee-reak-torn hade ursprungligen en effekt av 110 MWel, som senare höjdes till 185MWel. Den var förebild för en serie anläggningar med successivt ökande effekt.Tryckvattenreaktorns principkonstruktion och huvuddata för den termodyna-miska arbetsprocessen var därmed i stort sett fastlagda.

Det är ett välkänt faktum att kokande vatten bortför värme effektivare än icke-kokande vatten. Man trodde dock till en början att ångbildning i en reaktorskulle leda till farlig instabilitet. I en serie experiment 1953-1955 i atomenergi-kommissionens forskningsstation i Arco, Idaho, demonstrerades emellertiddels att en lättvattenreaktor med lämplig konstruktion kan drivas stabilt ävenom vattnet kokar i härden, dels att reaktorn tenderar att stänga av sig själv omvärmeeffekten och därmed ångbildningen i härden ökar (204). Med detta vargrunden lagd för utveckling av kokvattenreaktorn.

Den första experimentreaktorn för kokningsdrift byggdes vid Argonne-labora-toriet i Chicago. Anläggningen blev färdig i slutet av 1956 och producerade 5MW elektricitet. Knappt ett år senare fullbordades den första privatfinansiera-de elproducerande anläggningen i Vallecitos, Californien, med en 10 MWeikokvattenreaktor av General Electrics konstruktion. Den första kommersiellademonstrationsanläggningen startade 1960 i Dresden, Illinois. Den hade en ef-fekt av 180 MWel (senare höjd till 215 MWel). Anläggningen hade en dubbelångcykel, sä att ånga från reaktorn kunde ledas antingen direkt till turbinen,eller till en särskild ånggenerator där sekundär ånga kunde alstras för turbinen.Farhågorna att turbinen skulle bli förorenad av radioaktiva ämnen som följdemed ångan från reaktorn, visade sig obefogade. Alla senare kokvattenreaktorerär därför konstruerade för direktcykeldrift.

Vid den första Geneve-konferensen 1955 om kärnenergins fredliga användningägnades stort utrymme åt reaktorsäkerhet. Artiklar som publicerades i konfe-rensens förhandlingar gav en klar bild av de grundläggande säkerhetsprinciper-na för reaktorkon.struktion, inneslutning och lokalisering. I ett amerikanskt bi-drag (205) försökte man bedöma konsekvenserna för omgivningen vid en hypo-tetisk reaktorolycka. I ett räkneexempel uppskattades att vid full aktivitetsfri-görelsc från en i 000 MWth reaktor i ett område med en befolkningstäthet av500-1 300 personer per kvadratkilometer skulle mellan 200 och 500 personerkunna omkomma, och kanske 3 000-5 000 bestrålas till eventuellt skadliga ni-våer även vid tämligen snabb evakuering. I praktiken kan dock härdens inne-håll av radioaktiva ämnen aldrig frigöras fullständigt.

19

I mars 1957 publicerade atomenergikommissionen en studie av möjliga kon-sekvenser \ id en teoretiskt tänkbar men mycket osannolik reaktorolycka (206).Studien, som sedermera blev känd under beteckningen WASH-740, gjordes aven arbetsgrupp vid Brookhaven National Laboratory. Syftet var i första handatt ta fram underlag för bedömning av skadeståndsskyldighet vid en eventuellreaktorolycka. När rapporten utgavs hade ännu ingen större kraftreaktor tagitsi drift.

Utredningen försökte beräkna skador till liv, hälsa och egendom som följd avradioaktiva utsläpp vid en reaktorolycka. Med sikte på att fä fram maximalakonsekvenser antog man att 50 l/c av de radioaktiva ämnena i en 500 MWthreaktor skulle kunna frigöras till atmosfären vid olyckstillfället, och att utsläp-pet kunde inträffa under ogynnsamma väderleksförhållanden. Antalet dödsfalluppskattades till mellan 0 och 34 'MX) och antalet personskador till mellan 0 och43 (MM). Upp till 240 (KM) knr mark skulle kunna komma att läggas under någonform av restriktioner. De övre gränsvärden;', gällde omständigheter som be-dömdes föreligga under mindre än 10 r/r av tiden och var enligt utredningentroii. en överskattade på grund av de pessimistiska antagandena.

WASH-740 har blivit mycket citerad och misstolkad. Vid bedömning av resulta-ten måste studien:; syfte beaktas nämligen att uppskatta maximala konsekvenserutan hänsyn till den extremt låga sannolikheten för värsta tänkbara olycka. Meddagens kunskap kan man konstatera att vissa förutsättningar som studien byg-ger på är orealistiska och att de resulterande skadetalen är överskattade.

A omenergikommissionens säkerhetskommitté hade redan 1950 föreslagit reg-ler för reaktorförläggning (207) De innebar att en skyddszon definierades runtreaktorn med en yta proportionell mot reaktoreffekten. Inom skyddszonenskulle ingen bebyggelse få tillåtas och utanför zonen skulle ett gränsvärde förden beräknade stråldosen inte få överskridas. Egentliga lokaliseringskriteriersom bygger på dessa principer och även innehåller fysiska villkor för den till-tänkta förläggningsplatsen föreslogs av atomenergikommissionen 1959 och lag-fästes 1962.

Det första organiserade kärnkraftmotståndet började uppträda i USA omkring1962. Det gällde dels en ansökan om att få bygga ett 1 0(M) MWel kärnkraftverki Ravenswood i staden New York. dels två anläggningar i Californien. FalletRavenswood gällde en principfr?g:« nämligen om s k närförläggning av kärn-kraftverk kunde tillåtas. Behandlingen av ärendet fullföljdes inte. da ansökanåtertogs av kraftbolaget. Inte heller anläggningarna i Californien kom till utfö-rande. Kritiken gällde ianspråktagandet av mark för rekreationsändamål ochfrågan om jordbävningsrisker i området. Efter långvariga offentliga förhör fannatomenergikommissionen att den inte hade tillräckligt beslutsunderlag (208).

Lättvattenreaktorernas kommersiella genombrott kom i mitten av 1960-talet.då stora anläggningar med tryckvatten- och kokvattenreaktorer beställdes.Även om endast ett fåtal demonstrationsanläggningar ännu hade tagits i driftskedde en snabb ökning av effektstorleken för de reaktorer som offererades ochbeställdes. Atomenergikommissionen tillsatte då en arbetsgrupp för att se (iverreaktorernas nödkylsystem, dvs de reservsystem som skall förhindra överhett-ning av härden om den ordinarie kylningen sviktar. Arbetsgruppen publiceradesina resultat i en rapport (209) som kom att bli en vändpunkt i synen pa nodkyl-systemen och deras funktion.

20

Vid konstruktionen av de första kraftreaktorerna hade man i säkerhetstänkan-det utgått frän att nödkylsystemen fungerade som avsett när de behövdes, t exvid brott i en rörledning i reaktorns primära kylsystem. Reaktorinneslutningonkonstruerades så att den kunde motstå den tryckökning som uppstod vid ettrörbrott genom utströmmande ånga och hetvatten under förutsättning att nöd-kylningen av härden fungerade. Arbetgruppen analyserade nu fall där nödkyl-ningen antogs inte fungera effektivt. Detta påvisades kunna leda till smältningav stora delar av härden. För de höga reaktoreffekter som utvecklingen drivitfram kunde inneslutningen inte garanteras hålla om härden eller delar av densmält.

Utredningen gav upphov till en stor aktivitet på reaktorsäkerhetsomrädet. Vill-koren för tiilståndsgivning skärptes väsentligt från och med 1966. Man förstärk-te nödkylsystemen i nya anläggningar: större kapacitet, säkrad elförsörjningoch förbättrad instrumentering. Därigenom ökade systemens prestanda ochfunktionssäkerhet högst avsevärt. Atomenergikommissionen föreskrev ocksäatt äldre reaktoranläggningar skulle kompletteras för att förbättra nödkylsyste-men. Ett omfattande forskningsprogram inleddes för att kartlägga förlopp isamband med förlust av kylmedel och påvisa förutsättningarna för effektiv nöd-kylning.

Under några försök i en värmeteknisk krets i atomenergikommissionens för-söksstation i Idaho erhölls oväntade resultat. Försöken gjordes i liten skala medelektriskt upphettade stavar som simulerade bränsle. Det injicerade nödkyl-ningsvattnet uppförde sig inte som beräknat och kom inte fram till stavarna.Senare har det visat sig att resultaten var specifika för försöksuppställningenoch inte representativa för de verkliga förloppen i en reaktor.

Bristen på överensstämmelse mellan beräkningar och experiment ledde till attatomenergikommissionen skärpte kraven på de beräkningsmodeller som an-vändes för analys av förloppen vid kylmedelsförlust och nödkylning. I proviso-riska kriterier som utfärdades 1971 specificerades tämligen detaljerade förut-sättningar för analysen. Man räknade med att modifiera kriterierna allteftersomny information kom fram från det pågående forskningsprogrammet. Förhopp-ningen att de nya kriterierna skulle mildra diskussionen kring nödkylningsfrä-gan infriades inte. I själva verket förstärktes debatten. Då beslöt atomenergi-kommissionen att hålla offentliga förhör om nödkylningskriterierna. De pågickunder tiden januari 1972—juli 1973 och efterlämnade mer än 22 000 sidor text(210).

Nödkylningsdebatten ledde till en rad åtgärder. De interimistiska kriteriernareviderades och skärptes på flera punkter. Programmet för reaktorsäkerhets-forskning förstärktes och flera nya projekt i full skala startades. De nya krite-rierna medförde en temporär effektreduktion på i genomsnitt 5 c/r för alla kärn-kraftaggregat som var i drift eller under byggnad i USA fram till 1976. Modifi-erade reaktorkonstruktioner togs fram av alla fyra amerikanska leverantörer avlättvattenreaktorer.

En kritisk analys av nödkylningskriterierna och forskningsprogrammet publice-rades 1975 av en arbetsgrupp inom det amerikanska fysikersamfundet (211).Gruppen kom till slutsatsen att kvantitativa värderingar av reaktorsäkerhetensalla aspekter knappast var möjlig med det underlag som då fanns tillgängligt.

21

Gruppen ansäg att man genom en kraftig forskningsinsats inom en tioårsperiodskulle kunna uppnå väsentligt bättre kunskap om onormala händelseförlopp ireaktorerna.

Gruppen rekommenderade främst ökade insatser för att reducera möjlighetentill missgrepp av reaktoroperatören vid onormala händelser och för att uppfyllade högt siahua kvalitetskraven vid konstruktion och tillverkning av reaktorsys-tem. Säkerhetsmarginalerna vid kylmedelsförlust och nödkylning borde kvanti-fieras bättre och om nödvändigt skärpas. Problem i samband med reaktorinne-slutningens beteende i haverisituationer borde studeras ytterligare. Man fram-höll att väsentliga osäkerheter kvarstod när det gällde att uppskatta konsekven-serna av en reaktorolycka.

Atomenergikommissionen hade börjat utarbeta formella säkerhetsbestämmel-ser under mitten av 1%0-talet. Bestämmelserna uttrycker bl a grundläggandesäkerhetskrav på en reaktoranläggnings konstruktion, uppförande och drift. Deinnehåller bl a normer för aktivitetsutsläpp, regler för tillståndsgivning. kon-struktionskriterier och driftföreskrifter. Med tiden har ett synnerligen omfat-tande regelverk skapats, som i väsentliga delar varit vägledande för säkerhet-sarbetet i hela världen men också försvårat och fördröjt tiliståndsgivningsproc-essen i USA, inte minst genom intervention från motståndsgrupper.

Oppositionen mot kärnkraft började skjuta fart i USA mot slutet av 1960-talet.då några starkt kritiska böcker och tidskriftsartiklar publicerades. Atomenergi-kommissionen som tidigare haft policyn att inte uppträda i kärnkraftdebattenändrade inställning och beslöt sig för att möta kritiken. Därmed inleddes enperiod av konfrontation som kulminerade med de ovannämnda offentliga för-hören om nödkylningskriterierna.

En annan händelse i början av 1970-talet som fick stor betydelse för den kom-mande utvecklingen var fallet Calvert Cliffs. Det gällde tillämpningen av dennya amerikanska miljöskyddslagen vid lokalisering av kärnkraftverk. Genomdomstolsutslag ålades atomenergikommissionen att inte bara genomföra en full-ständig analys av kärnkraftverkets inverkan på miljön utan också att styrka be-hovet av energi och undersöka miljöeffekterna av att tillgodose energibehovetpå alternativt sätt.

De allmänna konstruktionskriterierna som lagfästes i USA 1971 (212) ligger tillgrund för säkerhetssystemens utformning i nuvarande kärnkraftverk med lätt-vattenreaktorer. Kriterierna innebär att man postulerar s k konstruktionssty-rande haverier som skall kunna bemästras utan signifikanta aktivitetsutsläpp iomgivningen. Exempelvis är kylmedelsförlust genom ett tvärt brott på dengrövsta rörledningen i reaktorns huvudkylsystem styrande för dimensionering-en av nödkylsystem och reaktorinneslutning.

Principen med konstruktionsstyrande haverier är ett uttryck för en determinis-tisk säkerhetssyn. Den beaktar inte explicit sannolikheten för de postuleradehaverierna och inte heller möjligheten till mera extrema haverier. Kritiker på-pekade att det fanns risk för att säkerhetsarbetet inriktades mera på att uppfyllakriterierna än på att förbättra säkerheten. Å andra sidan var det nödvändigtmed tämligen detaljerade regler och föreskrifter för att garantera en hög ochjämn säkerhetsnivå vid konstruktionsarbetet i den snabbt expanderande reak-torindustrin.

22

Glesbygdsförläggning, rcaktorinneslutning och konstruktionsstyrande haveriervar hörnstenarna i säkerhetsfilosofin under utbyggnadsskedet. Vid mitten av1%0-talet fanns en tendens att vilja placera kärnkraftverk närmare befolknings-centra. Det uppstod då ett behov av ett kvantitativt mått på säkerheten. Engels-mannen Farmer föreslog 1967 ett enkelt kriterium baserat på begreppet risk,dvs väntevärde i statistisk mening (213). Ett risktal definierades som produktenav sannolikheten för ett visst aktivitetsuuläpp och utsläppets storlek.

För den komplexa anordning av komponenter och system som ett kärnkraftverkutgör var det ännu inte möjligt att beräkna sannolikheten för haverier som kun-de tänkas leda till utsläpp, än mindre utsläppens storlek. Det var inte förrän imitten av 1970-talet som man för första gången kunde göra en bred studie avbåde sannolikhet och konsekvens för tänkbara reaktorolyckor. Studien, somgenomfördes under ledning av amerikanen Norman Rasmussen på uppdrag avatomenergikommissionen, utgör en milstolpe i reaktorsäkerhets- arbetet. Stu-dien publicerades 1975 (214) av Nuclear Regulatory Commission (NRC). atom-energikommissionens efterföljare som tillsynsmyndighet.

Genom Rasmussen-studien fästes uppmärksamheten på betydelsen av härd-smältning som förutsättning för stora aktivitetsutsläpp. Mer än tusentalet hän-delsesekvenser analyserades i detalj. Härdsrr.ältningssannolikheter. aktivitets-utsläpp och omgivningskonsekvenser beräknades. Man fann att andra typer avhändelseförlopp än de konstruktionsstyrande haverierna gav dominerande risk-bidrag. De största riskbidragen kommer enligt studien från haveriförlopp därhärden smälter och reaktorinneslutningen skadas. Man fann det svårt att kvan-titativt utvärdera riskbidragen från yttre händelser såsom t ex jordbävning.Man påvisade människans betydelse å ena sidan som källa till fel. ä den andrasom huvudaktör med möjlighet att påverka ett haveriförlopp i gynnsam rikt-ning.

På uppdrag av NRC genomfördes en kritisk granskning av Rasmussen-studienav en grupp forskare och tekniker med olika åsikter om reaktorsäkerhet (215).Gruppen fann att den probabilistiska riskanalysen var sund som metod och ettväsentligt framsteg jämfört med tidigare metoder för säkerhetsanalys. Den bor-de 'Jtvecklas vidare och användas mera vid .säkerhetsgranskning. Dock fannman det svårt att avväga graden av optimism och pessimism i Rasmussen-studi-ens sannolikhetsuppskattningar. Slutsatsen blev därför att det var omöjligt attavgöra om sannolikheten för härdsmältning var beräknad för högt eller för lågtmen att felmarginalen säkert var underskattad.

Genom Rasmussen-studien lades grunden till det probabilistiska synsätt somidag dominerar reaktorsäkerhetsarbetet. Systematisk tillförlitlighetsanalys medprobabilistiska metoder har blivit ett kraftfullt verktyg för identifiering av sä-kerhetsfrågor och prioritering av säkcrhetshöjande åtgärder. Rasmussen-studi-en var generisk, dvs inriktad på reaktortyper, nämligen tryckvattenreaktorn ochkokvattenreaktorn. Några väsentliga skillnader i den totala riskbilden för dessabåda reaktortyper kunde inte konstateras. En liknande studie genomfördes iVästtyskland för en tryckvattenreaktor av tysk typ. Den gav i stort sett sammaresultat som Rasmussen-studien (216).

I mars 1979 inträffade ett haveri i Three Mile Island block 2 vid Harrisburg.Pennsylvania, som på ett dramatiskt sätt bekräftade några av Rasmussen-stu-

diens förutsägelser. Händelsen kom att få stor betydelse för reaktorsäkerhets-arbetets fortsatta utveckling. Den kanske viktigaste lärdomen var, såsom efter-följande utredningar (217) visade, att brister uppmärksammades i den icke-tekniska säkerheten, rörande t ex

- rollfördelning och organisation

- procedurer och instruktioner för driften

- utbildning av driftpersonal

- beredskapsplanering

- kommunikation med massmedia.

Den svenska reaktorsäkerhetsutredningen (218) delade i vissa avseenden deamerikanska utredningarnas slutsatser, även om väsentliga skillnader mellansvenska och amerikanska förhållanden konstaterades.

Haveriet i TMI-2 gav upphov till ökade insatser för studium av händelser somligger utanför dagens konstruktionsförutsättningar, t ex analys av reaktorns ochinneslutningens beteende vid svår härdskada och härdsmältning. Mycket tyderpå att möjliga utsläpp vid svåra haverier tidigare överskattats (219). Inte destomindre bearbetas olika förslag till utsläppsbegränsande åtgärder för sådanaosannolika fall. Tyngdpunkten i reaktorsäkerhetsarbetet ligger dock alltjämt påatt förebygga uppkomsten av haveri. Härvid ger de successivt ökande drifterfa-renheterna underlag för säkerhetshöjande åtgärder. Omfattande system för er-farenhetsåterföring byggs upp av kraftföretag och säkerhetsmyndigheter överhela världen.

2.2 Utvecklingen i SverigeDet svenska kärnkraftprogrammet startade omedelbart efter 1955 års Genéve-konferens. Till en början koncentrerades utvecklingen på tungvattenreaktorermed naturligt uran som bränsle, vilket bl a ledde till Ågesta- och Marvikenpro-jekten. Ågesta-reaktom drevs framgångsrikt under 1964-1973 för produktionav 55 MW fjärrvärme till Farsta söder om Stockholm och 10 MWel från en mot-trycksturbii. Marviken-projektet, som syftade till en 200 MWel reaktor medkokande tungvatten och möjlighet till nukleär överhettning, nedlades 1970 avtekniska och ekonomiska skäl (220).

Under 1960-talet började kraftindustrin alltmer intressera sig för lättvattenre-aktorer, bl a under intryck av deras kommersiella genombrott i USA och av demöjligheter som yppade sig att säkra tillgånger, till anrikat uran genom långtids-kontrakt. Oskarshamnsverkets Kraftgrupp AB (numera OKG AB) beställde1965 en 400 MWel anläggning med kokvattenreaktor av svensk konstruktionfrån ASEA. Det följdes 1968 av att statens vattenfallsverk kontrakterade tvåaggregat för Ringhals kraftstation, en kokvattenreaktor från ASEA och entryckvattenreaktor från Westinghouse. Ytterligare två kokvaitenreaktorer upp-handlades 1969 från ASEA av OKG och Sydkraft.

24

Planer pa en omfattande kärnkraftutyggnad presenterades av kraftföretagen ibörjan av 1970-talet (221). Kärnkraftens omfattning och utbyggnadstakt blevföremal för intensiva politiska diskussioner. 1975 års energipolitiska beslut för-utsäg ett behov av 13 aggregat år 1985. Kärnkraftfrågan fick stor betydelse i1976 ars valrörelse. Den nya regeringen tillkallade en kommission för att utar-beta förslag till energipolitikens utformning fram till 1990. Energikommissionenrekommenderade i sitt betänkande (222) ett kärnkraftprogram med 12 aggre-gat. Det blev också regeringens förslag i den energipolitiska proposition (223)som lades fram i mars 1979.

I samma månad inträffade haveriet i Three Mile Island 2. Det fick omedelbarakonsekvenser för den politiska situationen i Sverige och ledde till en överens-kommelse om folkomröstning i kärnkraftfrågan. Folkomröstningen hölls i mars1980. Resultatet medförde beslut av 1980 års riksdag att fullfölja reaktorpro-grammet men att begränsa kärnkraftutnyttjandet till den tekniska livslängdenhos högst 12 aggregat (224). Säkerhetsaspekter skall avgöra i vilken ordningkärnkraftblocken skall tas ur drift. Den sista reaktorn i Sverige skall stängassenast är 2010.

Säkerhetsaspekter beaktades pä ett tidigt <tadium i den svenska kärnenergi-verksamheten. I 1955 ars atomenergiutredning (225) påpekades bl a att radioak-tiva ämnen kan spridas över bebyggda områden vid en olycka med överhettningav bränslet, och att reaktorn bör placeras i en gastät byggnad med så starkaväggar att de motstår den tryckökning som kan åtfölja en olycka. Eftersombyggnaden inte kan göras fullständigt tät bör stora reaktorer ända placeras päsådant avstånd frän bebyggelse att följderna av en olycka med säkerhet begrän-sas. Starka skäl talade enligt utredningen för placering av kärnenergianlägg-ningar i bergrum.

Utredningen ledde bl a till 1956 års atomenergilag. Den uppställde krav på till-stånd av regeringen "att uppföra, inneha eller driva anläggning för kärntekniskverksamhet och att förvärva, inneha, överlåta, bearbeta eller eljest ta befatt-ning med kärnämne". En delegation för atomenergifrågor inrättades som råd-givande organ till regeringen med uppgift att dels dra upp riktlinjer för atom-energiverksamheten, dels avge utlåtanden i tillståndsfrågor samt lagstiftnings-och sekretessärenden på kärnenergiområdet, samt dels utöva inspektion avkärntekniska anläggningar. Gransknings- och tillsynsuppgift^rna behandlas avdelegationens reaktorförläggningskommitté. Dessa uppgifter överfördes 1975till den nyinrättade statens kärnkraftinspektion.

I september 1956 inlämnade AB Atomenergi koncessionsansökan för mate-rialprovningsreaktorn R2. I bilagor till ansökan ges säkerhetssynpunkter på re-aktorns förläggning och val av byggnad, som i allt väsentligt bygger på underlagfrän 1955 ars Genéve-konferens. Här redovisas för första gången i Sverige enbedömning av risken för spridning av radioaktiva iimnen från en reaktorolycka.Regeringen lämnade i april 1958 tillstånd för AB Atomenergi att på vissa villkoruppföra, inneha och driva R2 i Studsvik. Därvid föreskrevs bl a att reaktorn intefick tas i bruk förrän den blivit slutgiltigt godkänd av delegationen för atom-energifrågor. Delegationen lämnade i maj 1960 tillstånd för provdrift med eneffekt av högst en kilowatt. Delegationen godkände slutligen 1961 efterkompletterande redogörelser att R2 togs i bruk med full effekt, 30 MWth (sena-re höjd till 50 MWth).

25

Sverige har en lång tradition av arbete inom strålskyddsområdet. Den förstalagen om användning av strålkällor är från 1941. Parallellt med atomenergiut-redningen gjordes en översyn av lagstiftningen på strålskyddsområdet (226),som ledde tiU 1958 års strålskyddslag. Enligt denna krävs tillstånd av myndighetsom regeringen bestämmer för att bedriva radiologiskt arbete. Tillstånd enligtstrålskyddslagen behövs dock inte för sådan verksamhet som omfattas av atom-energilagen. Tillsynsmyndighet enligt strålskyddslagen är sedan 1976 statensstrålskyddsinstitut.

I januari 1957 inlämnade AB Atomenergi ansökan om koncession för reaktornR3 i Ågesta. I en bilaga görs en bedömning av risker-i vid reaktorolycka huvud-sakligen baserad på underlag som publicerats vid 1955 års Genéve-konferens.Bl a med stöd av yttrande från delegationen för atomenergifrågor och dess reak-torförläggningskommitté gav regeringen i oktober 1957 AB Atomenergi till-stånd att uppföra, inneha och driva en reaktor i Ågesta i huvudsaklig överens-stämmelse med vad som angetts i beskrivningen med tillhörande bilagor. Ge-nomgripande förändringar av reaktorns konstruktion gjordes under projektetsgång-År 1959 publicerades tvä offentliga utredningar av betydelse för reaktorsäker-heten. Den ena avgavs av den s k atomskadeutredningen som lämnade förslagtill provisorisk lagstiftning om skadeståndsansvar och försäkring vid atomreak-tordrift m m (227). I betänkandet beskrevs översiktligt olycksfallsrisker i kärn-energianläggningar och de olyckor som dittills inträffat. Förslaget begränsadeanläggningsinnehavarens skadeståndsansvar till 25 Mkr och föreskrev försäk-ringsplikt. I den mån försäkringsbeloppen inte förslog skulle ersättning lämnasav staten. En atomsvarighetslag tillkom 1968. Den är grundad på internationel-la konventioner. Ansvarighetsbeloppen har sedermera ändrats, senast 1982.

Den andra utredningen gällde beredskap mot atomenergiolyckor. I utredning-ens betänkande (228) finns ett kapitel om olyckshändelser och andra driftstör-ningar i kärnenergianläggningar. Tänkbara typer av allvarliga olyckor och derasförlopp och verkningar beskrivs kortfattat. I ett avsnitt ges "ett konstrue-ratexempel på en reaktorolycka", som i huvudsak baseras på den tidigarenämnda amerikanska studien WASH-740. Underlaget till detta avsnitt var enomfattande studie som genomfördes av AB Atomenergi (229).

Statens vattenfallsverk ingav 1960 koncessionsansökan för tungvattenreaktornR4/Eva som tryckvattenreaktor i trycktanksutförande med ovanjordsförlägg-ning i Marviken. Regeringen gav tillstånd i januari 1962 men lämnade fråganom den konstruktiva utformningen öppen. Utförandet av Marviken- reaktornsom en kokvattenreaktor med tungt vatten i direktcykeldrift och med möjlighettill intern överhettning stöddes av delegationen för atomenergifrågor och god-kändes av regeringen 1963.

I reaktorförläggningskommitténs yttrande över de nya reaktorutformningenbehandlades endast versionen med mättad ånga >. rsom underlaget för nu-kleär överhettning inte ansågs tillräckligt för bedömning av säkerheten i dettautförande. I koncessionsansökan beskrevs för första gången officiellt i Sverigepå elt realistiskt sätt haverier som skulle kunna ge stora utsläpp av radioaktivaämnen, och grundkonstruktionen var inriktad på att bemästra sådana haverier.Reaktorförläggningskommittén uppställde en rad villkor för koncession och

26

föreslog i vissa fall alternativa konstruktionslösningar. I det tillstånd för Marvi-ktn som meddelades i november 1963 ställdes frågan om överhettningen påframtiden. Beslut om uppförande av Marviken träffades slutgiltigt av riksdagen1965 (220).

Vid mitten av 1960-talet förändrades och skärptes säkerhetsfilosofin i USA vil-ket bl a tog sig uttryck i att allmänna konstruktionskriterier utarbetades. Vidkonstruktionsarbete» på Marviken fanns inte dessa kriterier tillgängliga. När depublicerades 1967 stod det klart att Marviken-anläggningen utan väsentligakompletteringar inte skulle kunna uppfylla dem. Detta förhållande bidrog tillMarviken-projektets nedläggning 1970. I stället inriktades det svenska reak-torprogrammet på lättvattenreaktorer. En svensk konstruktion av en kokvat-tenreaktor utvecklades av ASEA. Härvid kunde erfarenheterna från Ågesta-och Marviken-projekten och de amerikanska konstruktionskriterierna utnytt-jas.

Under 1968 ingavs en rad koncessionsansökningar för kärnkraftverk med lätt-vattenreaktorer. Flertalet gällde anläggningar för ren elproduktion i glesbygds-förläggning. Förläggningsplatserna godkändes av regeringen efter vederbörliggranskning av myndigheterna. Besluten vållade ingen kritik trots att t ex Barse-bäck ligger endast ungefär 25 km från Milir.ö och Köpenhamn. Ett fall gälldeemellertid en anläggning för kombinerad el- och värmeproduktion endast någrakilometer från Stockholms centrum, det s k Värtaverks-projektet. Det avsågförläggning i berg av i första hand en kokvattenreaktor med 1 550 MWth effekt,varav 360 MW skulle tas ut i form av elkraft och 1 KM) MW som fjärrvärme.

Reaktorförläggningskommitténs granskning ledde till uppfattningen att ytterli-gare underlag erfordrades innan man kunde godta förläggning av stora kärn-kraftstationer i nära anslutning till tät bostadsbebyggelse. Delegationen föratomenergifrågor beslöt därför i juni 1969 att bordlägga tillståndsärendet. Re-geringen tillkallade i mars 1970 en utredning om närförläggning av kärnkraft-verk. Uppdraget u idgades genom tilläggsdirektiv 1971 till att omfatta generel-la riktlinjer för avståndet kärnkraftverk - tätort. Utredningen lämnade sitt be-tänkande i juni 1974 (230).

Närförläggningsutredningen använde för första gången i Sverige sannolikhets-baserade metoder för riskvärdering. Den kvantitativa analysen var begränsadtill akuta hälsoeffekter av utsläpp vid normal drift och i haverisituationer frånett kärnkraftverk, beläget 5-100 km från centrum av en modellstad med enbefolkning av ungefär en miljon inom en radie av 25 km. Utvärderingen basera-des på 100 % frigörelse av ädelgaser och 3-30 % frigörelse av jod. Spridningenav dessa ämnen i atmosfären vid en olycka beräknades med hjälp av aktuellameteorologiska data. Den allmänna slutsatsen var att de värsta tänkbara omgiv-ningsverkningarna vid haveri i ett närförlagt kärnkraftverk inte skiljer sig till sinomfattning vad gäller akuta personskador från vad som redan ingår i samhälletsriskbild.

Energikommissionen som tillsattes 1976 innehöll för första gången ledamötermed en kritisk inställning till kärnkraften. Dess expertgrupp för säkerhet ochmiljö lät utföra en oberoende riskstudie för Barsebäck-verket (231) som kom-plement till en liknande studie som tidigare startats av kärnkraftinspektionen.Medan sannolikheten för härdsmältning beräknades ungefär lika i de två studi-

27

erna. skiljde sig resultatet av konsekvensberäkningarna avsevärt, speciellt förmarkbeläggningen av radioaktiva ämnen efter en olycka. En separat studie(232) av härdsmältningssannolikheten tören modern svensk kokvattenreaktorvisade väsentligt lägre värden än de som beräknats för äldre amerikanska reak-torer i Rasmussenstudien. Som en allmän slutsats bedömde energikommissio-nen att kärnkraftens risker var godtagbara med hänsyn till de alternativ somstod till buds och till verksamhetens sociala nytta.

Redan en vecka efter haveriet i TMI-2 föreskrev kärnkrattinspektionen vissaäigärder i Ringhals 2. som dä var den enda tryckvattenreaktorn i drift i Sverige.Regeringen begärde att inspektionen inom en månad skulle lämna en redovis-ning för händelseförloppet vid TMI-2 och för de åtgärder som vidtagits för attförhindra ett liknande haveri i svenska reaktorer. Tvä månader senare tillkalla-des en kommitté för att dels undersöka om kärnkraftens risker mäste omvär-deras i ljuset av TMI-2. dels utreda vilka åtgärder som borde vidtas för att stärkasäker heten vid de svenska kärnkraftverken. Utredningen, som antog benäm-ningen reaktorsäkerhetsutredningen, lämnade sitt betänkande i november 1979

Reaktorsäkerhetsutredningen konstaterade att den verkliga säkerheten i svens-ka kärnkraftverk sannolikt var högre efter TMI-2 än före på grund av de säker-hetsrisker som uppmärksammats genom haveriet och de säkerhetshöjande åt-gärder som vidtagits. Man fann inte anledning att på vetenskaplig grund väsent-ligt omvärdera den bild av kärnkraftens risker som tidigare givits av bl a energi-kommissionens expertgrupp för säkerhet och miljö. Både denna riskbild ochdet inträffade haveriet i TMI-2 visade emellertid enligt utredningen att väsent-ligt högre krav måste ställas pä säkerhetsarbetet. Det gällde alla led. frän kon-struktion av reaktorerna och deras säkerhetssystem via tillsynsmyndigheternasverksamhet till det löpande vardagliga säkerhetsarbetet vid drift och underhållav kärnkraftanläggningarna.

Reaktorsäkerhetsutredningen föreslog ett antal säkerhetshöjande åtgärderinom områdena:

- rollfördelning och organisation

- konstruktion och utförande

- utsläppsbegränsande åtgärder

- människa-maskin-fragor

- rekrytering och utbildning

- säkerhetstekniska bestämmelser för normaldrift

- haveriberedskap

- erfarenhetsåterföring

- reaktorsäkerhetsforskning

Särskilt viktig ansågs återföringen av erfarenheter av driftstörningar och tillbudvara i syfte att förebygga olyckor. Eftersom svära haverier dock inte kan uteslu-tas måste enligt utredningen ökad uppmärksamhet ägnas även åt utsläppsbe-gränsande åtgärder.

I en parallell utredning studerade statens stralskyddsinstitut frågor om bered-skapen mot reaktorolyckor (233). Medan existerande beredskapsplanering varbuserad på information som var tillgänglig i slutet av 1960-talet. påpekade ut-redningen att konsekvenserna av stora reaktorolyckor numera ansågs vara stör-re, särskilt för markbeläggning av radioaktiva ämnen. Utredningen använde sigav information frän Rasmussenstudien för olyckor med s k angexplosioner i re-aktortank och inneslutning. I kombination med ogynnsamma väderleksförhål-landen beräknades värsta konsekvenser som underlag för föreslagna bered-skapsätgärder.

Eftersom de värsta händelsekonsekvenserna i Rasmussenstudien var föremålför mycken diskussion och ny experimentell information hade framkommit se-dan studien gjordes, tillkallade regeringen en expertkommitté för att göra enöversyn av fakta om ängexplosioner. Kommittén fann (234) att fastän begränsa-de ängexplosioner kan inträffa i samband med allvarliga härdskador, är styrkaninte tillräcklig för att spränga reaktortanken och inneslutningen. Kommitténdrog därför slutsatsen att ängexplosioner inte behövde särskilt beaktas vid kon-struktion av säkerhetssystem och planering av beredskapsatgärder.

Den ändrade inställningen till kärnkraften i Sverige under slutet av 1970-taletgav upphov till ett antal speciella lagar. Tvä av dessa. 1977 ars villkorslag och19K1 ars finansieringslag gäller kärnbränslecykeln, som ligger utanför ramen fördenna bok. Enligt 1980 ars lag om offentlig insyn i säkerhetsarbetet vid kärn-kraftverken skall det finnas en särskild säkerhetsnämnd vid varje kraftverk. Be-stämmelserna i dessa lagar och atomenergilagen sammanfördes 19N3 i en ny lag.kallad lagen om kärnteknisk verksamhet (235).

Allteftersom det svenska kärnkraftprogrammet har fortskridit och reaktoran-läggningar successivt tagits i drift, har tyngdpunkten i säkerhetsarbetet förskju-tits frän konstruktion av säkerhetssystem och verifiering av säkerhetskriteriertill analys och äterföring av drifterfarenheter och säkerhetshöjande åtgärder iidrifttagna verk. Ambitionsnivån i säkerhetsarbetet har höjts. Traditionella sä-kerhetskrav vid konstruktionsstyrande haverier har kompletterats med krav pautsläppsbegränsande åtgärder även vid svara härdhaverier (236). Målet för detfortsatta arbetet är att vidmakthålla en hög säkerhetsnivå under de 12 aggrega-tens tekniska livslängd.

Referenser201 S. Glasstone

Sourcebook on Atomic Energy3rd EditionD. van Nostrand Company I ne (1%7)

202 T.J. Thompson. J G BeckerleyThe Technology of Nuclear Power Reactor Safety, VolThe M.I.T. Press (1970)

203 A. M WeinbergA Second Nuclear Era.Prospects and PerspectivesPresented at the 40th Anniversary Celebration of the First NuclearChain ReactionUniversity of Chicago, December 1-2, (1932)

204 J. R. DietricliExperimental Determination of the Self-regulation and Safety of Opera-ting Water-moderated ReactorsProc. Int. Conf, Geneva 1955, Vol 13United Nations. New York (1956)

205 H.M. Parker, J. W. HealyEnvironmental Effects of a Major Reactor DisasterProc. Int. Conf. Geneva 1955, Vol 13United Nations, New York (1956)

206 WASH-740Theoretical Possibilities and Consequences of Major Accidents in LargeNuclear Power PlantsUnited States Atomic Energy Commission (1957)

207 D. OkrentNuclear Reactor SafetyOn the History of the Regulating ProcessUniversity of Wisconsin Press (1981)

208 WASH-1250The Safety of Nuclear Power Reactors (Light Water-Cooled) and Rela-ted FacilitiesUnited States Atomic Energy Commission (1973)

209 TID-24226Emergency Con CoolingReport of an advisory task force on power reactor emergency coolingUnited States Atomic Energy Commission (1967)

210 W.B. CottrellThe ECCS Rule-Making HearingsNucl. Safety 15 No 1 (1974)

211 Report to the American Physical Society by the Study Group on Light-Water Reactor SafetyRev. Mod. Phys 47, Suppl No 1 (1975)

212 General Design Criteria for Nuclear Power Plants10CFR50. Appendix A,United States Atomic Energy Commission (1971)

213 F.R. Farmer Siting Criteria - a new approachProc. Symposium on Containment and SitingInternational Atomic Energy Agency, Vienna (1967)

30

214 WASH-141M)Reactor Safety StudyUnited States Nuclear Regulatory Commission (1975)

215 NUREG'CR-0400Risk Assessment Review GroupReport to the US Nuclear Regulatory CommissionUnited States Nuclear Regulatory Commission (1978)

216 Deutsche Risikostudie - Kernkraftwerke,Verlag TUV Rheinland (1980)

217 Report of The President's Commission on the Accident at Three Mile Is-landWashington D.C. (1979)

218 Säker kärnkraft?Betänkande av Reaktoi säkerhetsutredningen.SOU 1979:86

219 Report to the American Physical Society of the Study Group on Radio-nuclide Release from Severe Accidents at Nuclear Power PlantsDraft February 1985

220 Svensk atomenergipolitikMotiv och riktlinjer för statens insatser pä atomenergiomrädet 1947 -1970Industridepartementet (1970)

221 Sveriges elförsörjning 1975-19901972 ars studieCentrala Driftledningen (1972)

222 EnergiBetänkande av energikommissionenSOU 1978:17

223 Riktlinjer för energipolitikenRegeringens proposition 1978/79:115

224 Riktlinjer för energipolitikenRegeringens proposition 1980/81:90

225 AtomenerginBetänkande ined förslag avgivet av 1955 ars atomenergiutredningSOU 1956:11

226 StrålskyddSOU 1956:38

31

227 AtomansvarighetBetänkande avgivet av atomskadeutredningenSOU 1959:34

228 Beredskap mot atomenergiolyckorBetänkande avgivet av särskild utredningsmanSOU 1959:38.

229 L. CarlbomTekniskt underlag för utredning rörande åtgärder för att skydda all-mänheten mot skador av radioaktiv strålning i samband med allvarligaredriftstörningar vid atomenergianläggningar m mAB Atomenergi (1959)

230 Närförläggning av kärnkraftverkBetänkande av närförläggningsutredningenSOU 1974:56

231 Energi. Hälso-miljö- och säkerhetsriskerSlutbetänkande av energikommissionenSOU 1978:49

232 Säkerhetsstudie Forsmark 3.Dsl 1978:3

233 Effektivare beredskap.Statens strålskyddsinstitut (1979)

234 Angexplosion i lättvattenreaktorerBetänkande av ångexplosionskommittén.Dsl 1980:28

235 Lagstiftningen på kärnenergiområdet.Betänkande av atomlagstiftningskommitténSOU 1983:9

236 Svåra kärnkraftolyckorAktuell syn pä risker och säkerhetsåtgärderStatens kärnkraftinspektionStatens strälskyddsinstitutStockholm, februari 1986

3 TEKNISKA GRUNDER

I detta kapitel beskrivs först i stora drag hur en lättvattenreaktor fungerar ochhur bränslet är uppbyggt och beter sig under drift. Grundläggande för reaktor-säkerheten är att undvika överhettning av bränslet. Härför krävs att reaktornseffekt hålls under kontroll och att bränslet är väl kylt. I avsnitt 3.3 och 3.4 be-handlas principerna för den nukleära effektutvecklingen och värmetransportenfrän bränsle till kylmedel. Därefter beskrivs några strukturmekaniska grund-drag för reaktorns tryckbärande system.

3.1 GrundprinciperEtt kärnkraftverk är en värmekraftanläggning där värme omvandlas till elek-tricitet. Ett värmekraftverk består i princip av ett ånggenererande system ochen turbinanläggning. Arbetsmediet är vatten som leds i form av ånga från detånggenererade systemet till turbinanläggningen. Där omvandlas en del av ång-ans energi till rörelseenergi hos en ångturbin som driver en elgenerator. Därvidexpanderar och avkyls ångan. Den kondenseras till vatten som återmatas till detånggenererande systemet. Arbetscykeln bildar en sluten process.

Verkningsgraden anger hur stor del av tillförd värmeenergi som omvandlas tillelektricitet. Vid en sluten arbetsprocess kan verkningsgraden vid omvandlingav värme till mekaniskt arbete inte överskrida ett högsta värde, som bestämsav förhållandet mellan de absoluta temperaturer vid vilka värme bortförs ochtillförs. Ju lägre detta förhållande är, desto högre är den ideala verkningsgra-den. Moderna kärnkraftverk med lättvattenreaktor har en verkningsgrad avungefär 35 %. Det innebär att 65 % av den tillförda energin går till spillo,huvudsakligen som uppvärmt kylvatten i samband med ångans kondensation iturbinens kondensor.

Skillnaden mellan ett kärnkraftverk och andra värmekraftverk ligger väsentli-gen i det ånggenererande systemets värmekälla. I ett kärnkraftverk alstras denprimära energin genom kärnreaktioner, fissioner, i en reaktor. I kol- och oljeel-dade kraftverk frigörs kemisk energi genom förbränningsprocesser i organisktbränsle i en ångpanna. Reak torns härd motsvarar ångpannans eldstad. I bådafallen uppträder den primära energin i form av värme och överförs till vattensom uppvärms och bringas till kokning vid hög temperatur och högt tryck. Ien kokvattenreaktor genereras ångan direkt i härden. I en tryckvattenreaktoralstras ångan indirekt via värmeväxlare.

Principen för en kärnkraftanläggning med kokvattenreaktor framgår av Figur3.1. Det ånggenererande systemet består väsentligen av ett tryckkärl, reaktor-tanken, och utrustning inuti tanken. I tanken finns härden med bränsle av uran.Ånga bildas i härden, avskiljs och torkas i härdens övre del och leds till turbi-nen. För att förbättra värmeöverföringen i härden pumpas det reaktorvattensom inte förångas, runt i särskilt kretslopp. Värmeutvecklingen i härden regle-ras med styrstavar och genom ändring av cirkulationsflödet. Ångan avger energitill turbinens rotor och strömmar in i kondensorn där Jen kyls av havsvatten.Den övergår då till vatten som matas tillbaka till reaktorn. Turbinen är sam-mankopplad med en elgenerator.

33

Reaktonank

Huvudcirkulation*pump

Turbin

Kondansor

ElgtnaratorElenergi

Kylvatten

Kylvatten

Matarvattenpump

Styrstavar

Figur 3.1Princip för kärnkraftverk med kokvattenreaktor.

Hur en anläggning med tryckvattenreaktor fungerar visas schematiskt i Figur3.2. Reaktortanken är helt fylld med vatten under så högt tryck att det inte ko-kar. Trycket i primärkretsen regleras med hjälp av en tryckhållningstank.Ångproduktionen sker i separata ånggeneratorer. Man har således två helt skil-da kretsar - primärkretsen, som omfattar reaktorn och ånggeneratorernas tubsi-da samt sekundärkretsen som innehåller ånggeneratorernas mantelsida och tur-binen med kondensor. Effektutvecklingen i härden regleras med styrstavar ochgenom ändring av halten bor, löst i reaktorvattnet.

Reaktortank

Härd -

KylvattenKondensor pump

Kylvatten

Huvudcirkula-tionipurnp

Figur 3.2Princip för kärnkraftverk med tryckvattenreaktor.

34

Bade för tryckvattenreaktorn och kokvattenreaktorn ges ångan tiil turbinen entemperatur av ungefar 285CC och ett tryck av cirka 7 MPa. Tvåkretssystemet itryckvattenreaktorn medför, på grund av temperaturdifferensen över ånggene-ratorn, att reaktorvattnets temperatur och tryck blir högre än i kokvattenreak-torn. I praktiken är utgående vattentemperatur cirka 320°C och drifttrycketdrygt 15 MPa i en typisk tryckvattenreaktor.

Turbinen och generatorn roterar med ett varvtal av 1 500 eller 3 (HK) varv/minberoende pä generatorns poltal. Elenergi genereras med en spänning av 20 000volt. I svenska kärnkraftverk transformeras den upp till 400 0<X) volt och matasut pä stamlinjenätet.

3.2 BränsleBränslet består av små cylindrar, kutsar, av urandioxid, som är ett keramisktmaterial med hög smältpunkt. Kutsarna är staplade pä varandra i länga kaps-lingsrör av en zirkoniumlegering, Zircaloy, som har liten neutronabsorption.hög hållfasthet och god korrosionsbeständighet. Bränslestavarna är samman-satta i knippen till bränslepatroner.

En bränslepatron för en kokvattenreaktor visas i Figur 3.3. Den innehåller 8x8stavar och är ungefär 4 m lång. Stavarnas ytterdiameter är cirka 12 mm. Stav-knippet omges av ett kvadratiskt höljerör av Zircaloy, i vilket kylmediet ström-mar. I en kokvattenreaktor finns 400-700 bränslepatroner, beroende på reak-torns effektstorlek.

En bränslepatron för en tryckvattenreaktor är i princip uppbyggd pä sammasätt. Den innehåller vanligen 17x17 stavpositioner och saknar höljerör. Stav-diametern är cirka 10 mm. En typisk tryckvattenreaktor (Ringhals 2) innehåller157 bränslepatroner.

Hur en bränslestav är utformad illustreras i Figur 3.4. Kutsarnas ändytor ärsvagt skålade för att uppväga den axiella värmeutvidgningen under drift. Tem-peraturen och därmed längdutvidgningen ökar från ytan mot centrum av kut-sen. Mellan kutspelaren och kapslingen finns en spalt som är fylld med heliumunder tryck. I färskt bränsle har spalten en vidd av cirka 0.2 mm. Under driftminskar spaltvidden eftersom kutsarna utvidgas mer än kapslingen. Gassam-mansättningen i spalten ändras genom frigörelse av gasformiga fissionsproduk-ter. För att förhindra att ett för högt inre övertryck byggs upp finns utrymmen,s k fissionsgaskammare, i bränslestavarnas ändar.

Vid normal drift råder balans mellan det värme som produceras i bränslet ochdet värme som bortförs av kylmediet. De radioaktiva fissionsprodukterna kvar-hälls i bränslet och hindras av kapslingen att komma ut i kylmediet. Bränsletoch kapslingen utgör således en första barriär mot spridning av radioaktiva äm-nen.

Vid bristande balans mellan värmeproduktion och kylning kan bränslet över-hettas och kapslingen gå sönder. I extrema fall kan bränslet smälta. Kapslings-skador kan även uppstå på grund av tillverkningsfel eller genom korrosion ikombination med hög mekanisk påkänning.

35

Bränslestav

BottenplattaBoxskruv

övergångsstycke

Figur 3.3Bränslepatron för kokvattenreaktor (Asea-Atom)

Vid dimensioneringen av bränslet eftersträvar man så hög genomsnittlig värme-effekt som möjligt utan att bränslet blir för varmt. För att den hetaste bränsle-stavens kylning skall vara tillräcklig måste det maximala ytvärmeflödet begrän-sas. I praktiken sätts den maximala värmeeffekten till cirka 400 watt per centi-meter stavlängd (W/cm). Det innebär en högsta ytvärmebelastning av ungefär110 W/cm 2 i kokvattenreaktorn och ungefär 140 W/cm 2 i tryckvattenreaktorn.

Bränslestavens beteende under drift beror på ett mycket komplicerat sätt avmetallurgiska, mekaniska, termiska och kemiska faktorer. Bränslets samman-sättning ändras med tiden genom att klyvbart material förbrukas och fissions-produkter bildas i takt med energiuttaget. Ett mått på energiuttaget är utbrän-ningen, dvs produkten av värmeeffekt per viktsenhet uran och drifttiden i fullef-fektdygn, enhet MWd/kgU. Utbränningen bestäms huvudsakligen av reaktor-fysikaliska och metallurgiska villkor.

36

Fissionsgaskammare

Topplugg

Expansionsfiader

_ Isoleringsbricka

Kapshnq

KutS'

uFigur 3.4Längdsnitt av bränslestav (schematiskt).

Drificykeln är normalt ett år. I typiska fall byts då ungefär 1/3 av reaktorhär-dens bränsle i en tryckvattenreaktor och ungefär 1/4 i en kokvattenreaktor.Mellan utbränning E (MWd/kg), specifik värmeeffekt P (MWth/ton) och anta-let fulleffekttimmar T under driftcykeln råder sambandet

E =PT

24 000 n

där n är andelen av härdens bränsle som byts. Typiska värden på utbränningoch bränsleomsättning ges i Tabell 3.1.

Av ekonomiska skäl finns en strävan att öka utbränningen om det kan ske utanatt antalet bränslefel ökar. Bränslefel kan vara systematiska och bero på olämp-lig konstruktion, tillverkning eller drift, eller tillfälliga som en följd av statistiskavariationer i materialegenskaper eller av defektförekomster. De systematiska

37

Tabell 3.1Exempel på bränsleomsättning i lättvattenreaktorer.

Elektrisk effektVärmeeffektSpecifik effektUtbränning (medel)Tid mellan bränslebyteFulleffekttimmar perdriftcykel

Färskt bränsleUran-235Uran-238Totalt

Använt bränsleUran-235Totalt uranFissilt plutoniumTotalt plutonium

Enhet

MWelMWth

MWth/tonMWd/kg

dygntim

kg/årkg/årkg/år

kg/årkg/årkg/årkg/år

TryckvEtten-reaktor

1 0003 077

37.533

3656000

90026 45027 440

22026 150

170250

Kokvatten-reaktor

1 0003 067

23.827.5

3656 000

S4031 32032 260

23331 100

200280

felen kan åtgärdas genom modifierad konstruktion och tillverkning och detal-jerade driftföreskrifter. Förekomsten av tillfälliga fel kan begränsas genom nog-grann material- och tillverkningskontroll och adekvata säkerhetsmarginaler viddimensioneringen.

3.3 Nukleär effekt3.3.1 Neutronbalans

Energin i en reaktor alstras genom fission (klyvning) av tunga atomkärnor medneutroner. Större delen av kärnenergin frigörs som rörelseenergi hos fissions-produkterna. Genom fissionsprodukternas uppbromsning i bränslet, vilket skerpå någon hundradels millimeter, omvandlas deras rörelseenergi till värme. Detär denna "friktionsvärme" som överförs till kylmediet och utnyttjas för ångpro-duktion.

Vid fission utsänds 2 å 3 nya neutroner. Därmed öppnas möjlighet till en nu-kleär kedjereaktion, om nämligen minst en av neutronerna kan fås att åstad-komma en ny fission, Figur 3.5. Det är inget enkelt villkor att uppfylla, eftersomneutroner lätt absorberas av andra än fissila (lätt klyvbara) atomkärnor ellerförsvinner ur systemet.

Neutronerna har en hög hastighet när de utsänds, s k snabba neutroner. Omderas hastighet minskas, ökas sannolikheten för nya fissioner. Bromsning avneutroner sker om de får stöta mot lätta atomkärnor i en moderator. I en lätt-

38

neutron + urankärna

= >två medeltunga + 2 a 3 nyakärnor neutroner

»am t energi

U-235-kärnor

klyvningsfragment

neutron

klyvningsfragment

Figur 3.5Överst: fissionsprocessen. Underst: tre steg i en kedjereaktion. Efter ref 303.

vattenreaktor fungerar vattnet med sina vätekärnor som moderator och neutro-nerna bromsas till (nära) jämvikt med moderatoratomernas värmerörelse. Mantalar då om termiska neutroner och en termisk reaktor.

39

Det enda i naturen förekommande fissila atomslaget är uran-235. Det förekom-mer till 0.71 % i naturligt uran. Om halten uran-235 höjs ökar möjligheten attåstadkomma fission. Sådant anrikat uran produceras i särskilda anläggningarsom finns i flera länder, dock inte i Sverige. I lättvattenreaktorer används uranmed 2- 4 % uran-235.

Resten av uranet utgörs av uran-238. Om en neutron absorberas i uran-238 om-vandlas urankärnan till plutonium-239, som också är fissil. I en typisk lättvat-tenreaktor svarar fissioner i självgenererat plutonium för cirka hälften av ener-giproduktionen. Inte desto mindre finns betydande mängder plutonium kvar idet bränsle som tas ut ur reaktorn. Tabell 3.1. Det kan utvinnas genom kemiskupparbetning av det använda bränslet och på nytt utnyttjas genom blandningmed uran, s k berikat uran. Upparbetningsanläggningar för lättvattenreaktor-bränsle i industriell skala finns i bl a Frankrike och Storbritannien.

De bästa förutsättningarna för en kedjereaktion får man om bränsle och mode-rator hålls åtskilda. Fissionsneutronerna går då ut i moderatorn där de bromsas,och återvänder till bränslet där de åstadkommer ny fission. Figur 3.5. VV jäm-vikt är antalet neutroner och därmed fissionshastigheten och effektutveciding.iikonstant. Jämviktsnivån bestäms av hur effektivt den utvecklade värmer ; nkylas bort.

Neutronpopulationen i en reaktor har vissa likheter med en starkt uttunnad gassom fyller härden. För att minska neutronläckaget omges härden av en reflektorsom sprider tillbaka neutroner och fungerar som ett slags vägg. I en lättvatten-reaktor består reflektorn av ett vattenskikt runt härden

Neutronbalansen innebär att i varje ögonblick är antalet producerade neutro-ner precis lika med det antal som försvinner genom absorption och läckning.Man säger att reaktorn är exakt kritisk. Kvoten mellan antalet producerade ochförsvinnande neutroner kallas reaktorns multiplikationskonstant och betecknarkeff. Vid kriticitet är kcff = 1.

Om kcff är större eller mindre än 1, ökar eller minskar neutronpopulationen ochdärmed reaktorns effekt. Den relativa avvikelsen från 1 benämns reaktivitet ochbetecknas g. Det gäller att

_ keff-1Q - keff

Reaktiviteten mäts vanligen i procent. Om g är större eller mindre än 0, talarman om överskotts- eller underskottsreaktivitet. Analogt sägs reaktorn varaöverkritisk eller underkritisk.

Produkten av antalet neutroner per cm -1 och deras hastighet kallas neutronflöde.Det råder ett enkelt (approximativt) samband mellan neutronflödet, (f, och vär-meeffekten i bränslet

pcp = 2.2- 10 n neutroner per cm2 och sek

där P är värmeeffekten i megawatt per ton och e anrikningsgraden i viktspro-cent. Om värmeeffekten är t ex 25 MW/ton och anrikningen 2.5 % är neutron-flödet 2.2 x 1013 n/cm 2s.

40

3.3.2 Effektfördelning

Neutronflödet och därmed värmeeffekten är inte konstant över reaktorns rymdutan varierar både radiellt och axiellt och avtar mot gränsytan mellan härd ochreflektor. Flödesfördelningen ändras också långsamt med drifttiden på grund avatt bränslets sammansättning och därmed dess reaktivitet ändras. Förhållandetmellan maximal och genomsnittlig värmeeffekt kallas reaktorns formfaktor. Avekonomiska och säkerhetsmässiga skäl dimensioneras och drivs reaktorn så attformfaktorn blir så låg som möjligt. I praktiken har den totala formfaktorn ettvärde mellan 2 och 3 i lättvattenreaktorer.

Figur 3.6 visar en uppmätt axiell effektfördelning i en kokvattenreaktor (Fors-mark 1). I detta fall är effektfördelningen förskjuten nedåt i reaktorn och denaxiella formfaktorn ungefär 1.35. Figur 3.7 visar ett exempel på den beräknaderadiella effektfördelningen i en tryckvattenreaktor (Ringhals 2). Siffervärdenai den tvådimensionella tabellen ger den normerade medel-, max- och min-effek-ten per bränslepatron i en kvadrant av reaktorhärden. Medelvärdenas variationberor huvudsakligen på patronernas olika utbränningstillständ. Skillnaden mel-lan max- och min-effekt, som är speciellt markant för perifera patroner, berorhuvudsakligen på neutronflödesgradienten.

Axiellnivå

25 -

20

15

10

0 0.5Figur 3.6Axiell effekttördelning i en kokvattenreaktor.

1.5

Effekt

41

123112451215

110611721057

875885845

122712391220

108411281044

795819803

809838794

8951164500

107511401029

847874822

124212771203

890898872

123512811183

105611241008

1275*1365*969

7601167259

874885843

123912751198

891905878

125412891197

840873781

10381122996

10721339577

122212341206

889896870

125112881184

112411611093

10651138993

9421010687

7061116240

107811071041

123512691181

832870766

106111401006

10811199754

7641125276

795818782

105411251008

10331120989

9311002681

7621118275

809837793

12741363967

10691337575

7031110239

MEDELMAXMIN

MESHMESH

8951163500

7591166259

Figur 3.7Radiell effektfördelning i en tryckvattenreaktor. Normerad effekt per bränsle-patron i en kvudrant av härden.

Effektfördelningen påverkas genom att starkt neutronabsorberande materialförs in eller ur härden. Ett sådant ämne är bor som ingär i kokvattenreaktornsstyrstavar. I kokvattenreaktorn är styrstavarna i början av driftcykeln delvis in-förda (underifrån) i härden för att kompensera det färska bränslets överskotts-reaktivitet. De dras sedan successivt ut (nedåt) i takt med den ökande utbrän-ningen, som försämrar reaktiviteten. I tryckvattenreaktorn används borsyralöst i moderatorn för att reglera reaktivitetens långtidsvariation.

Styrstavarna har också till uppgift att vid behov snabbt sänka reaktorns effekt,s k .snabbstopp. De skjuts då in hastigt i härden, varigenom den nukleära kedje-reaktionen avbryts och reaktorn bringas i ett underkritiskt tillstånd.

Ett annat sätt att reglera neutronflödet är att ändra densiteten hos vattnet, vil-ket påverkar dess effektivitet som moderator. I kokvattenreaktorer sker dettagenom varvtalsreglering av huvudcirkulationspumparna, som bestämmer kyl-flödet genom härden. Om kylflödet minskar, ökar ångbildningen, dvs modera-torns densitet minskar, vilket innebär att neutronflödet och därmed effektut-vecklingen minskar. Pä motsvarande sätt ökar effekten om cirkulationspuTipar-nas varvtal ökar.

42

Om moderatorn plötsligt skulle försvinna, t ex genom häftig effektökning ochkokning som stöter ut vatten ur härden, avbryts den nukleära kedjereaktionen.Det är därför fysikaliskt omöjligt för en reaktor "att explodera som en atom-bomb". Denna inneboende egenskap hos lättvattenreaktorn demonstrerades ireaktorexperiment redan i början av 1950-talet.

3.3.3 Reaktorkinetik

Kedjereaktionen upprätthålls genom att varje fission ger nya neutroner som isin tur klyver nya atomkärnor varvid en ny generation neutroner skapas. Tidenmellan tvä generationer beror av antalet kollisioner som neutronerna gör medmoderatorn och tiden mellan kollisionerna. Generationstiden är med vardagensmätt mycket kort, av stoi leksordningen 0.0001 sekunder i en lättvattenreaktor.

Om enbart generationstiden vore bestämmande skulle neutronflödet och där-med fissionshastigheten och den nukleära effekten öka eller minska mycketsnabbt vid minsta avvikelse från kriticitet. Reglering med mekaniska medel, så-som styrstavar, vore omöjlig. Lyckligtvis får man i praktiken inte alls så snabbaförlopp, eftersom de s k fördröjda neutronerna spelar en avgörande roll. De

Relativeffekt

2 H 6 8 10 12 14 sek

TidFigur 3.NRelativ effektnivå som funktion av tiden vid en positiv stegändring i reaktivitetfrån kriticitet. Källa: ref 307

43

Relativeffekt

1

10

10

-1

2

-3

—

II 1 1

1

1

>

i

i

S

1

i

1

1

1

1 -

-

^ \

120 60 80 100 120 140 sek

Tid

Figur 3.9Relativ effektnivä som funktion av tiden vid en negativ stegändring i reaktivitetfrån kriticitet. Källa: ref 307

utsänds vid omvandling av vissa instabila fissionsprodukter, vars halveringstiderhar värden frän 0.2 till 60 sekunder. De fördröjda neutronerna får därmed myc-ket längre "livslängd" än de prompta neutroner som utsänds direkt vid fission.

Antalet fördröjda neutroner i förhällande till de prompta är nägot olika för oli-ka atomkärnor. Föi uran-235 är andelen 0.67 ''/<. Den effektiva neutronlivs-längden med hänsyn till de fördröjda neutronerna blir ungefär 80 millisekun-der. Reaktorns svar pä en stegändring i reaktivitet visas i Figur 3.8 och 3.9. AvFigur 3.8 framgår att effektökningen blir förhållandevis långsam vid mättligareaktivitetsökningar, så att effektreglering med styrstavar inte är nägot pro-blem. Figur 3.9 visar att den nukleära fissionseffekten avtar mycket snabbt närstyrstavarna skjuts in i reaktorn och därmed minskar reaktiviteten.

Vid transienta förlopp används ofta begreppet dynamisk reaktivitet som är kvo-ten mellan reaktivitet och andelen fördröjda neutroner. Enheten för dynamiskreaktivitet benämns "dollar". Om den dynamiska reaktiviteten är 1 dollar sägsreaktorn vara piompt kritisk. Vid prompt och superprompt kriticitet skulle för-loppen bli mycket snabba. I normala fall uppgår den möjliga dynamiska reakti-

44

viteten till cent, dvs brakdelar av dollar. En reaktivitetsökning av 1 dollar ärytterst osannolik i en lättvattenreakior. Snabba effektöicningar motverkas dess-utom av reaktorns inneboende säkerhetsegenskaper.

3.3.4 Reaktivitetskoefficienter

Reaktorns reaktivitet beror av dess tillstand, t ex härdens temperatur och bräns-lets sammansättning. Bränslets sammansättning ändras långsamt under driften.Langsamma reaktivitetsändringar kompenseras genom styrstavsrörelser i kok-vattenreaktorn och genom ändring av moderatorns borhalt i tryckvattenreak-torn. Snabba reaktivitetsändringar kontrolleras med styrstavarna och i kokvat-tenreaktorn ocksä genom reglering av kylflödet i härden. Vid snabba reaktivi-tetsändringar är reaktorns naturliga egenskaper, dvs hur den av sig själv svararpä tillstandsändringar, av stor betydelse. De: sa egenskaper kännetecknas av re-aktivitetskoefticienter, vilka uttrycker den reaktivitetsändring som åstadkomsav en liten tillstandsändring. De för säkerheten viktigaste reaktivitetskoeffi-cienterna är:

- bränslets temperaturkoefficient

- moderatorns temperaturkoefficient

- kylmediets anghaltskoefficient

Bränslets temperaturkoefficient, även kallad Doppler-koefficienten, uppstårgenom att neutronabsorptionen i uran-238 ändras när bränslets temperaturändras. Den är negativ, dvs reaktiviteten minskar när bränsletemperaturenökar. Vid en effektökning följer momentant en temperaturhöjning i bränsletsom ger en samtidig negativ Doppler-reaktivitet som strävar att minska effek-ten. Omvänt erhålls en prompt, positiv återkoppling vid effektminskning. Denprompta reaktivitetsaterkopplingen via bränslets temperatur är av stor betydel-se för reaktorns stabila drift. Effekt variationer pa grund av sma störningar i t exkylflödet blir langsamma och dämpas ut.

Moderatorns temperaturkoefficient är i allmänhet starkt negativ vid drifttempe-ratur i lättvattenreaktorer. Reaktorns reaktivitet är således lägre vid drifttem-peratur än vid lag temperatur. Reaktivitetsskillnaden kompenseras i kokvatten-reaktorn med styrstavsdragning vid uppstartningen. I trvekvattenreaktom skermotsvarande reaktivitetskompensation genom minskning av halten bor löst i re-aktorvattnet. Moderatorns temperaturkoefficient påverkas av borhalten sa attden vid hög borhalt och lag temperatur (rumstemperatur) är svagt positiv.

Kylmediets anghaltskoefficient, den s k voidkoefficienten. äi av betydelsefrämst i kokvattenreaktorn. Ökning av ånghalten medför minskning av reaktivi-teten. dvs voidkoefficienten är negaliv och stabiliserande vid effektökning. Aandra sidan måste man i kokvattenreaktorn undvika snabba tryckökningar vil-ket kan leda till positiva reaktivitetsbidrag genom att angbubblor kollapsar ihärden. Voidkoefficienten ger. liksom moderatorns temperaturkoefficient. enfördröjd reaktivitetsaterkoppling till reaktoreffekten eftersom det tar viss tid in-nan en effektändring påverkar ånghalten (respektive moderatortemperaturen).

45

I Tabell 3.2 visas typiska värden på reaktivitetskoefficienter i kokvattenreakto-reroch tryckvattenreaktorer. Reaktiviteten anges i pcm (pour cent mille. 1 pcm= K)?) som är en vanlig enhet för smä reaktivitetsbidrag.

Tabell 3.2Exempel på reaktivitetskoefficienter i lättvattenreaktorer.

Reaktivitets-koefficient

Bränsletemperatur(Doppler-koeff icient)

Moderatortemperatur(drifttemperatur)

Moderatortemperatur(rumstemperatur)

Ånghalt(voidkoefficient)

Borhalt(drifttemperatur)

Enhet

pcm/°C

pcm/°C

pcm/°C

pcm/vol ''(angå

pcm/ppmB

Kokvatten-reaktor

_-)

-30

- 5

-160

Tryckvatten-reaktor

-2.5

- 1 5

+ 2

-12

* Ej tillämplig vid normala driftförhallanden

Den sammanlagda inverkan av dessa reaktivitetskoefficienter är att neutronba-lansen är stabil, dvs små störningar av det kritiska tillståndet ger reaktivitets-ändringar som strävar att återföra reaktorn till jämviktstillståndet.

3.3.5 ÖverskottsreaktivitetStorleken och tecknet pä reaktivitetskoefficienterna har betydelse för denöverskottsreaktivitet som måste byggas in i bränslehärden för kriticitet i olikadrifttillständ. Vid start värms reaktorn långsamt frän rumstemperatur till drift-temperatur. Dä är den isoterma temperaturkoefficienten, dvs summan avbränslets och moderatorns temperaturkoefficienter, av intresse. Den iir förhål-landevis starkt negativ i kokvattenreaktorn och omkring noll i tryckvattenreak-torn. Det innebär att skillnaden i reaktivitet vid rumstemperatur och drifttem-peratur, den s k temperaturdefekten, är betydligt större i kokvattenreaktoin äni tryckvattenreaktorn. Temperaturdefekten kan t o m vara negativ i den senare.

Sedan reaktorn värmts till drifttemperatur tas effekten långsamt upp genomutdragning av styrstavar i kokvattenreaktorn och genom minskning av reaktor-vattnets borhalt i tryckvattenreaktorn. Överskottsreaktivitet binds da i bräns-lets temperatur pä grund av den negativa Doppler-koefficienten och for kokvat-tenreaktorn i moderatorns ånghalt pä grund av den negativa voidkoefficienten.I Tabell 3.3 ges exempel pä temperaturdefekt och reaktivitet bunden i bränsle-temperatur och moderatoranghalt.

Tabell 3.3Exempel pä reaktivitetsbidrag.

Bidrag Överskottsreaktivitet(procent)BWR PWR

1 Isoterm temperaturdefekt. 4.0 ~() . lKall till varm reaktor

2 Bränsletemperatur varm reaktor. 1.0 1.1Nolleffekt till fulleffekt

3 Moderatoränghalt varm reaktor. 4.9 Ej tillämpligNolleffekt till fulleffekt ^

Omvänt måste vid avstängning av reaktorn posterna 2 och 3 i tabellen kunnakompenseras förhållandevis snabbt. Det sker genom inskjutning av styrstavar.Reaktivitetsökningen frän varm till kall reaktor har man längre tid pa sig attbalansera.

3.3.6 Xenonförgiftning

En av de nuklidersom bildas vid fission är jod-135. Den är instabil och omvand-las inom nägra timmar till xenon-135 som i sin tur är instabil och sönderfallermed 9.1 timmars halveringstid. Xenon-135 är en mycket stark neutronabsorba-tor som stjäl neutroner frän kedjereaktionen. Denna s k xenonförxifuung mot-svarar en reaktivitetsförlust om cirka 3 ("r vid normal drift i en lättvattenreaktor.Xenonförgiftningen ger även upphov till reaktivitetstransienter vid start, av-stängning och effektändringar.

Vid start av en xenonfri härd byggs först jod-135 upp allteftersom fissionernakommer igång. Joden sönderfaller sedan till xenon och reaktiviteten sjunker vil-ket måste kompenseras genom utdragningav styrstavar (BWR) eller minskningav borhalten (PWR). Pa grund av att xenon försvinner genom antingen neutro-nabsoption eller sönderfall uppnäs efter något tiotal timmar ett jämviktstill-stånd där nyproduktionen av xenon är precis lika med förlusten genom absorp-tion och sönderfall.

Vid avstängning av reaktorn upphör dels nyproduktionen av jod. dels forlustenav xenon genom neutronabsorption (eftersom neutronflödet försvinner). Denjod som finns i reaktorn niir den stängs av sönderfaller till xenon samtidigt somförlusten av xenon minskar. Xenonkoncentrationen ökar därför efter avstäng-ning till ett maximum efter cirka K) timmar. Figur 3.10. Det kan innebära attreaktorn ar-omöjlig att starta inom 5- 20 timmar efter avstängning om inte till-räcklig reaktivitet för att övervinna xenonförgiftningen kan åstadkommas. I Fi-gur 3,10 illustreras också en reaktivitetstransient vid successiv effektökning 15timmar efter avstängning.

I geometriskt mycket stora reaktorer kan xenonförgiftningen ge upphov till in-stabilitet i form av s k xenons; äng/iingar. Dessa beror pa att xenon jämvikten ärlabil såtillvida att en ökning av reaktoreffekten och därmed av neutronflödet paett stiille i reaktorn leder till en minskning av xenonkoncentrationen och diir-

47

Reaktivitetsförlust

Reaktoreffekt

3 -

2 -

1 -

p

-

-

*

7 >' i

ii•

iii

. J

i

r*tiL

\ -

1 t

100

- 80

- 60

- 20

10 20 30 40

Timmar

Figur 3.10Xenonförgiftning efter snabb reaktoravstängning i en kokvattenreaktor.

med till en lokal reaktivitetsökning som tenderar att öka neutronflödet ytterli-gare. Den motverkande ökningen av xenonkoncentrationen genom nybildningär fördröjd cirka 10 timmar därför att den sker via jod. Om reaktorn är tillräck-ligt stor kan då ena halvan av reaktorn fungera som en kritisk enhet i förhållandetill den andra. Effekten svänger från den ena halvan till den andra med en pe-riodtid som bestäms av tidskonstanterna för jods och xenons sönderfall. Regle-ringen av xenonsvängningarna erbjuder normalt inte något problem eftersomperiodtiden är lång.

3.3.7 Brännbar absorbator

Överskottsreaktivitet måste byggas in i reaktorhärden inte bara för att motver-ka de negativa reaktivitetskoefficienterna och xenonförgiftningen utan ocksåför att kompensera försämringen av reaktiviteten med utbränningen. Dennaförsämring beror dels på att bränslets isotopsammansättning ändras (jfr Tabell3.1), dels pä att neutroner går förlorade genom absorption i fissionsprodukter.Grovt sett avtar reaktiviteten linjärt med utbränningen. Det medel som står tillbuds för att höja reaktivitetsnivån är att öka det färska bränslets anriknings-grad.

Av olika skäl tillsätts numera i allmänhet s k brännbar absorbator till det färskabränslet. För kokvattenreaktorn är syftet att begränsa den överskottsreaktivitet

som måste kompenseras med styrstavar. För tryckvattenreaktorn är motivet iförsta hand att förhindra att moderatorns temperaturkoefficient blir positiv viddrifttemperatur och full effekt genom att borhalten i moderatorn kan hållas läg-re.

Den brännbara absorbatorn utgörs av ett ämne med mycket hög neutronab-sorption. Den tar ned reaktiviteten i det färska bränslet och bränns ut praktiskttaget helt under första driftcykeln.

För kok vatten reaktorn används gadolinium i form av Gd:Ch som antingen blan-das homogent till 2 å 4 viktsprocent i urandioxiden eller läggs in som brickormellan kutsarna. Figur 3.11 illustrerar reaktiviteten som funktion av utbrän-ningen för en bränslepatron med olika anrikningsgrad. Den streckade delen avkurvan i mitten anger reaktiviteten utan brännbar absorbator.

För tryckvattenreaktorn har man hittills mest använt bor som brännbar absor-bator i form av borglasstavar i bränslestavspositioner. Figur 3.12 visar för ty-piskt fall reaktiviteten som funktion av ut bränningen för en bränslepatron medantalet borglasstavar per patron som parameter. Bor är inte en lika stark absor-bator som gadolinium och bränns inte ut fullständigt över en driftcykel.

Multiplikationskonstantk

1.30

1.20

1.10

1.00

0.90

10 20 30 40 MWd/kgUUtbränning

Figur 3.11Multiplikationskonstanten för en typisk bränslepatron till en kokvattenreaktor.BA = brännbar absorbator.

49

Multiplikations-konstantk

oo

1.30

1.20

1.10

1.00

0.90

Anrikningsgrad 3.1 w/o U-235

Moderatortemperatur 310 °C

Borhalt i moderatorn 400 ppm

0 borstavar per patron

12 borstavar per patron

20 borstavar per patron

10 20 30 40 MWd/kgUUtbränning

Figur 3.12Multiplikationskonstanten för en typisk bränslepatron till en tryckvattenreak-tor.

I praktiken kommer reaktorhärden att innehålla bränslepatroner med olikautbränning. I början av en driftperiod består härden till 1/3 å 1/4 av färskt bräns-le. Resten utgörs av bränslepatroner som suttit inne i reaktorn 1 å 3 driftcykler.Under driften försämras reaktiviteten vilket kompenseras genom utdragning avstyrstavar i kokvattenreaktorn och minskning av moderatorns borhalt i tryck-vattenreaktorn. Vid driftperiodens slut är under ideala förhållanden alia styrsta-var helt utdragna respektive allt bor borttaget.

3.3.8 Reaktivitetsreglering

Som framgått av det föregående sker reaktivitetsregleringen i kokvattenreak-torn huvudsakligen med fasta och rörliga absorbatorer. Dessutom kan reaktivi-teten inom vissa gränser regleras med huvudcirkulationspumparnas varvtal som

50

bestämmer kylflödet och därmed ånghalten i härden. Styrstavarna svarar nor-malt för reaktivitetsregleringen vid start och avställning. vilket schematiskt il-lustreras i Figur 3.13. Figuren visar erforderlig mängd styrstavar för kriticitetvid olika tillstånd. Det framgår t ex att 50 % av styrstavarna räcker för att stängaav reaktorn vid full effekt och hålla den underkritisk vid drifttemperatur. Förnedkylning till rumstemperatur krävs ungefär 75 °Ic av styrstavarna inne i här-den vid det mest reaktiva tillståndet i början av en driftperiod.

Mängd styrstavar i härden% 100 80 60 40

Effekt

Moderator-temperatur

286

200

100

20

början avdriftsperioden

kriticitetfull effektjämvikts- Xe

slutet avdriftsperioden

kriticitetnolleffekt 286 °C

kriticitetnolleffekt20 °C

40 60 80 100 %Mängd utdragna styrstavar

Figur 3.13Reaktivitetsreglering vid start och avstängning i en kokvattenreaktor (schema-tiskt).

I tryckvattenreaktorn används dels kemisk reaktivitetsreglering genom bor iform av borsyra löst i reaktorvattnet, dels fasta och rörliga absorbatorer. Styr-stavarna tjänstgör vid snabba ändringar av effekt och moderatortemperatur un-der drift och för avstängning. Figur 3.14 visar ett exempel på reaktivitetsregle-ring under en första driftcykel. Den initiala minskningen av den kritiska borhal-ten svarar mot xenonförgiftningen som når jämvikt vid full effekt efter cirka0.15 MWd/kgU. Sedan den brännbara absorbatorn försvunnit avtar den kritiskaborhalten ungefär linjärt med utbränningen. För att hålla den styrstavsfria här-den säkert underkritisk erfordras i det givna exemplet en borhalt av 1 233 ppmvid drifttemperatur och 1 235 ppm vid rumstemperatur. Det innebär att den iso-terma temperaturkoefficienten i detta fall är nära noll.

51

Kritisk borhaltppm

1000

500

Styrstavsfri härd

Moderator -temperatur 310 °C

l i 1 i i _L

8 10 12 14 MWd/kgU

Utbränning

Figur 3.14Reaktivitetsreglering under en driftcykel i en tryckvattenreaktor.

3.4 Värmeöverföring

3.4.1 Värmebalans

Reaktorns driftförhållanden bestäms av två jämviktsvillkor:

- neutronbalans som innebär att antalet producerade neutroner är lika medantalet försvinnande neutroner så att den nukleära effekten är konstant.

- värmebalans som innebär att den utvecklade värmeeffekten är lika med densom bortförs av kylmediet så att bränslets temperatur hålls konstant.

Om värmebalansen inte är uppfylld, t ex beroende på bristande neutronbalans,kan bränslet överhettas, vilket är en förutsättning för att större mängder radio-aktiva ämnen skall frigöras.

Värmet transporteras genom ledning i bränslet och överförs genom konvektiontill kylmediet. I lättvattenreaktorer tjänstgör vattnet både som kylmedel ochmoderator. Vatten har goda värmeöverföringsegenskaper men kräver ett högttryck för att omvandlingen av värmeenergi till mekaniskt arbete skall ske medgod verkningsgrad.

52

Vattnets arbetsområde är olika i kokvattenreaktorer och tryckvattenreaktorer.Det sammanhänger med ångtryckskurvan som anger den temperatur där vattenövergår till ånga. Figur 3.15. Samhörande värden på kurvan kallas mättnads-tryck och mättnadstemperatur. Exempelvis är mättnadstemperaturen 100°Cvid atmosfärstryck (0.1 MPa) och 286°C vid 7 MPa som är drifttrycket i kokvat-tenreaktorn. I en typisk tryckvattenreaktor är drifttrycket 15.5 MPa vilket sva-rar mot en mättnadstemperatur av 345°C.

TryckMPa

15

Arbetsområde PWR

10

Kokning

Icke kokning

Arbetsområde BWR

100

Figur 3.15Vattnets ångtryckskurva.

200 300 400 °CTemperatur

I kokvattenreaktorn bildas ånga i kylmediet när det strömmar genom härden.Genomsnittsånghalten i utloppet av härden är 6 -15 viktsprocent. I tryckvatten-reaktorn tillåts endast lokal kokning i kylmediet och ingen nettokokning. Ge-nomsnittstemperaturen för det vatten som lämnar härden är 20 - 30°C lägre änmättnadstemperaturen vid drifttrycket, Tabell 3.4.

53

Tabell 3.4Typiska kylmedelsdata för kokvattenreaktor (Forsmark 1) och tryckvattenreak-tor (Ringhals 3).

Eleffekt, nettoVärmeeffektDrifttryckMättnadstemperaturKylmedelsflödeKylmedelstemp vid härd-inloppKylmedelstemp vid härd-utloppÅnghalt vid härdutlopp

Enhet

MWelMWth

MPa°C

kg/s°C

°C

%

Forsmark 1

8902 700

7286

10 400272

286

13

Ringhals 3

9152 783

15.5345

12 860284

323

0

Värmebalansen innebär att den effekt som utvecklas i bränslet är lika med densom tillförs kylmediet. I ekvationsform kan den skrivas

P = q ( h u . - h i n ) (ekv3.1)

där

P = bränslets värmeeffekt (watt)

q = kylmediets massflöde (kg/s)

hui -hin = kylmediets entalpiökning (joule/kg) vid genomströmningen av här-den

3.4.2 Värmeledning i bränsle

Urandioxid har en låg värmeledningsförmåga, vilket medför en hög tempera-turskillnad från centrum till ytan av urankutsen för att leda bort värmen. Ettvanligt kriterium är att centrumtemperaturen inte får bli så hög att smältpunk-ten, cirka 2 800°C, överskrids. I ett typiskt fall (Forsmark 1) är den maximalacentrumtemperaturen vid 100 % effekt ungefär 2 100°C. Spalten mellan kutsoch kapsling innebär ett värmemotstånd och därför ett temperatursprång. Lika-så erhålls ett temperaturfall över kapslingen och de beläggningar av oxid ochkorrosionsprodukter som bildas på kapslingen under driften. Temperaturför-delningen i en bränslestav visas schematiskt i Figur 3.16.

Urandioxidens värmeledningsförmåga beror av temperaturen. För beräkningav temperaturfallet, ATk, från kutsens centrum till dess yta är det därför lämp-ligt att använda ett medelvärde av värmeledningsförmågan. Då blir

Aft-Jl (ekv3.2)

där

Pi = är värmeeffekten per längdenhet av staven (W/m)

A = medelvärdet av värmeledningsförmågan (W/m-grad)

54

Temperatur °C

Medel belastad A Max belastadstav

Kapsling

Stav-centrum

Figur 3.16Schematisk temperaturprofil i en bränslestav vid slutet av en driftperiod. Efterref 311.

Värmeflödet per ytenhet av kutsen kan skrivas

IIIrrx

(ekv 3.3)

där

0 = värrmflodet per ytenhet (W/m 2)r = kutsens radie (m)

Ekvation .1.2 innebär att för en given värmeeffekt per längdenhet är centrum-temperaturen obt oende av kutsens radie. Ekvation 3.3 visar att för ett givetytvärmeflöde ger en reducerad stavdiameter en lägre centrumtemperatur. Des-sa förhållanden är av betydelse för bränslets dimensionering från säkerhetssyn-punkt.

55

Temperatursprånget över spalten mellan kuts och kapsling är svårt att beräknapå grund av den oregelbundna variationen under drift av spaltens storlek ochsammansättning. Kännedom om temperatursprånget är väsentligt för beräk-ning av centrumtemperaturen. Det kan uppgå till ett par hundra grader. Form-ellt kan man skriva

(ekv 3.4)

där

kg = spaltens värmegenomgångstal (W/m2-grad).

Det finns speciella beräkningsprogram och visst experimentellt underlag för be-räkning av värmegenomgångstalet. Temperaturfallet över kapslingen inklusiveytbeläggning är i typiska fall cirka 100°C.

Vid stationär drift finns stora energimängder upplagrade i det heta bränslet.Vid ändring av drifttillståndet sker en omlagring av den inre (latenta) energin.Figur 3.17. Vid plötslig försämring av kylningen kan omlagringen ge upphov tillhög kapslingstemperatur, även om reaktorn snabbt stängs av. Man talar om entidskonstant för bränslet som är den tid det tar för temperaturen att ändras enfaktor 2.7. Tidskonstanten är i vanliga fall cirka 5 sekunder.

Relativtemperatur

1.0

0.8

0.6 -

0.4 -

0.2

4 8 12 16 20 24 28 sekTid

Figur 3.17Temperaturförlopp i en bränslestav vid plötsligt bortfall av värmeeffekt och kyl-ning. Efter ref 308.

V 1

///r

i

i i i i

Bränsle

Kapsling

1 l 1 1

i l

—

—

! 1

56

3.4.3 Värmeöverföring till kylmediet

Värmetransporten mellan kapslingen och det strömmande kylmediet sker ge-nom konvektion, vilket är en sammanfattande benämning på ett flertal feno-men som beror av bl a kylmediets tillstånd, massflöde, viskositet, värmekapac-itet och värmeledningsförmåga. För beräkningsändamål definierar man ett vär-meövergångstal a (W/nr-grad) genom ekvationen

= a (T* - Te) (ekv 3.5)

där

<f> = ytvärmeflödet (W/m 2)Tw = kapslingens yttemperaturTe = kylmediets lokala genomsnittstemperatur

Sambandet mellan ytvärmeflöde och temperaturskillnaden T» - Tc illustrerasschematiskt i Figur 3.18. Till en början råder enfasströmning, område 1 till 2.Värmeövergångstalet ökar med ökande massflöde. För väggtemperaturer strax

Ytvärmeflöde

KapslingstemperaturFigur 3.18Samband mellan ytvärmeflöde och temperaturskillnad mellan kapsling och kyl-medel vars temperatur är lika med eller nära under mättnadstemperaturen. Ef-ter ref 304.

57

över mättnadstemperaturen börjar ängbläsor bildas vid väggen (kapslingsytan).För ytterligare något högre temperatur lösgör sig blasorna och kondenserar ikylmediet. Detta fenomen benämns underkyld kokning, område 2 till 3, efter-som kylmediets genomsnittstemperatur ligger under mättnadstemoeraturen.

När kylmediets genomsnittstemperatur når kokpunkten sker en nettoproduk-tion av ånga i form av bubblor, bubbelkokning, område 3 till 4. Tvåfasströmningråder och värmeöverföringen är mycket effektiv. Vid fullt utbildad bubbelkok-ning ökar värmeövergångstalet proportionellt mot tredje potensen av skillna-den mellan väggtt mperatur och mättnadstemperatur.

Så småningom nas en kritisk punkt, då blåsbildningen är sä kraftig att kylmedelinte hinner till väggytan, utan ett ångskikt med dälig värmeledningsförmåga bil-das intill ytan. Värmeövergångstalet minskar dä även om väggtemperaturenökas, område 5 till 6. Först när vä^gtemperatuien ökats sa mycket att värme-strälning börjar bidra till värmeöverföringen, stiger värmeövergångstalet äter,område 6 till 7.

Det ytvärmeflöde, vid vilket värmeövergångstalet börjar sjunka, kallas det kri-tiska värmeflödet (DNB = departure from nucleate boiling). Fenomenet inne-bär att för en bränslestav, där ytvärmeflödet ges av den nukleära effelten i sta-ven, kommer kapslingstemperaturen att stiga drastiskt när den kritiska punktenpasseras. (Övergängsomrädet 5 till 6 kan endast realiseras i etttemperaturstyrt experiment.)

Figur 3.18 avser närmast förhållanden som är aktuella i en tryckvattenreaktor.I tryckvattenreaktorn tilläts nettokokning endast i de högst belastade bränsle-stavarna. Även i kokvattenreaktorn strömmar vatten in i härden vid en tempe-ratur som ligger under mättnadstemperaturen. Ganska snart uppträder under-kyld kokning i kylkanalerna. När mera värme tillförts kylmediet en bit upp ikylkanalerna inträffar bubbelkokning. Allt eftersom mer ånga produceras väx-er bubblorna och slår sig samman till ångpaket som nästan uppfyller hela ström-ningsarean. Vid ytterligare ökad ånghalt övergår strömningen till s k annulär-strömning där vattnet strömmar dels längs kapslingsytorna och kylkanalernasväggar, dels i form av droppar i den centrala ångströmmen.

Begreppet kritiskt värmeflöde äger tillämpning även för kokvattenreaktorn,men mekanismen är en annan än den ovan beskrivna som gäller vid låg ånghalt.Vid hög ånghalt har man en vattenfilm på stavytan och en dimma av vattendrop-par svävande i en ström av ånga. Värmeöverföringen sker då främst genom för-ångning från filmens gränsyta mot ångan. Om vattenfilmens tjocklek underskri-der ett kritiskt värde, slits filmen loss från stavarnas yta och värmeöverföringenförsämras radikalt. Detta fenomen benämns torrkokning (DO - dryout) ochinnebär vid givet ytvärmeflöde en kraftig stegring av kapslingstemperaturen.De olika mekanismerna för kritiskt värmeflöde vid låg och hög ånghalt visasschematiskt i Pigur 3.19.

Det finns omfattande experimentellt underlag för bestämning av kritiskt vär-meflöde och värmeövergångstal i verkliga bränslepatroner. Data har erhållitsgenom försök med elektriskt upphettade stavknippen, där effekten ökats ellerkylflödet minskats i små steg tills kritiskt värmeflöde uppnås. Vid underkyldkokning beror det kritiska värmeflödet väsentligen av trycket, massflödet och

Kapslingstemperatur

Kapslingstemperatur

Vattenfilm

Vattendroppar

Axiellt läge

VattenAngbubbla

Axiellt läge

Figur 3.19Mekanismen vid kritiskt värmeflöde i tryckvattenreaktor och kokvattenreak-tor. Efter ref 304.

59

kylvattnets entalpi. Vid nettokokning tillkommer ånghalten som en väsentligparameter och det kritiska värmeflödet minskar med ökande ånghalt.

I verkliga bränslepatroner anpassas den nukleära effekten sä att man vid statio-när drift har en stor marginal till kritiskt värmeflöde. Förhållandet mellan krit-iskt och verkligt maximalt ytvärmeflöde är som regel 1.4 vid 100 % effekt. Vidsnabb effektstegring eller kylflödesminskning får man på grund av bränsletsvärmetröghet en viss fördröjning i ytvärmeflödet. För sådana fall erfordras (itryckvattenreaktorn) ett beräknat minsta förhållande mellan kritiskt och maxi-malt ytvärmeflöde av 1.3. För kokvattenreaktorn beräknas marginalen på ettannnat sätt, se 9.2.2. Marginalen bestäms av att man med hänsyn till osäkerhe-ter i beräkningen m m med stor sannolikhet skall undgå kritiskt värmeflöde.Kortvarigt överskridande av det nominella kritiska värmeflödet har dock i för-sök visat sig ge ringa påverkan pä kapslingen.

3.4.4 Lagrad energiVid reaktoidrift genereras nukleär effekt i bränslet som kyls av reaktorvattnet.Därvid uppvärms bränslet, reaktorvattnet ocii reaktortanken med interna de-lar. I en typisk kokvattenreaktor (O II) är t ex bränslets medeltemperatur 530°Coch reaktorvattnets temperatur 270 - 286°C, där 286°C svarar mot mättnadstem-peraturen vid reaktortrycket 7 MPa. Uppvärmningen innebär att energi lagrasi proportion till massa, värmekapacitet och temperaturdifferens till omgivning-en. Det är lämpligt att ange den upplagrade energin i fulleffektsekunder, se Ta-bell 3.4 (ref 311).

Tabell 3.4Exempel pä upplagrad energi i en kokvattenreaktor (O II).

Reaktordelar Energiinnehåll(fulleffektsekunder)

Bränsle från drifttemp till 286°C 4.7Bränsle från 286°C till 100°C 4.2Reaktorvatten från 286°C till 100°C 112Underkylning av reaktorvatten vid normal drift 5.8Reaktortank och interna delar frän 286°C till 100°C 43

Energilagringen innebär att reaktorn fungerar som en buffert vid ändringar itillförd eller avgiven effekt. När reaktorn stängs av frigörs den upplagrade ener-gin, jfr Figur 3.17. Det framgår av tabellen att buffertkapaciteten hos bränsletär relativt liten. Energiinnehållet från drifttemperatur till mättnadstemperaturär ungefär lika med energiinnehållet i reaktorvattnets underkylning. Det ärdärför en god approximation att vid reaktoravstängning räkna med att hela re-aktorn i utgångsläget har en temperatur av 286°C.

60

3.4.5 Resteffekt

Ungefär 7 % av den energi som frigörs vid fission återfinns som strålningsenergihos fissionsprodukterna. Även om fissionsprocesserna upphör när reaktornstängs av fortsätter energiproduktionen från fissionsprodukternas sönderfalloch avtar endast långsamt. I en stor reaktor uppgår denna s k resteffekt ellereftervärme till betydande belopp. Den gör att bränslet mäste kylas för att intehärden skall överhettas även sedan den nukleära kedjereaktionen stoppats.Resteffekten kan inte "stängas av".

Resteffekten beror av utbränningen. dvs reaktorns effekt och drifttiden, samtav tiden efter avstängning, den s k svulningstiden. Om fulleffekttiuv-n betecknasT (sek) och svalningstiden t (sek) gäller approximativt

Pd (t.T) = 0.622 Po [ r ° : - (T + t) -" : ]

där Pd resteffekten och Po reaktorns värmeeffekt. Formeln ger korrekt resultatinom en faktor 2 för svalningstider mellan K) sekunder och 100 dygn. Bidragenfrån beta- och gammastrålning (se 6.1.2) är ungefär !ika stora.

För noggrannare beräkningar mäste man också ta hänsyn till bränslets samman-sättning eftersom utbytet av fissionsprodukter beror av vilket slags nuklid somklyvs. Detaljerade tabeller över resteffekten från olika nuklider har publicerats(312). I Figur 3.20 visas den relativa resteffekten av fissionsprodukter som pro-

1 10 1 0 ' TO" 10 10 10 10 10" sek

0. 1 -

0.01 -

Svalningstid

3.20Resteffekten av fissionsprodukter vid fission i uran-235. Resteffekten anges iprocent av fissionseffekten.

61

ducerats vid fission i uran-235 i jämn takt unc. er (oändligt) lång tid. Om värdenai kurvan betecknas F (t, ^ ) erhålles resteffekten etter svalningstiden t och drift-tiden T av

F(t,T) = F(t. * ) - F(T + t. x)

För plutonium-239 är resteffekten något lägre än för uran-235.

I praktiken ökar resteffekten för enskilda bränslepatroner och hela reaktorhär-den under driftperioden. Resteffekten är lägst strax efter ett bränslebyte efter-som härden då innehåller en stor andel färskt bränsle. Den byggs redan inomnågon månad upp till en nivå nära den som gäller mot slutet av driftperioden.För enskilda patroner är resteffekten högst i dem som nått sin slututbränningoch skall tas ut ur härden, men ökningen är liten efter den första driftcykeln.

3.4.6 Metall-vattenreaktion

Jämte den lagrade energin och resteffekten finns en tredje värmekälla som un-der vissa omständigheter är av betydelse i den avstängda reaktorn, nämligenden s k metall-vattenreaktionen mellan zirkonium och vattenånga. Den innebäratt kapslingen oxideras, vilket gynnas av hög temperatur. Reaktionen är värme-avgivande, varigenom temperaturen och reaktionshastigheten ökar ytterligare.

Normalt är kapslingens temperatur några tiotal grader högre än kylmediets, dvscirka 330 - 350°C. Om kylningen försämras och det kritiska ytvärmeflödetöverskrids ökar kapslingstemperaturen plötsligt flera hundra grader. Vid tem-peraturer av 800 - 900°C börjar kapslingsoxidationen tillta varvid vätgas bildasoch värme frigörs:

Zr + H:O -> ZrO: + 2H: + värme

Vid oxidation av 1 kg zirkonium bildas cirka 0.5 m' vätgas och frigörs f> 500 kJvärme.

Reaktionshastigheten beror starkt av temperaturen men även av oxidskiktetstjocklek. Figur 3.21. Vid 1 200°C är den frigjorda effekten till en början ungefärlika stor som den nukleära medeleffekten i bränslet vid normal drift. Redaninom 15 minuter har cirka 15 r/t av kapslingen oxiderats Genom vätgasbild-ningen och värmeutvecklingen kommer kapslingen att försprödas. Krav hardärför uppställts på härdens kylning i haverisituationer sä att kapslingsoxidatio-nen begränsas.

Reaktionshastighet/um/s

2.0-1

1 . 5 -

1 .0-

0 . 5 -

Vätgasproduktion

dm°/s, m stav

0.25

- 0 . 2 0

- 0.15

0.10

- 0 . 0 5

900

Oxidtjocklek

1000

- 3.0

FrigjordeffektkW/m

' 0.5

1100 1200 °C

Temperatur

Figur 3.21Reaktionshastighet, vätgasproduktion och värmeeffekt tor zirkonium-vattenre-aktion vid olika oxidtjocklek.

3.5 Strukturmekanik3.5.1 Tryckbärande komponenter och system

Kylmediet befinner sig under högt tryck i reaktorns primiirsystem. Att bevaraprimärsystemets integritet under alla tänkbara driftförhallanden är av centralbetydelse för reaktorsäkerheten, eftersom brott eller läckage medför förlust a1

kylmedel. vilket kan göra att bränslet överhettas. Därtill förhindrar det täta pri-märsystemet att radioaktiva ämnen som finns i kylmediet sprids till omgivning-en. Primärsystemets tryckbärande komponenter bestar av reaktortank med an-

slutande rörledningar, pumpar och ventiler samt för tryckvattenreaktorn tryck-hållningstank och ånggeneratorer. Figur 3.2.

För konstruktion av tryckbärande system finns en läng tradition sedan industri-alismens början. Modern forskning har gett ökade insikter om materialegenska-per och uppkomsten av brott. Reaktortanken skapar speciella problem genomsina stora dimensioner och de katastrofala följderna av brott. Man måste därförförsäkra sig om att tankbrott kan uteslutas. Det sker genom en kombination avsäkerhetsåtgärder i samband med materialval, tillverkning, provning och åter-kommande inspektion.

3.5.2 Brottmekanik

Ett tryckkärl kan brista pä i princip tvä sätt. Om den mekaniska spänningenöverstiger materialets sträckgräns börjar den lastbärande sektionen att defor-meras plastiskt. Om spänningen ökar ytterligare inträffar brott. Brott som före-gås av deformation benämns duktila. Att dimensionera en konstruktion så attduktilt brott förhindras är en väl beprövad procedur som regleras av allmäntaccepterade normer. Härvid tar man hänsyn även till belastningsfall som kon-struktionen utsätts för i onormala situationer och till variationer i materialegen-skaperna.

Dimensioneringen mot duktilt brott förutsätter felfritt material. I praktikenförekommer defekter av olika slag, t ex små sprickor och inhomogeniteter. De-fekter uppkommer sålunda vid framställning, bearbetning och svetsning av stål.Vid spetsen av en spricka kan spänningen vid belastning uppgå till så höga vär-den att sträckgränsen överskrids och sprickan växer. Vid tillräckligt höga vär-den kan tillväxten ske instabilt. Det leder dä till ett sprött brott. Sprödbrott in-träffar mycket snabbt över hela komponenten innan någon större plastisk defor-mation skett.

Ett materials förmåga att motstå spricktillväxt kallas seghet eller brottseghet.Tryckkärlsstål kännetecknas av hög seghet och förhållandevis låg sträckgräns.Brottsegheten beror starkt av temperaturen. Den är låg vid låga temperatureroch hög vid höga temperaturer. Figur 3.22. Övergången sker inom ett snävt om-rade, karakteriserat av den s k omslagstemperaturen. Omslagstemperaturenhöjs med ökande neutronbesträlning samtidigt som den övre seghetsnivånsänks.

Reaktortankens arbetsområde ligger ovanför omslagstemperaturen, alltså vidtemperaturer där segheten är hög. I detta område kan en spricka endast utbredasig långsamt (stabilt) och leda till ett duktilt brott. Härför krävs en utbredd plas-tisk deformation framför sprickan, dvs materialets sträckgräns måste överskri-das i hela tank väggen och inte bara i sprickspetsen. Eftersom sträckgränsen lig-ger väsentligt högre än de spänningar reaktortanken kan utsättas för är sprick-tillväxt i praktiken inte möjlig i det sega området.

I det spröda området kan instabil spricktillväxt ske vid spänningsniväer långtunder sträckgränsen. I övergängsomradet mellan det spröda området vid lågtemperatur och det sega området vid hög temperatur sker en begränsad plastiskdeformation framför sprickan och brottet ändrar successivt karaktär från sprötttill duktilt.

Energi

I över iI gångs iI område II

Spröttområde Ouktilt

område

TemperaturFigur 3.22Typisk slagseghetskurva för tryckkärlsstål. Slagsegheten är ett mått på den ab-sorberade energin innan en provstav av materialet brister vid slagprovning.

För att dimensionera reaktortanken så att sprödbrott undviks, används metodersom utvecklats inom den s k brottmekaniken. Den behandlar samverkan mellande tre faktorerna:

- materialets brottseghet

- förekomst och typ av defekter

- spänningstillståndet

För att karakterisera spänningstillståndet runt spetsen av spricka definieras enspänningsintensitetsfaktör, Ki . Villkoret för instabil spricktillväxt är att spän-ningsintensitetsfaktorn skall vara större än eller minst lika med ett kritiskt vär-de, Kic, som är ett mått på brottsegheten:

Ki 2* Kic (ekv 3.6)

Ktc är en materialegenskap som bestäms genom noga föreskrivna experiment.Den beror, förutom av temperaturen och bestrålningen, av materialets sam-mansättning och struktur.

Villkoret för instabil spricktillväxt kan även uttryckas genom en kritisk sprick-längd. Den kan beräknas med kännedom om brottsegheten, spänningstillstån-det och sprickgeometrin. Om sprickans längd är större än den kritiska växersprickan snabbt till brott, medan sprickor vars längd är mindre än den kritiskainte leder till brott. Om den kritiska spricklängden är större än godstjocklekenfår man "läckage före brott". Detta är ofta fallet för konventionella tryckkärloch reaktorsystemens rörledningar men gäller inte för reaktortankar på grundav deras stora dimensioner.

65

Villkoret (ekv 3.6) gäller strängt taget endast inom materialets elastiska områ-de. Motsvarande teori kallas linjär elastisk brottmekanik (LEFM, linear elasticfracture mechanics). Inom det duktila området används s k elastisk-plastiskbrottmekanik (EPFM). De olika tillämpningsområdena illustreras i Figur 3.23.Tillämpningen av LEFM ger resultat på den säkra sidan vid dimensionering avreaktortankar.

Brottlast

Spricktillväxt

Plastiskzon

TemperaturSpänning Spänning

Brott

Töjning Töjning

Figur 3.23Förenklat diagram över olika brottmoder i tryckkärlsstål. Efter ref 309.

Lämpliga egenskaper för tryckkärlsstål, dvs en kompromiss mellan krav på högseghet och hög sträckgräns, uppnås genom små tillsatser av legeringsmetaller.Tabell 3.5. Halten av vissa ämnen, såsom fosfor, svavel och koppar, måste hal-las mycket låg, eftersom deras närvaro ökar besträlningsförsprödningen.

66

Tabell 3.5Sammansättning och håilfasthetsegenskaper för trycktanksstål A 533B (ref 310)

Sammansättning (viktsprocent)C Si Mn P

0.15- 0.1- 1.2- s= 0.01 ^0.25 0.35 1.5

HållfasthetsegenskaperSträckgränsBrottgränsSlagseghetOmslagstemperatur

S Al0.015 0.01-

0.04

(on.2)

(o»)(Cv)(NDT)

Cr Cus=0.02 $0.1

430 -580-100--<()

Ni V0.5- 0.01-1.2 0.02

500 N/mm:

650 N/mm-180J/cm:

--20°C

Reaktortankar tillverkas av valsade och formpressade plåtar eller smidda ringarsom svetsas samman. Sprickor kan finnas i grundmaterialet och introducerasunder tillverkningen, framför allt vid svetsningen. Trots noggrann material- ochtillverkningskontroll måste man räkna med att små sprickor finns kvar i den fär-diga tanken. Innan den tas i drift underkastas den därför provtryckning vid hög-re tryck än drifttrycket för att frånvaron av kritiska sprickor skall garanteras.Den genomgår också noggrann ultraljudprovning för att eventuella sprickorskall upptäckas.

Under reaktorns drift utsätts reaktortanken för varierande laster i sambandmed normal start och avställning. driftstörningar och transienta förlopp. Härvidkan sprickor initieras och växa, samtidigt som brottsegheten försämras genomneutronbesträlningen. Vid tankens konstruktion tar man hänsyn till detta ge-nom att dimensionera med god marginal till det kritiska värdet pä spänningsin-tensitetsfaktorn. Kontrollprocessen fortsätter vidare genom övervakning avomslagstemperaturens förändring under drift samt återkommande besiktningoch provning av tanken under reaktorns avställningsperioder.

3.5.3 Utmattning och korrosion

Sprickor kan tillväxa under inverkan av cyklisk belastning och/eller kemiskt re-aktiv miljö. Man skiljer mellan tre fenomen, även om gränsen mellan dem ärflytande:

- utmattning, dvs cykliska spänningsvariationer i inert miljö

- statisk belastning i reaktiv miljö, s k spänningskorrosion

- cyklisk belastning i korrosiv miljö, korrosionsutmattning

Själva trycktankstålet är normalt inte i kontakt med det reaktiva reaktorvattnetutan skyddas av en rostfri beklädnad på insidan. Skulle en spricka uppstå i be-klädnaden, kan dock trycktanken utsättas för spänningskorrosion. Spricktill-växt genom utmattning anses vara mycket liten i reaktortankar. Den kan där-emot vara avsevärd i primärsystemets rörledningar t ex på grund av att dessavibrerar av kylmediets strömning.

Rörledningarna är vanligen utförda i austenitiskt rostfritt stål. Sådana stål ärunder vissa betingelser känsliga för spänningskorrosion. Under 1974 föranstal-

tade t ex den amerikanska säkcrhetsmyndigheten om avstängning av 23 kokvat-tenreaktorer för inspektion av sprickbildning i rör i primärsystemet. Mekanis-men kunde identifieras som interkristallin spänningskorrosion. Orsaken ansågsvara en kombination av en oxiderande miljö och relativt hög kolhalt i det rost-tria stålet, som ger upphov till karbidutfällningar i korngränserna. Sprickor lik-nande dem som observerats i de amerikanska reaktorerna har senare iakttagitsäven i Ringhals 1.

Konventionell provningsteknik med ultraljud har begränsningar när det gälleratt upptäcka sprickor i rostfria stål. Det är dock troligt att en spricka leder tillläckage före brott i de rördimensioner som förekommer i primärsystemet. San-nolikheten för brott på grova rör har uppskattats till cirka 3 på 10 000 driftår.

Tuberna i tryckvattenreaktorers ånggeneratorer är av speciellt intresse efter-som de är en del av primärsystemet och förekommer i mycket stort antal. Deär utsatta för en rad fenomen som kan leda till skador, såsom utmattning, korro-sion och nötning. Korrosionen på tubernas utsida är vanligen kopplad till läcka-ge i turbinens kondensor. Den motverkas genom lämpligt materialval och ke-misk rening och behandling av matarvattnet. Under normal drift kan ett begrän-sat antal defekta tuber accepteras utan att primärsystemets funktion sätts i fara.De defekta tuberna pluggas, så att läckage av radioaktivt vatten och ånga frånprimärsystemet förhindras. Mera omfattande skador kan innebära ett hot, spe-ciellt i haverisituationer. Numera har effektiva metoder för lokalisering, inspek-tion och reparation av defekta tuber utvecklats.

Referenser301 Så här fungerar en kokvattenreaktor

InformationsskriftRådet för Kärnkraftsäkerhet (1981)

302 Så här fungerar en tryckvattenreaktorInformationsskriftRådet för Kärnkraftsäkerhet (198')

303 E. SokolowskiKärnkraften, principer och problemCDL/Ingenjörsförlaget (1976)

304 R.T. Lahey, Jr, F.J. MoodyThe Thermal- Hydraulics of a Boiling Water ReactorAmerican Nuclear Society (1977)

305 L.S. Tong, J. WeLsmanThermal Analysis of Pressurized Water Reactors2nd ed, American Nuclear Society (1977)

306 B. KjellströmVärme- och strömningsteknikStudsviks kompendier 10.4 Del 1 (1976)

68

307 M.A. SchultzControl of Nuclear Reactor and Power PlantsMe Graw Hill (1961)

308 E.E. LewisNuclear Power Reactor SafetyJohn Wiley & Sons (1977)

309 An Assessment of the Integrity of PWR Pressure VesselsSecond report by a Study Group under the Chairmanship of DrW. MarshallUnited Kingdom Atomic Energy Authority (1982)

310 D. Sn;-dtReaktor-SicherheitstechnikSpringer Verlag (1979)

311 Handbok över processcmband vid störningar i svenska kokvatten-reaktorerInternpumpsanläggningarStatens kärnkraftinspektion (1985)

312 American National Standard for Decay Heat Power in Light WaterReactorsAmerican Nuclear Society (1979)

69

4 KOKVATTEN REAKTORN

I detta kapitel beskrivs kortfa.tat de komponenter och system som är väsentligaför den normala driften i kokvattenreaktorer av Forsmark-typ. Hit hör reaktor-tanken med interna delar, primära processystem, reaktorinneslutningen, tur-bingeneratoranläggningen, kontrollsystem och elkraftsystem. Flera av driftsys-temen har även säkerhetsanknutna funktioner. Driftsystem för rening och be-handling av radioaktivt avfall beskrivs i Kapitel 6. Hjälpsystem som enbart harsäkerhetsfunktion behandlas i Kapitel 8.

4.1 Reaktortank med interna delar

Ett snitt genom en kokvattenreaktor visas i Figur 4.1. Reaktortanken innehållerbl a härd och härdstomme, styrstavar med ledrör, ångseparatorer och fuktav-skiljare, huvudcirkulationspumpar samt anslutningar för ånga och matarvatten.Reaktortanken är konstruerad för ett tryck av 8.5 MPa och en temperatur av300°C. Tryck och temperatur vid drift är 7.0 MPa och 275-286°C. Tankens di-mensioner beror på effektstorleken. I en 1 000 MWel reaktor som Forsmark 3(F 3) och Oskarshamn III (O III) är tankens invändiga längd 20.8 m och diame-ter 6.4 m. Mantelns godstjocklek är 160 mm. Hela tanken väger cirka 760 ton.

4.1.1 Härd och härdstomme

I F3 och OIII består härden av 700 vertikala bränslepatroner ordnade i ett kva-dratiskt mönster. Varje patron innehåller 8x8 bränslestavar, omgivna av enkvadratisk bränslebox som utgör en kylkanal. Figur 3.3 och 4.10. Mellan boxar-na finns spalter som ger utrymme för korsformade styrstavar, neutronflödes-mätare m m. Grupper av fyra patroner omkring en styrstav bildar en bränsle-modul. Bränslemodulerna står på styrstavsledrören, som bär upp härden.

Bränslepatronerna stöds i sidled av ett härdgaller som hålls på plats av modera-tortankens lock. Moderatortanken fixerar också bränslepatronernas nedre deloch styrstavsledrörens övre del. Moderatortankens mantel skiljer härdomradetfrån fallspalten innanför reaktortankväggen. Fallspalten är en del av reaktornshuvudcirkulationssystem. Moderalortankens lock bär upp utrustningen ovanförhärden, bestående av ångseparatorer och fuktavskiljare.

4.1.2 Styrstavar och drivdon

I F3/OIII finns 169 styrstavar. Varje styrstav består av en korsformad absorba-tordel och en styrstavsförlängning som ansluter till drivdonet. Absorbatorpla-tarna har horisontella kanaler fyllda med borkarbid. Plåtarna bildar ett korssom styrs med klackar mot bränsleboxarna. Den totala längden av en styrstavs-enhet är cirka 6.9 m och vikten cirka 140 kg.

70

Tanklock

Fuktavskiljare

Matarvattenfördelare

Härdstrilstuds

Härdgaller

Neutronflödesdetektor

Pumphjul

Pumpmotorhus

Lockkylsystem

Ångledningsstuds

Tankupplag

Ångseparator

Reaktortank

Matarvattenstuds

Bränslepatron

Styrstav

Moderatortank

Styrstavsledrör

Huvudcirkulationspump

Drivdon

Drivdonsmotor

Figur 4.1Reaktortank med interna delar för kokvattenreaktor av Forsmark-typ.

Ett drivdon består av en elektrisk motor, en mekanisk skruvtransmission, ettkolvrör och styrrör, Figur 4.2. Kolvröret vilar i sin nedre ände pa muttern ochär i sin övre ände kopplad till styrstavsförlangningen. Kolvröret har i sin nedre

71

Motorns (t) rotation överförs via en växel till skruven (2). Beroendepå skruvens rotationsriktning gängas muttern (3) uppåt eller nedåtoch för med sig kolvröret (4) och därmed styrstaven (5).

Vid reaktorsnabbstopp strömmar trycksatt vatten in via stutscn (6).Vattnet lyfter kolvröret (4) och därmed styrstaven. I och med dettalämnar kolvröret muttern (3), vilket ;ör att kolvrörets spärrhakar(7) fälls ut och spärrar återgång genom att gripa in i styrröret (8).

Figur 4.2Drivdon för styrstavar till kokvattenreaktor av Asea-Atoms konstruktion.

72

ände tre spärrar som fälls ut så snart kolvrör och mutter inte har kontakt. Spär-rarna passar in i hål i styrröret. En spärr är tillräcklig för att hålla kolvrör medstyrstav på plats.

Vid normal manövrering av styrstaven vrids skruven med motorn. Dä skjutsmuttern och därmed kolvröret och styrstaven upp eller ner beroende på skru-vens rotationsriktning. Genom räkning av antalet varv som skruven rör sig kanmutterns och därmed styrstavens läge fastställas.

På drivdonet finns en rörarslutning genom vilken drivdonet kan tillföras hög-trycksvatten för snabbstopp. Då skjuts kolvrören med styrstavar in automatiskt.Högtrycksvattnet kommer från ackumulatortankar, trycksatta med kvävgas.

4.1.3 Ångseparatorer och fuktavskiljare

Vid utloppet av härden är ånghalten i genomsnitt 10-15 viktsprocent. Ångaoch vatten måste separeras effektivt av två skäl. Dels bör den ånga som leds tillturbinen ha lägsta möjliga fukthalt för att bästa verkningsgrad och minsta riskför erosionsskador skall uppnås. En låg fukthalt minimerar också turbinsyste-mens kontaminering med radioaktiva korrosionsprodukter från reaktorn. Delsbör det vatten som leds tillbaka till reaktorns fallspalt innehålla minsta möjligamängd ånga för att ge önskat bidrag till drivtrycket för kylmedelscirkulationenoch önskad underkylning i härdinloppet.

Ångseparationssystemet består i F3/OIII av 165 enskilda ångseparatorer, somstår på stutsar i moderatortanklocket. Varje ångseparator är uppbyggd kring ettstigrör, vars inloppsdel är försedd med skövlar. De sätter år.gvattenblandningeni rotation så att ångan och vattnet separeras. Vattnet roterar upp längs stigröretsvägg och ut genom hål och spalter i denna. Ångan koncentreras t«M stigröretscentrum och leds upp genom ett anslutande ångrör. Den utströmmande ånganinnehåller 0—10 viktsprocent vatten. Det avskilda vattnet strömmar tillbaka tillreaktorns fallspalt.

Fuktavskiljaren består av fleia paket av vertikalt veckade plåtar. När den fukti-ga ångan träffar plåtarna avsätter sig vatten på dessa. Vattnet dräneras till reak-torns cirkulationssystem. Vattenhalten i den ånga som lämnar systemet är högst0.1 viktsprocent i de flesta driftsituationer. Fuktavskiljarens och moderator-tanklockets mantel bildar en cylinder som skiljer den ingående fuktiga ånganfrån den utgående torra ångan. Cylindern är öppen nedtill för att tillåta åter-strömning av separerat vatten till fallspalten.

4.2 Primära processystem

Reaktorns primära processystem har till uppgift att kyla reaktorhärden, förseturbinen med ånga och reaktorn med vatten. I detta avsnitt beskrivs de systemsom används vid normal drift:

- huvudcirkulationssystem

- ångledningssystem

- matarvattensystem

Hjälpsystem för härdkylning behandlas i Kapitel 8.

73

4.2.1 Huvudcirkuiationssystem

Huvudcirkulationssystemet kyler reaktorhärden genom att cirkulera härdensvatteninnehåll. Det inkommande matarvattnet blandas i fallspaltens övre delmed återströmmande vatten frän ångsepareringen. I botten av fallspalten sugsvatten genom huvudcirkulationspumparna och trycks upp genom kylkanalernai härden. Figur 4.3. Pumparna drivs av "väta" elmotorer, som hänger vertikaltunder tanken. Motorhusen är svetsade till reaktortanken och utgör en del avdenna. Figur 4.4. I F3/OIII finns 8 sädana pumpar.

Ångullopp

Matarvatteninlopp

Reaktorhärd

Fallspalt

Huvudcirkulationspump

Figur 4.3Huvudcirkuiationssystem för kokvattenreaktor av Forsmark-typ.

74

Reaktortank

Pumphjul

Pumpaxel

Lager

Pumpmotor

Rotoraxel

Pump-motorhus

Lager

Figur 4,4Inbyggd huvudcirkulationspump i kokvattenreaktor av Forsmark-typ.

Genom de inbyggda huvudcirkuiationspumparna elimineras behovet av storaröranslutningar i reaktortankens nedre del. Därmed bortfaller också risken förkylmedelsförlust genom brott på cirkulationsledning. Äldre svenska kokvatten-reaktorer har yttre huvudcirkulationskretsar med externa pumpar. En tredjetyp av cirkulationssystem finns i amerikanska kokvattenreaktorer av GeneralElectrics konstruktion. I dessa passerar ungefär en tredjedel av kylflödet genomyttre cirkulationskretsar. Det tjänstgör som drivflöde för strålpumpar. placera-de i fallspalten. Figur 4.5. Strålpumparna åstadkommer erforderlig tryckupp-sättning för kylmedelscirkulationen genom härden. Det finns 20-24 sådanastrålpumpar beroende på reaktorstorleken.

vatten

Angå

Pump

Pump

Strålpump

Alare typ (externpumpsreaktor)

Hela flödet cirkuleras medpumpar utanför reaktortanken

bAktuell typ i USA

En del av flödet cirkuleras medpumpar utanför reaktortankenDetta flöde driver resten avflödet med hjälp av strålpumpar

Ny typ (internpumpsreaktor)

Hela flödet cirkuleras medpumpar placerade mjt ireaktortanken.

Figur 4.5Olika principer för kylmedelscirkulation i kokvattenreaktorer. Efter ref 404.

76

4.2.2 Ångledningssystem

Ångledningssystemet transporterar änga frän reaktorn till turbinen. Det bestarav fyra rörledningar med 600 mm diameter. Vid full effekt i F3 OIII leds cirka1 620 kg/s ånga från reaktortanken till turbinen.

Varje ångledning har en inre och en yttre s k skalventil omedelbart intill reaktor-inneslutningens vägg. Den inre skalventilen skall vid ett rörbrott utanför inne-slutningen genom snabbstängning avbryta det utströmmande ångflödet. Denyttre skalventilens främsta funktion är att isolera reaktorn vid ett rörbrott in-nanför reaktorinneslutningen, varvid kravet på täthet kommer i första hand.Skalventilernas stängningstid är 0.5-2.0 sek.

För reaktorns tryckavsäkring finns i varje ängledning anslutningar för säker-hets- och avbläsningsventiler. Det finns 8 st säkerhetsventiler och H st avbläs-ningsventiler på F3/OIII. Varje ventil öppnar på högt tryck via en fjäderbelas-tad impulsventil. Avblåsningsventilerna öppnar dessutom pä elektrisk signal.Ångblåsning frän varje säkerhets- och avblåsningsventil sker genom ett rörsys-tem som utmynnar under vattenytan i reaktorinneslutningens kondensations-bassäng.

4.2.3 Matarvattensystem

Matarvattensystemet transporterar vatten frän turbinanläggningen till reaktor-tanken. Det består av tvä stråk, vardera med en genomföring genom reaktorin-neslutningens vägg med inre och yttre skalventil. Vid full effekt i F3OIII tillförscirka 1 620 kg/s vatten med en temperatur av cirka 215°C. Vattenflödet reglerasautomatiskt så att vattennivån i reaktortanken hälls konstant.

De inre skalventilerna utgörs av backventiler. De yttre skalventilerna är motor-manövrerade och styrs frän reaktorns centrala kontrollrum. De stänger dess-utom automatiskt pä vissa säkerhetsrelaterade signaler.

4.3 Reaktorinneslutning

Reaktorinneslutningen är en tät byggnad som omger reaktorn och den centraladelen av de primära processsystemen. Den har flera viktiga funktioner bade vidnormal drift och i haverisituationer. Den utgör stralskärm omkring reaktornoch hindrar utsläpp av radioaktiva ämnen vid läckage i reaktorns primärsystem.Därtill skyddar inneslufningen reaktorn mot påverkan utifrån.

4.3.1 Tryckdämpningsprincipen

Kokvattenreaktorers inneslutning utförs enligt tryckdämpningsprincipen (pres-sure suppression. PS). Byggnaden innehåller i sin undre del en vattenreservoarför kondensation och kylning av utströmmande angå frän primärsystemet. Så-dan utströmning sker t ex vid högt tryck i reaktorn da avblasningsventilernaöppnar, eller vid rörbrott i primärsysteme!. Genom att vattenreservoaren fung-

77

erar som värmesänka, kan tryckstegringen i inneslutningen begränsas och in-neslutningens volym »öras mindre.

En principskiss av en tryekdämpningsinneslutning visas i Figur 4.6. Inneslutningbestår av tvä volymer: ett reaktorrum (primärutrymme, dry well) och ett bas-sängrum (sekundärutrymme, wetweli). Reaktorrummet innehåller reaktornoch rörledningar tillhörande reaktorns primärsystem. Bassängrummet innehål-ler en kondensationsbassäng och ett kompressionsutrymme. Reaktor- och bas-sängrummen förbinds via nedblasningsrör som mynnar under kondensations-bassängens yta.

Reaktor inneslutning

Reaktor-rum

Bassängrum

Reaktor -tanki

Mellanbjälklag

ZZZ 7777/////

Vakuumbrytare

i

Kondensationsbassäng \

V/7///,

\

Inneslutnings -stril

Härdstril

Värme -växlare

Sugsil

Nedblasningsrör

Figur 4.6Principskiss av tryekdämpningsinneslutning.

Inneslutningen är vid drift fylld med kvävgas till atmosfärstryck för att elimine-ra risken för vätgasexplosioner i haverisituationer.

Vid rörbrott i primärsystemet avlastas det övertryck som uppkommer i reaktor-rummet genom att ångan strömmar genom nedblasningsrören och kondenserar

78

i bassängen. Under vissa förhållanden kan trycket i bassängrummet komma attstiga genom att icke-kondenserbar gas strömmar frän reaktor- till bassängrum-met och samlas ovanför bassängens yta. För att denna gas skall kunna strömmatillbaka till reaktorrummet finns vakuumbrytare i kompressionsutrymmet.

Kondensationsbassängen kyls av ett sprinklersystem via en mellankrets till ha-vet. I längtidsförloppet efter ett rörbrottshaveri kan man också strila vatten ireaktorrummet vilket bidrar 'ill att kyla samt att tvätta ut radioaktiva ämnen,speciellt jod, ur inneslutningens atmosfär.

4.3.2 Utformning

Inneslutningens detaljutformning skiljer sig för olika generationer kokvattenre-aktorer. I Figur 4.7 visas ett längdsnitt av reaktorinneslutningen för Forsmark3. Inneslutningskärlet bestar i stora drag av en plan botten, en cirkulär-cylind-risk vägg och ett tak med en flack konisk underyta. Taket utgör botten i reaktor-bassängerna. Den tryckbärande väggen är av forspänd betong. Täthet åstad-koms genom en 5 mm tjock tätplat som är inujuten minst 200 mm frän insidornaav de tryckbärande delarna. Takets centrala del har ett avtagbart lock i form aven stålkupol.

Inneslutningens inre byggnadsstomme är vid basen hopgjuten med inneslut-ningskärlets bottenplatta men i övrigt fri frän kärlet. Stommens centrala del ut-görs av en 1.2 m tjock cylindrisk betongvägg som tjänstgör som stralskarm om-kring reaktorn, och pa vars övre del reaktortanken vilar. Till centraldelen hor

fwi

Reaktortank

Kondensationsbassäng

• • i . " * • • * . : • • • • " • . • » ' - • • > « ' • T i ' ;

— Övre reaktorrum

Bassangrum

Nedre reaktorrum(drivdonsgrop)

Figur 4,7Reaktorinneslutning för Forsmark 3.

också det betongbjäikiag som skiljer inneslutningens ~vre reaktorrum från detnedanför belägna bassängrummet.

I inneslutningens vägg finns slussar som medger tillträde av personal när reak-torn är avställd. Vidare finns rörgenomföringar i form av ingjutna rör som ärsvetsade till inneslutningskärlets tätplåt.

4.4 Turbingeneratoranläggning

Värmeenergi i ångan övergår i turbinen till mekanisk energi som i sin tur om-vandlas till elektrisk energi i generatorn. Efter turbinen leds ångan till konden-sorn, där den kondenseras till vatten. Kondensatet renas, förvärms och pumpastillbaka till reaktortanken genom matarvattenledningarna. Turbingeneratoran-läggningen visas schematiskt i Figur 4.8.

4.4.1 Turbingenerator

Ångturbinen består av en högtrycksdel och en lågtrycksdel. Först strömmarångan in i högtrycksturbinen där den avger ungefär 40 % av sin nyttiga energi.Sedan går den in i en mellanöverhettare där den värms och befrias från fukt.Därefter får den expandera i lågtrycksdelen, som kan ha upp till fyra turbiner.Turbinerna sitter tillsammans med generatorn på en gemensam axel.

Huvudln9ledn,n9 (S),,,, ,1 , , , , , , ,

— 4 0*0-Matarvatten

Turbinretjler.ventil

Dumpvenirl

Snabbavstanqmnqsventil

Hogtrycklturbin

n

Matarvattenpump

n

Meilanoverhetlare

t t tLigt rycksturbin

Kondensatrening

»Högtrycksforvarmare *

nPfvjKondensat -

pump

i Lågtrycks-i1 förvarmare*

ElgeneratorElenergi

v Kylvatten

Figur 4.8Schema över turbingeneratoranläggning.

Turbinen är av axialtyp med dubbelt flöde, dvs ångan tas in på mitten och fårexpandera åt sidorna. Anledningen till att lågtrycksdelen har flera turbiner äratt strömningen måste delas upp på flera avlopp, eftersom turbinskovlarna intekan göras längre än cirka 1 m vid 3 000 varv/min och cirka 1.3 m vid 1 500 varv/min.

Vid många avlopp på samma axel blir turbinen mycket lång. En uppdelning påtvå axlar vid stora turbineffekter kan därför vara fördelaktig, också av det skäletatt det blir möjligt att driva anläggningen med reducerad effekt vid haveri päen turbin eller en generator. En sådan uppdelning har gjorts i Ringhals 1 och iForsniark 1 och 2.

4.4.2 ÅngsystemTurbinanläggningens ångsystem leder ångan från reaktordelens yttre skalventi-ler via fyra huvudångledningar till turbingeneratorn. Pådragsventiler reglerarångflödet till turbinen och därmed reaktortr eket. För snabb strypning av äng-tillförseln finns särskilda snabbstängningsventiler. Ånga kan ledas förbi turbi-nen direkt till kondensorn via dumpledningar med ventiler. Detta förbilednings-system gör det möjligt att anpassa turbinens ångtillförsel till reaktorns ångpro-duktion.

Ånga avtappas från olika ställen i turbinanläggningen och leds till värmeväx-lare, s k förvärmare, för värmning av kondensat och matarvatten.

Med hänsyn till att ångan från reaktorn är radioaktiv ställs höga krav pä täthetmot utläckande vatten och ånga.

4.4.3 Kondensat- och matarvattensystemHuvudkondensorn som är placerad rakt under lågtrycksturbinerna, är i principen stor värmeväxlare. Den är av enströmmig typ uppdelad i fyra tubsatser, medvarsin kylvattenpump. Figur 4.9. Kondensorn innehåller cirka 30 000 tuber somgenomströmmas av havsvatten. Kondensorvakuum upprätthålls av två ejektor-system, vart och ett med tillräcklig kapacitet att ensamt klara behovet.

Kondensatet trycksätts med kondensatpumpar och värms upp i lågtrycksför-värmare med avtappningsånga från lågtrycksturbinerna. Kondensatet renas se-dan från korrosionsprodukter och saltvatteninläckage. Det renade vattnet somnu kallas matarvatten pumpas vidare och värms ytterligare innan det leds in ireaktorn. Matarvattenflödet regleras genom matarvattenpumparnas varvtalsamt reglerventiler.

81

Turbinkondensor, sedd framifrån.

Änga frän lågtrycksturbin

\ \ I * \ \ \ \ \ I i i 1 t

Mätning av kon-densatets renhet ^ 1

Kylvatten^!pumpar (^)

_JL

Kondensat-pump

Kylvatten från havet

||i ||i ||;Kylvatten till havet

Turbinkondensor, sedd uppifrån.

Figur 4.9Schema av turbinkondensorn.

Inlopps-Kammare

-Tuber

kammare

4.5 Regler- och mätsystem

Huvuddelen av de primära processvstemen övervakas och styrs från reaktornscentrala kontrollrum. Viktiga processparatnetrar presenteras på kontrolltavlor.Larmsignaler påkallar reaktoroperatörens uppmärksamhet om fel .ppstår ellergränsvärden för processparametrar ö»erskrids.

82

Varje reaktorblock har en speciell dator som registrerar, bearbetar och presen-terar data för övervakning av härdens tillstånd. Datorn gör beräkningar och fö-reslär för operatören justeringar av styrstavsinställningen m fl parametrar.Styrstavslägen. neutronflöden m m lagras av datorn och kan visas pa bildskär-mar i kontrollrummet.

4.5.1 Mätsystem

Neutronflödet i reaktorhärden övervakas av ett stort antal mätkanaler med gi-vare placerade i härden. Systemets mätomräde omfattar frän 10"'"till 1.25 avnominell effekt. För att täcka hela detta område frän start till full effekt finnstre överlappande system.

- SRM, som övervakar neutronflödet från underkritisk reaktor gt nom kritic-itet till ett neutronflöde som motsvarar en relativ effekt av cirka 10". Daövertas bevakningen av

- IRM. som täcker området till en relativ effekt av cirka 2(1 '"r. varefter

- PRM övertar mätfunktionen. PRM-systemet bestar av t va delsystem. LPRMsom mäter den lokala effekten i mer än 100 mätpunkter, och APRM somner information om reaktorns momentana totaleffekt.

PRM/TIP SRMt.

Styrstav

smal spalt bred spalt

4.10Sektion av härdregion för kokvattenreaktor.

För att ge ett mätbart neutronflöde i den underkritiska reaktorn i området förSRM-systemet används startneutronkällor, som sätts in i härden underifrån. Fi-gur 4.10 visar ett område av härden med placeringen av startneutronkälla,SRM- och PRM-detektorer. Under drift dras startneutronkällor, SRM- ochIRM-detektorer ut ur härden nedåt. Figuren visar också en s k TIP-detektor.som används för detaljerad mätning av den axiella effektfördelningen och förkalibrering av LPRM-detektorerna.

Särskilda mätsystem ger information om bl a:

- vattennivån i reaktortanken

- trycket i reaktortanken

- härdkylflödets storlek

- härdkylflödets temperatur

- huvudcirkulationspumparnas tryckuppsättning

- reaktortankens temperatur

4.5.2 StyrstavsmanövreringDen överordnande styrningen av reaktorns effekt sker från kontrollrummet ge-nom reglering av huvudcirkulationspumparnas varvtal och manövrering avstyrstavar. I den avställda reaktorn är alla styrstavarna inskjutna i härden. Startav reaktorn sker genom gruppvis utdragning av styrstavarna. Det slutliga drift-tillståndet justeras in genom pumpreglering och manöver med enskilda styrsta-var. Vid normal fulleffektdrift är större delen av styrstavarna helt utdragna urhärden. Endast cirka K) CA. eller mindre av totala antalet är helt eller delvis innei härden. En stor del av den reaktivitetsminskning som orsakas av bränslets ut-bränning kompenseras med brännbara absorbatorer (jfr 3.3.7). Styrstavslägenjusteras någon gäng per vecka för att kompensera reaktivitetsändringar pagrund av bränslets och de brännbara absorbatorernas utbränning.

Mönstret av helt och delvis inskjutna styrstavar spelar en stor roll för att åstad-komma en gynnsam effektfördelning över härden. I en kokvattenreaktor harden axiella effektfördelningen en tendens att förskjutas nedåt i härden på grundav att ångbildningen försämrar reaktiviteten i den övre delen. Det har därförstor betydelse att styrstavarna kommer in i härden underifrån så att effekttör-delningen jämnas ut.

Avställning av reaktorn sker genom att styrstavarna skjuts in i härden. Det kanske på tva sätt. dels genom drivdonens elektromekaniska transmission, s kskruvslopp, dels genom hydraulisk inskjutning, s k snabbstopp. Det tar ungefär4 min att skruva in styrstavarna i härden från en position helt ute. Vid snabb-stopp skjuts stavarna in på 4 ä 6 sek.

84

4.5.3 Reglering av vattennivå och tryck

Vattennivån i reaktortanken styrs genom en nivåregulator som jämför uppmättoch föreskriven nivå, och en flödesregulator, som jämför ångflöde och matar-vattenflöde. Nivåreglersystemet påverkar matarvattenpumparnas varvtal ochreglerventilernas läge i matarvattenledningarna.

Reglersystemet för reaktortryck övervakar trycket och neutronflödet och på-verkar turbinens pådragsventil. Eftersom ångproduktionen är proportionellmot neutronflödet, ger neutronflödet förhandsinformation om reaktortrycket,så att en väl dämpad reglering kan åstadkommas.

4.5.4 Effektreglering

För ett bestämt mönster av styrstavslägen kan reaktorns effekt varieras inomvissa gränser genom ändring av kylflödet. Om kylflödet minskas ökar ängbild-ningen i härden, vilket försämrar reaktiviteten och effekten sjunker. Analogtåstadkoms en ökning av effekten genom ökning av kylflödet. Ändringen av kyl-flödet sker genom variation av huvudcirkulationspumparnas varvtal.

Effektreglersystemet har tre driftformer som kan väljas av reaktoroperatören:

- varvtalsreglering, då samtliga huvudcirkulationspumpar styrs av operatören

- effektreglering då blockets elektriska effekt hålls lika med en inställt bör. ar-de

- effekt- och frekvensreglering, då blockets effekt varierar med frekvensen pånätet

Effektreglering är den normala driftformen. Den används vid såväl fullast somdellast, dygnsreglering, veckoslutsreplering och baslastfunktion. Det önskadeeffektvärdet kan inställas manuellt i kontrollrummet eller med en börvärdes-automacik som kan fjärrstyras. Effektregleringen sker med en tidskonstant av10-15 sekunder.

Om anläggningen skall medverka till nätets frekvensreglering krävs en tidskon-stant av 5 sekunder eller mindre. För att möjliggöra detta tillåts reakto, trycketvariera inom cirka 0.3 MPa genom koordinering av tryck- och effektreglersyste-men.

En schematisk översikt av reaktorns reglersystem visas i Figur 4.11. Effektnivånbestäms av reaktorn och effektreglersystemet. Turbinanläggningen fungerarsom slav till reaktorn. Ångfiödet till turbinen regleras i normala fall så att reak-tortrycket hålls konstant. Matarvattenflödet regleras i takt med effekten så attvattennivån i reaktortanken hålls konstant.

Kontinuerlig drift är möjlig från 100 till 20 % av nominell effekt. I området 100till cirka 65 % regleras effekten genom variation av cirkulationspumparnasvarvtal. Styrstavarnas läge ändras endast för justering av varvtalet vid konstanteffekt. Vid effektnivåer lägre än 65 % åstadkoms effektändring normalt genomändring av styrstavarnas läge vid konstant, lågt cirkulationsflöde.

85

Elektrisk uteffekt och njtfrokvens

G*n«rttor

Kondanior

FC FrekvemomvandlareHC Hydraulnk koppling

ragltrtytttm

Figur 4.11Reglersystem för kokvattenreaktor. Källa: Asea-Atom (406)

4.6 Elektriska kraftsystemElkraftsystemen för en reaktoranläggning kan uppdelas i yttre kraftförsörjningoch lokal kraftförsörjning.

4.6.1 Yttre kraftförsörjning

En reaktoranläggnings elgenerator är ansluten till stamlinjenät via ställverk ochtransformatorstationer. Under start och avställning kopplas generatorn till ellerfrån huvudtransformatorn med generatorbrytare. Generatorbrytarna användsockså för att isolera generatorn om fel skulle uppstå på turbingeneratorn eller ielsystemet.

4.6.2 Lokal kraftförsörjning

I en reaktoranläggning behövs hjälpkraft, dels växelspänning för drift av pump-motorer m m, dels likspänning för kontroll- och mätsystem. Hjälpkraftbehovetuppgår till cirka 3 % av anläggningens eleffektproduktion. Vid normal drift ärhjälpkraftnätet via stationstransformatorer anslutet till anläggningens huvudge-nerator. Vid fel på yttre nät övergår anläggningen till husturbindrift, dvs huvud-generatorn försörjer endast anläggningens hjälpkraftsystem. Överskottsångadumpas då direkt till kondensorn, varefter nedstyrning av reaktoreffekten sker.

Hjälpkraftförsörjningen är i svenska kärnkraftverk separat för varje reaktor-block. Hjälpkraftnätet består av dels ordinarie nät, dels dieselsäkrade nät och

86

400 kV (stamnät) 110 kV (startnät)

1 huvudtransformator / ~ K ^ ~ N starttransformator

stat ions t rånsjormator

C l dieselgene- B

QC3m°'

[£ omformare 0

Figur 4.12Principschema för elkraftförsörjningen i Oskarshamn III. Källa: Asea-Atom

batterisäkrade nät för säkerhetsrelaterad utrustning. Hjälpkraftnätet är • mo-dernare anläggningar uppdelat på fyra skenor A, B, C och D i Figur 4.12, somvisar ett principschema för OIII.

Tryggad hjälpkraftförsörjning är av mycket stor betydelse för reaktorsäkerhe-ten. Om turbinanläggningen är avställd tas hjälpkraft från det yttre huvudnätetvia huvudtransformatorn och stationstransformatorerna. Om denna inmatninginte är tillgänglig sker hjälpkraftförsörjningen från yttre startnät via en start-transformator. Vid totalt bortfall av de yttre näten erhålls hjälpkraft från endieselmotordriven reservkraftanläggning och från batterisystem. Batterisyste-men laddas via omformare i det dieselsäkrade nätet, se Figur 4.12.

87

4.7 Data för svenska kokvattenreaktorerVi sammanfattar beskrivningen av kokvattenreaktorn med en tabell som visardata för några representativa svenska reaktorer

Oskarshamn I idrifttagen 1972 eleffekt 440 MWOskarshamn II idrifttagen 1974 eleffekt 595 MWForsmark 1 idrifttagen 1980 eleffekt 900 MWForsmark 3 idrifttagen 1985 eleffekt 1 055 MW

Oskarshamn I och II representerar första generationens reaktorer med yttrehuvudcirkulationskretsar, medan Forsmark 1 och 3 har inbyggda cirkulations-pumpar. I övrigt är principkonstruktionen oförändrad. Den termohydrauliskadimensioneringen kännetecknas av en successivt ökad genomsnittlig effekttät-het i bränslet, i stort sett under bibehållande av det maximala ytvärmeflödet.Detta har åstadkommits bl a genom en jämnare effektfördelning i härden, dvsen lägre total formfaktor. Därav följer också att härdens och reaktortankensvolym inte behövt öka i proportion till den ökande totala effekten.

Bränslepatronernas och styrstavarnas dimensioner har bibehållits oförändrade.Reduktionen i total formfaktor har delvis åstadkommits med brännbar absorba-tor i form av gadoliniumoxid (Gd2O3) i bränslestavarna. Därmed har också denför en given utbränning erforderliga överskottsreaktiviteten i början av en drift-cykel kunnat minskas. Detta kan utnyttjas för ökning av energiuttaget (medel-utbränningen) utan ökade krav på reaktivitetskompensation med styrstavarna,dvs utan ökning av relativa antalet styrstavar.

Betydelsefulla förbättringar har gjorts i säkerhetsrelaterade hjäipsystem, vilketbehandlas i Kapitel 8.

Tabell 4.1Jämförelse av data för svenska kokvattenreaktorer. Källa: ref 402

Parameter

REAKTORTANK

KonstruktionstryckKonstruktionstempTotal viktInre höjdInre diameterVäggtjocklek, kolstål

TERMOHYDRAULIK

Termisk effektÅngflödeKylflödeDrifttryckMatarvattentemperaturUnderkylning i härdin-

loppÅnghalt i h.irdutloppEffekttäthet i bränsle

Enhet

MPa°C

kgmmmm

MWkg/skg/sMPa°C°C

vikts-%kW/kgU

OI

8.5300405 • 1 0 '17.65.0125

1 3756406 9007.016011

9.817.3

Oil

8.5300655 • 10 '20.O5.2126

1 7008506 0707.018014

14.421.5

Fl

8.5300740 • 10 '21.26.4154

2 7001 34510 4007.018013

13.222.1

F3

8.53(X)

760 1 0 '20.86.4150

3 (XX)1 62011 4007.02158.3

14.523.7

88

Parameter

Värmeöverföringsyta ihärdenYtvärmeflöde. medelYtvärmeflöde, maxLinjär effekt, medelLinjär effekt, maxTotal formfaktorMinsta marginal till kri-tisk kanaleffekt

REAKTORHÄRD

BränsleBränslevikt, totalBränslets densitetMax UOj-tempcraturAntal bränslepatronerPatronvikt inkl boxBränslevikt per patronAntal bränslestavar/ pat-ronBränslei^igdBränslets ytterdiameterKapslingstjocklekAntal kutsar per stavKutsdiameter (kall)Kutslängd (kall)

StyrstavarStyrstavar, antal

slagfängdbreddlängd

Absorbatordel, längdTotal vikt av en styrstav

NeutrondetektorerAntal fasta detektorerAntal fasta dctektorson-derTotalt antal detektorson-der

Enhet

nr

MW/nrMW/m:

kW/mkW/m--

kgUkgUO:/m'°C-

kgkgU-

mmmmmm-mmmm

-rnmmmmmmmkg

PRIMÄRA PROCESSYSTEM

Hu vudcirkulatia nssystemAntal huvudcirkula-tionskrctsarAntal inbyggda pumparMassflöde per pumpPumpeffekt

HuvudångledningarAntal huvudångledningarKonstruktionstryckKonstruktionstempRördiameter

-kg/skW

-MPaC

mm

OI

3 997

0.330.9513.136.62.701.7

74.9 • II)3

10.4 • K)3

1 600448290177.263

3 65012.25/11.750.8024310.47/9.9715

1123 6502726 3833 646140

9223

27

4

-

1 725700

2H.f,300650

Oil

4 028

0.411.0515.540.42 521.4

81.0- 10'10.5 • 10'1 700444307182.563

3 71212 25/11 750.7424710.58/10.0815

1093 6502726 3833 646134

9624

32

4

.

1 500r'Ml

48.53(K)500

Fl

6 080

0.431.0816.341.42.521.4

122.3 • 10 •'

10.5 10'1 800676306180.963

3 68012 25' l t 7S0.8024510.46/9.9615

1613 6502726 3833 646134

14436

48

_

81*300620

48.5300600

F3

6 2 %

0 461.0817.541.52.351.3

126.3- K)1

10.5 • 10'1 800700315180.963

3 68012 25/11 7<0.8024510.46/9.9615

1693 6502126 8723 646140

14837

49

_

81 425650

48.5300600

Parameter

AvbldsningssystemAntal avblasningsventiler

Total kapacitet

Enhet

-kg/s

R E A K T O R I N N E S L U T N 1 N G

iionstruktionstryekAbsolut tryckUndertryck

Reaktorrum, fri volymBassängrum, fri volym

Kondensaiionsbassäng.vattenvolymKonstruktionstemp. re-aktorrumKonstruktionstemp. bas-

sängrumMax läckagehastighet.fri volym

T U R B I N G E N E R A T O R

Nominell effektGeneratorvarvtal

AdmissionstrvckDumpkapacitetHuvudkondensor . kylka-

pacitet

MPaMPam1

m 'm '

°C

°C

ri <'d

MWrpmMPar'r

MW

Kondensal- och mavasxsiemMatai vattenflödeAntal kondensatpumpar

Antal muvi'.pumpur

E L K R A F T S Y S T E M

Antal stationsiransfor-matorerAntal starttransformato-

rerAntal dieselgencratorerAntal dieselsäkradt ske-

nor

kg/S--

-

-

--

OI

161 IXK)

0.450.05

3 460

1 8601 950

150

110

1

4603 (KJO

6.80100875

64033

1

1

23

Oil

201 250

0.50

0.055 1152 9601 940

170

157

1

6003 (XM)

6.781001 090

85033

1

1

22

Fl

111 070

0.550.05

4 3203 560

3 050

180

150

1

2 • 4703 (KK)6.70KKI2 • 870

1 3452 • 3

2 • 3

1

I

44

F3

161 870

0.600.05

5 5622 7753 000

172

150

1

1 0401 5006.70HK)2 000

1 62033

1

44

Referenser401 Så här fungerar en kokvattenreaktor

InformationsskriftRådet för Kärnkraftsäkerhet (1981)

402 Oskarshamnsvcrkets Kraftgrupp ABOskarshamnsverkets Aggregat 3Preliminary Safety Analysis ReportAsea-Atom (1974)

90

403 Säkerhetsstudie Forsmark 3Dsl 1978.3

404 B. KjellströmVärme- och strömningsteknikStudsviks Kompendier 10.4 Del 2 (1976)

405 R.T. Lahey. Jr. E.J. MoodyThe Thermal Hydraulics of a Boiling Water ReactorAmerican Nuclear Society (1977)

406 Power control capability of the Asea-Atom BWR 75Technical Information 7 Asea-Atom

5 TRYCKVATTENREAKTORN

Tryckvattenreaktorn är den vanligast fö> . .imande reaktortypen i dagenskärnkraftveik. Principkonstruktionen .nsamma för olika reaktortillver-kare, men det finns vissa skillnader i d taljutformningen. Här beskrivs huvud-dragen för reaktorer av Westingh >n --typ, som i Sverige representeras av Ring-hals 2, 3 och 4. Beskrivningen gränsas i detta kapitel till komponenter ochsystem som är väsentliga fö' >' . normala driften. Säkerhetsanknutna hjälpsys-tem behandlas i Kapitel V ' oljer i stort sett samma disposition som i föregå-ende kapitel för att un' • .ua jämförelse med kokvattenreaktorn. Turbingene-ratoranläggning och t .aftsystem är oberoende av reaktortyp. Beskrivningeni avsnitt 4.4 och 4/- ar därför tillämplig även för tryckvattenreaktorn.

5.1 Reaktortank med interna delarTryckvattenreaktorn har en mera kompakt härd och ett högre reaktortryck änkokvattenreaktorn. Eftersom vattnet inte kokar i härden saknas utrustning förangavskiljning i reaktortanken. Tanken tär därför lägre höjd, mindre diameteroch tjockare vägg än för motsvarande kokvattenreaktor. Typiska värden (Ring-hals 3) är: total höjd 13.0 m, inre diameter 3.99 m, väggtocklek 200 mm och vikt330 ton.

Figur 5.1 visar en genomskärning av en ;ypisk reaktortank med interna delar.Tanken innehåller härd och härdstomme, styrstavar med ledrör samt instru-mentering. Den har stutsar för kylvattenledningar, styrstavar och härdinstru-ment. Tanken har ett av tagbart lock. som fäster med ett avtätat bultförband.

5.1.1 Härd och härdstomme

I Ringhals 3 och 4 har härden 157 bränslepatroner, var och en innehållandeI7x 17 stavpositioner. Ett tvärsnitt av härden visas i Figur 5.2. Bränslepationer-na saknar höljerör varför viss kylmedelstransport kan ske tvärs bränslepatro-nerna. Härden omges av en baffelplat som är fäst i en moderatortank.

I 24 stavpositioner per bränslepatron finns ledrör i stället för biänslestavar. Iungefär en tredjedel av bränslepatronerna kan s V.fin$erstyrstavar löpa in i led-rören uppifrån. I de patr* ner som inte har styrstavar är ledrören tomma ochpluggade eller innehåller fasta stavar med brännbar absorbator i form av bor-glas. Den centrala ledrörspositionen kan utnyttjas för detektorsonder som in-förs underifrån.

92

Styrstavsledrör —

Drivaxel

Inlopp

Övre härdplåt

Termisk skydd

Moderatortank

Baffelplät

Undre härdplåt

övrestödplåt

Utlopp

Hard

Styrstavar

Undrestodplät

Figur 5.1Reaktortank för trvckvattenreaktor.

Härdstommen bestar huvudsakligen av en övre och en undre stödkonstruktionmed modiMatoitank och tcrmiskt skydd. Det övre härdstödet tjänstgör somstöd och fixering av bränslepatronernas övre del och som skydd och styrning torstyrstavarna. Det undre härdstodet bär upp härd. moderatortank och termisktskydd. Moderatortanken skiljer härden frän området närmast reaktortankensvägg. Det termiska skyddet är till for att dampa stialningeii frän härden ochdärmed skydda reaktortanken mot alltför höga värmespänningar.

9.1

5.1.2 Styrstavar och drivdon

Varje styrstav består av en absorbatordel och en drivaxel som ar ansluten tilldrivdon ovanför reaktortanken. Absorbatordelen har formen av ett stavknippesom går in i bränslepatronens ledrör. Figur 5.3. Varje absorbatorstav innehålleren legering av silver, indium och kadmium i ett rör av rostfritt stal. Det finnstvå typer av styrstavar, dels sådana som till hela sin längd innehåller den starktneutronabsorberande legeringen, dels sådana som endast till en del av längdenär starkt absorberande. De hellänga stavarna används främst för reaktorav-stängning. De flesta är vid normal drift helt utdragna ur härden. De dellangastavarna används för att åstadkomma en stabil och axiellt jämn effektfördelningi härden.

De hellänga styrstavarnas drivmekanism är av typen magnetisk spärr. Spärrar-na styrs av tre magnetspolar. Vid snabbstopp bryts den elektriska strömi,. -n tillspolarna, och styrstavarna faller av sin egen tyngd in i härden. De dellanga sta-varnas drivdon är av elektromekanisk typ.

5.1.3 Instrument

Härdinstrumenten bestå, av termoelement som mäter kylvattnets utloppstem-peratur i vissa bränslepatroner samt rörliga miniatyrdetektorer tor neutronflö-det i härden. Termoelementen förs in genom ledrör uppifrån och neutrondetek-torerna pa motsvarande sätt underifrån. Härdinstrumenten ger information

94

Bränsle- n,

stav 1

Figur 5.3Bränslepatron med fingerstyrstav för tryckvattcnrcaktor.

som kan användas för att beräkna utbränning samt för att uppskatta kylflödetsfördelning i härden.

För kontinuerlig övervakning av fissionshastigheten och därmed den nukleäraeffekten används ett system baserat på mätning av läckageflödet av neutronerfrån reaktorn. Systemet omfattar i typiska fall två SRM-, två IRM- och fyraPRM-mätkanaler med detektorer placerade utanför reaktortanken i reaktornsstrålskärm.

5.2 PrimärsystemReaktorns primärsystem består av reaktortanken och anslutande kylkretsar.Svenska tryckvattenreaktorer har tre parallella kylkietsar, Figur 5.4. Varjekrets innehåller en cirkulationspump och en anggenerator med tillhörande rör-ledningar. Systemet innehåller också en tryckhållningstank.

Ångutlopp

Matarvatteninlopp A Tryckhållnings-

tank i

Anggene-rator

Huvudcirkulations-pump

Figur 5.4Primärsystem för tryckvattenreaktor.

5.2.1 CirkulationssystemKylvattnet kommer in i reaktortanken genom inloppsstutsar och strömmar ned-åt pä båda sidor om det termiska skyddet i området mellan moderatortank ochreaktortank. Det vänder i botten av reaktortanken och strömmar upp genomdet nedre härdstödet där det fördelas jämnt över inloppet till härden. Efter attha passerat härden leds kylvattnet ut genom stutsar i moderator- och reaktor-tank. Alla inlopps- och utloppsstutsar ligger ovanför härdens övre kant, vilketgör det lättare hålla härden vattentäckt och kyld i händelse av ett rörbrott ikylkretsen.

Kylvattnets massflöde och temperatur anpassas så att härden får önskade ter-mohydrauliska prestanda och balans råder mellan tillförd värme i härden ochavgiven värme i ånggeneratorerna. I Ringhals 3 är det totala kylflödet 12 860kg/s och kylvattnets inlopps- och utloppstemperatur 284 och 323°C vid ett drift-tryck av 15.5 MPa. Kylvattnets stora värmekapacitet gör att små obalanser itillförd och avgiven värme lätt dämpas.

Motor

Pumphus Koppling

Tätnings- isystem

Diffusor 'Pumphjul

Pumphus

InloppFigur 5.5Huvudcirkulationspump för tryckvattenreakcor.

15.5MPa

97

Cirkulationspumparna är placerade på inloppssidan till reaktortanken, i kyl-kretsens "kalla ben". Pumparna är vertikala enstegspumpar av centrifugaltyp.Figur 5.5 visar en sådan pump för ett volymflöde av 5.7 m Vs och en tryckupp-sättning av 0.8 MPa. Den har luftkyld motor med oljesmorda lager. Det innebäratt höga krav ställs på tätningen mellan pumphuset och motorn.

Axeltätningen består av tre mekaniska tätningar i serie. För att hålla en måttligtemperatur vid pumpens lager, som är vattensmort, och vid tätningarna försespumphuset med kylvatten som strömmar genom en värmeväxlare omedelbartovanför pumphjulet. Vidare pumpas tätningsvatten in vid högt tryck ovanförvärmeväxlaren och strömmar dels uppåt längs axeln mot tätningarna dels nedåtför att minska strömningen av hett vatten från huvudkylkretsen mot lagret ochtätningarna.

Pumpmotorn är försedd med svänghjul för att minska de termohydrauliska ef-fekterna vid avbrott i motorns elförsörjning. Kylkretsarna är anordnade meiånggeneratorerna placerade på en högre nivå än reaktorn för att underlätta na-turlig cirkulation av kylvattnet. Vid elbortfall snabbstoppas reaktorn och dennaturliga cirkulationen sörjer för att eftervärmen kyls bort så att härden inteöverhettas.

5.2.2 Tryckhållning

Reaktortanken är helt fylld med vatten vid normal drift. Den enda fria vatten-ytan i primärsystemet finns i tryckhållningstanken. Tryckhållarens uppgift är attreglera reaktortrycket och att möjliggöra volymändringar utan att besvärandetryckvariationer uppstår. Principutformningen framgår av Figur 5.6. Den undre

Vatten-sprinkling

Tryckhållnings-tank

Avb låsning

Elpatron

Figur 5.6Princip för iryckhållning i en tryckvattenreaktor.

98

delen av tryckhållningstanken är fylld med mattat vatten och den övre medangå. I botten finns en elvärmare och i den övre delen strildysor för vattenin-sprutning.

Tryckhallaren är ansluten till en hög punkt i kylkretsens varma ben. Trycketregleras genom ökning eller minskning av ångkudden. Om trycket sjunker i pri-märsystemet slås elvärmen automatiskt på varvid ånga produceras som kom-penserar trycksänkningen. Om trycket ökar utlöses insprutning av vatten frånsystemets kalla sida så att ånga kondenserar och tryckökningen motverkas. Omtrycket överstiger ett bestämt värde öppnar avbläsningsventiler i toppen avtryckhållningstanken och blåser ånga till en särskild tank.

5.2.3 Ånggeneratorer

Ånggeneratorerna i Westinghouse-reaktorer är av s k U-rörstyp. Principkon-struktionen visas i Figur 5.7. Det varma reaktorvattnet har sitt inlopp nära bot-ten, passerar genom flera tusen U-formade tuber och lämnar ånggeneratorn paungefär samma nivå som inloppet. På sekundärsidan strömmar vatten ner ge-nom en fallspalt utanför tubknippet, vänder vid tubplattan och strömmar sedanuppåt genom tubknippet på utsidan av tuberna, varvid en del av vattnet föräng-as. Ånga avskiljs i ångseparatorer, torkas i fuktavskiljare och leds till turbinen.Det avskilda vattnet blandas med inkommande matarvatten och strömmar nergenom fallspalten.

En ånggenerator är cirka 20 m hög och har en ytterdiameter av ungefär 4.5 m idtn övre delen av manteln. Drifttrycket är 6 MPa. Tubernas värmeöverförandeyta är i Ringhals 3 och 4 cirka 4 500 m : och angflödet drygt 500 kg/s.

Detaljutformningen skiljer sig något i olika modeller av änggeneratorer. Ring-hals 3 och 4 har matarvatteninloppet i nedre delen av manteln nära tubplattan.Vattnet strömmar in vinkelrätt mot tuberna i en förvärmarsektion i tubknippetskalla ben. I änggeneratorer av denna modell uppträdde skador pa tuber i för-värmarsektionen. Skadorna berodde på nötning i samband med strömningsin-ducerade vibrationer.

Ånggeneratorerna tillverkas huvudsakligen av kolstäl med en beklädnad avrostfritt stål på primärsidan. Tuberna utförs av Inconel, en nickelbaserad lege-ring med hög korrosionsresistens. Tuberna är infästa i bottenplattan och stödsi sidled av flera horisontella stödplåtar längs tubknippets höjd. Läckage fränprimal- till sekundärsidan genom defekta ånggeneratortuber har uppträtt i fleratryekvattenreaktorer. Området omkring tubplattan är speciellt känsligt för oli-ka typer av skador.

Ångledningsstuds

Fuktav-skiljare

. Ångsepa-rator

Matar- -vi vatten

studs

Vatten

- Stödplåt

Baffel-- - plåt

___ Tub-knippe

Primär-vatten-Inlopp

Botten-platta

Mellanvägg

Primärvattenutlopp

! ! I! J - = !' ' Il !

Hr#<---Hr

Figur 5.7Principutformning av ånggenerator.

5.3 ReaktorinneslutningReaktorinneslutningen är en gastät, tryckhållfast byggnad som omger reaktornsprimärsystem. Den bildar strålskärm kring reaktortank och ånggeneratorer och

100

skall förhindra spridning av radioaktiva ämnen til) omgivningen. Rörsystemsom går igenom inneslutningen är försedda med ventiler, s k skalventiler.

5.3.1 Enkel torrinneslutning

För tryckvattenreaktorer har man i allmänhet s k torrinneslutning. Den har be-tydligt större volym än en tryckdämpningsinneslutning för kokvattenreaktorneftersom den förutom reaktortank och huvudcirkulationspumpar också inne-håller ånggeneratorer och tryckhållningstank, Figur 5.8. Inneslutningen utgör

Reaktorinneslutningensbetongvägg

Huvudcirkulationspump

1 Reaktortank

60 m

Figur 5.8Reaktorinneslutning för svensk tryckvattenreaktor.

101

också fundament för taktraversen med vilken man kan lyfta reaktortanken. Ef-tersom inneslutningen är mycket stor kan den motstå tryckökningar på grundav läckage eller brott i primärsystemet. Det behövs ingen kondensationsbas-säng. Inte heller behöver man fylla inneslutningen med kvävgas eftersom denvätgas som kan bildas vid haveri späds ut så mycket att knallgasexplosion ärosannolik.

Svenska tryckvattenreaktorer har torrinneslutningar i förspänd betong med in-gjuten tätplåt. Volymen är 58 000 m 3 och konstruktionstrycket 0.4-0.5 MPa.Väggarna utgörs av en 55 m hög betongcylinder med inre diametern 35.4 m ochväggtjockleken 1.1m. Inre betongkonstruktionen består av strålskärmar kringreaktortank, huvudcirkulationspumpar och ånggenerator samt av bjälklag.

Alla ledningar som går genom inneslutningens tryckbärande vägg har en inreoch en yttre skalventil. Med dessa Kan inneslutningen vid behov stängas av föratt förhindra läckage av radioaktiva ämnen. För kylning av utrustning innanförinneslutningen finns ett slutet ventilationssystem med fläktar och vattenkyldavärmeväxlare. Ingen inneslutningsluft släpps ut vid normal drift.

Vid rörbrott innanför inneslutningen kyls inneslutningsatmosfären av vattensom sprutas in genom strildysor i inneslutningens tak. Inneslutningssprinklingentar vatten från en sump i botten av byggnaden och bildar således ett slutet sys-tem. Vattnet kyls via värmeväxlare till yttre värmesänka.

5.3.2 Andra inneslutningskonceptTyska tryckvattenreaktorer har en dubbel inneslutning. Den består av en inretryckhållfast sfärisk del av stål och en yttre halvsfärisk del av betong. Figur 5.9.Utrymmet däremellan avsugs med ett ventilationssystem och hålls vid under-tryck. Mindre läckage i den inre inneslutningen kan därigenom filtreras innande når omgivningen.

En annan variant är iskondensorinneslutningen, som lanserats av Westing-house. I den används is som värmesänka för utläckande ånga från primärsyste-met. Isen förvaras i utrymmen runt inneslutningens vägg. Härigenom begränsastryckstegringen vid ett eventuellt rörbrottshaveri. Inneslutningens konstruk-tionstryck och volym kan göras mindre än för en vanlig torrinneslutning.

5.4 ReglersystemTryckvattenreaktorn har naturligt stabila effektregleregenskaper. Om belast-ningen på turbingeneratorn ökar, ökar värmeuttaget på ånggeneratorernas se-kundärsida och temperaturen på primärsidan sjunker. Den lägre moderator-temperaturen åstadkommer en ökning av reaktiviteten och därmed av den nu-kleära effekten som svarar mot det ökade effektuttaget. För att anpassa tillförd

102

1234567

Figur 5.9

Reaktortank

ÅnggeneratorTryckhållningstank

Styrstavar

Inre inneslutningYttre inneslutningNöd kylsystem

89

10111213

VolymreglersystemAvgassystemFilterSkorstenTill turbinFrän matarvattenpump

Reaktorinneslutning för tysk tryckvattenreaktor.

och avgiven effekt till varandra under olika driftförhållanden fordras flera reg-lersystem. De viktigaste reglerparametrarna är:

- reaktorns reaktivitet

- kylvattnets volym

- vattennivån på ånggeneratorernas sekundärsida

- ångflödet till turbinen

Reglering av reakturtrycket har berörts tidigare i avsnitt 5.2.2.

103

5.4.1 Realdivitetsreglering

För snabb reaktivitetsreglering används hellånga styrstavar. En grupp av dessaär delvis införda i härdan, och genom ändring av deras lägen kan variationer ireaktorns effekt och temperatur snabbt kompenseras. Övriga hellånga styrsta-var befinner sig vid normal drift helt ute ur reaktorn och används endast föravstängning av reaktorn.

Långsamma reaktivitetsvariationer, t ex sådana som beror på bränslets utbrän-ning, kompenseras genom ändring av halten bor löst i reaktorvattnet, s k kemiskreaktivitetsreglering. Bor är ett starkt neutronabsorberande ämne och löses ivattnet i form av borsyra. Borhalten är högst i början av en driftcykel strax efterett bränslebyte.

Den kemiska reaktivitetsregleringen erbjuder också en av styrstavarna obero-ende metod att stänga av reaktorn, om än långsamt verkande. Vid start av reak-torn regleras borhalten för att kompensera reaktiviteten i den avstängda reak-torn från rumstemperatur till drifttemperatur. Därefter används styrstavarnaför att ta upp reaktorn i effekt.

5.4.2 Volymreglering

Volymreglersystemet har till uppgift att:

- utjämna volymsvariationer på grund av ändringar i reaktorvattnets tempera-tur

- spädmata reaktorn vid små läckage i primärsystemet

- reglera borhalten i reaktorvattnet

Systemet innehåller bl a en volymkontrolltank och tre parallella laddpumparsamt förrådstankar för borsyra och dejonat (kemiskt rent vatten). Volymkon-trolltankens vatteninnehåll regleras så att önskad vattenvolym vidmakthålls iprimärsystemet. Spädvattnets sammansättning regleras så att önskad borhalterhålls i reaktorvattnet.

Systemet styrs manuellt från kontrollrummet. Den normala driftformen är"automatisk spädmatning". Då blandas borsyra och rent vatten (dejonat) tillsamma sammansättning som reaktorvattnets. Blandningen tillförs laddpum-pens sugsida. Spädmatningen upphör då vattennivån i kontrolltanken nått öns-kad höjd. Övriga driftformer är "utspädning" och "borering". Då tillförs dejo-nat respektive koncentrerad borsyra med önskad hastighet och till bestämdmängd.

5.4.3 Matarvattenreglering

Matarvattenregleringens uppgift är att anpassa matarvattentillförseln till ångge-neratorerna mot ångflödet till turbinen. Det sker genom reglering av vattenni-vån på ånggeneratorernas sekundärsida.

104

5.4.4 Effektreglering

Vid normal drift anpassas generatoreffekten till nätets behov genom regleringav turbinpådraget, så att turbingeneratorns varvtal hålls konstant (frekvensreg-lering). Reaktorns effekt anpassas till turbineffekten, dvs reaktorn är slav tillturbinen (jfr 4.5.4). Huvudcirkulationspumparnas varvtal är konstant. Styrstav-arnas läge justeras automatiskt så att reaktorvattnets genomsnittstemperaturhålls konstant inom cirka 30-100 % av nominell effekt.

Vid driftfall då ångproduktionen är större än ångflödet genom turbinen, ledsöverskottsångan direkt till turbinkondensorn via dumpventiler. Dumpningska-paciteten är tillräcklig för att styra ned effekten från fullast vid nätbortfall. Omreaktoreffekten inte kan följa nätets effektbehov kan man med hjälp av en ång-tryckregulator reducera turbineffekten så att ett minsta ångtryck inte under-skrids.

5.5 Data för svenska tryckvatten reaktorer

Vi sammanfattar beskrivningen av tryckvattenreaktorn med en tabell för desvenska 'ryckvattenreaktorerna:

- Ringhals 2, driftsätt 1975. effekt 800 MW

- Ringhals 3. driftsätt 1980, effekt 915 MW

Ringhals 4, som startade 1982, har samma data som Ringhals 3.

Tabell 5.1Data för svenska tryckvattenreaktorer.

Parameter

REAKTORTANKDrifttryckDrifttemperaturTotal viktTotal höjdInnerdiameterVäggtjocklek inklbeklädnad

TERMOHYDRAUUKTermisk effektÅngflödeKylflödeDrifttryckMatarvattenteniperatur

Enhet

MPa°Ckgmmmm

MWkg/skg/sMPa°C

R2

17.1343327 • 10'13.03.99200

2 4401 33312 64015.4221

R3/4

17.1343330 • 103

13.03.99200

2 7831 52!12 86015.5221

105

Parameter

Temperatur för in-kommande kylmedelTemperatur för utgåendekylmedelEffekttäthet i bränsleLinjär effekt, medelLinjär effekt, max

REAKTORHÄRDBränslevikt, totaltAntal bränslepatronerAntal stavpositioner/patronBränslelängdBränslestav, ytterdiameterKutsdiameter

STYRSTAVARAntal styrstavarAnti'1 absorbatorer/styrstav

PRIMÄRSYSTEMHuvudcirkulationssystemAntal huvudcirkulations-kretsarAntal huvudcirkuiations-pumparVolymflöde per pumpUppfordringshöjd

TryckhållningstankAntalViktTotal höjdYtterdiameterFri volymUppvärmningseffekt

ÅnggeneratorerAntalViktTotal höjdYtterdiameter, överdelYtterdiameter, underdelDrifttryck, mantelsidaVärmeöverföringsytaÅngflöde

Enhet

°C

°C

kW/kgUkW/mkW/m

kgU--mmmmmm

--

-

-

m/sm

-kgmmm 1

MW

-kgmmmmmMPam2

kg/s

R2

289

323

35.820.252.6

68.2 • 10 -1

15715x153 65810.79.1

5320

3

3

5.6678

186 • IG'12.82.3536.81.3

3296 • 10 3

19.04 4643 4306.03 388444

R3/4

284

323

38.417.038.7

72.4- 103

15717x173 6589.58.2

5324

3

3

5.6681.2

181 • 10'13.02.3539.61.4

3312 • 103

20.64 4753 4506.04 457507

106

Parameter

ReaktorinneslutningVolymMax tryckMax temperatur

TURBINGENERATORBruttoverkningsgradNominell effekt, nettoNettoverkningsgradÅngflödeFukthalt i primärångaTryck/temperatur

före högtrycksturbinefter högtrycksturbini kondensorn

GeneratorvarvtalKylvattenflödeDumpningskapacitetAntal generatorerKlämeffektMärkspänningMärkeffektEffektfaktor

ELKRAFTSYSTEMHuvudtransformatorAntalMärkspänningMärkeffekt

StalionstranformatorerAntalMärkspänningMärkeffekt

StarttransformatorerAntalMärkspänningMärkeffekt

DieselgmeratorerAntalMärkspänningMärkeffekt

Enhet

m'MPa°C

%MW%kg/s%MPa/°C

rpmrn-Vs%-MWkVMVA-

-kVMVA

-kVMVA

-kVMVA

•

kVMVA

R2

58 0000.5150

35.380032.82 • 666.5

0.32

5.9/2750.6/1580.004/283 0002 • 17.09022 • 43019.55080.85

220.5/438500

219.5/6.8/6.840/25/25

1145/6.9/6.950/40/20

46.93.4

R3/4

58 0000.4150

34.590032.32 • 759.70.40

5.9/2750.7/1630.004/293 0002-21.49022-49021.5576.50.85

222.6/438.5500

221.5/6.8/6.850/25/25

1145/68/6.850/25/25

46.93.45

107

Referenser

501 Så här fungerar en tryckvattenreaktorInformationsskriftRådet för Kärnkraftsäkerhet (1981)

502 Ringhals Kraftstation, Aggregat 3,Preliminary Safety Analysis ReportStatens vattenfallsverk (1971)

503 D. SmidtReaktorsicherheitstechnikSpringer-Verlag, Berlin-Heidelberg- New York (1979)

504 B. KjellströmVärme- och strömningsteknikStudsviks kompendier 10.4 Del 2 (1976)

505 L.S. Tong, J. WeismanThermal Analysis of Pressurized Water Reactors, Second Edition,American Nuclear Society (1979)

506 Deutsche Risikostudie KernkraftwerkeVerlag TUV Rheinland (1980)

108

6 RADIOAKTIVITET OCK STRÅL-SKYDD

Källan till kärnkraftens säkerhetsproblem är de radioaktiva ämnen som bildasi reaktorn under driften. För att förstå problemen måste man känna betingelser-na för dessa ämnens uppkomst och verkningar. Vi inleder detta kapitel meden översikt av några grundläggande begrepp. Därefter beskrivs de radioaktivaämnenas produktion, frigörelse och spridning i reaktoranläggningen dels vidnormal drift och dels vid kapslingsskada, dvs med skadad men geometriskt in-takt härd. Frigörelse och spridning av radionuklider vid smält och raserad härdbehandlas i kapitel 11. I avsnitt 6.6 beskrivs renings- och av skiljningssystem ochi 6.7 strålskyddsverksamhet.

6.1 Grundbegrepp6.1.1 Radioaktiv omvandling

Radioaktivitet innebär att en instabil atomkärna, en radionuklid, spontant om-vandlas genom utsändning av strålning. Radioaktiviteten upptäcktes först i vis-sa tunga grundämnen som visade sig vara naturligt radioaktiva. Strålningenklassificerades i tre grupper, alfapartiklar, betapartiklar och gammastrålning. Iregel utsänds betapartiklar, för de tyngsta grundämnena alternativt alfapartik-lar. En radionuklid kan inte emittera bade alfa- och betapartiklar, men gam-mastrålning kan åtfölja både alfa- och betastrålning.

Alfapartiklar är heliumkärnor som innehåller tvä protoner och tvä neutroneroch alltså är positivt laddade. Betapartiklar är positivt eller negativt laddade el-ektroner som uppstår vid omvandlingen av en neutron till en proton (eller viceversa) inom en kärna. Alfapartiklar emitteras med en bestämd energi, karakte-ristisk för radionukliden ifråga, betapartiklar har ett spektrum av energier upptill en maximal energi typisk för den radioaktiva kärnan. Gammastrålning ärelektromagnetisk strålning liknande röntgenstrålning men med högre energi.

När en alfa- eller betapartikel utsänds, ändras kärnans kemiska identitet. Dot-ternukliden kan själv vara instabil. Det uppstår dä en radioaktiv sönderfallsked-ja som slutar med en stabil nuklid. Det finns tre sådana naturliga sönderfallsked-jor som börjar med U2W. U21- och Th2'2 och slutar med Pb:'"\ Pb2"7 och Pb2IIK.

Genom den radioaktiva omvandlingen minskar mängden radionuklider. Dentid det tar för en viss mängd att minska till hälften kallas halveringstid. Halve-ringstiden är karakteristisk för radionukliden ifråga. Den kan variera från brak-delar av sekunder för kortlivade nuklider till miljoner ar för långlivade.

Med aktiviteten för en radionuklid menar man sönderfallsraten, dvs antaletkärnomvandlingar per sekund. Aktiviteten är proportionell mot antalet radio-aktiva atomkärnor och omvänt proportionell mot halveringstiden:

A = 0 . 6 9 3 ^ (ekv 6.1)Ti;

109

där

A = aktivitetenN = antalet kärnorTi: = halveringstiden

För aktivitet används enheten becquerel (Bq). varvid 1 Bq = 1 kärnomvandlingper sekund. En tidigare och alltjämt vanlig enhet är curie (Ci), där 1 Ci =3.7-10'" kärnomvandlingar per sekund. 1 Ci betecknade ursprungligen aktivite-ten hos ett gram radium.

6.1.2 Joniserande strålning

När alfa- och betapartiklar och gammastrålning träffar materia, absorberasderas energi och materialet kan förändras och skadas. I allmänhet orsakas tretyper av skador:

- omvandling av atomer till andra Momslag som själva kan vara radioaktiva

- förflyttning av atomer från sina normala lägen i materialets struktur

- jonisation, dvs loss-slitning av elektroner frän atomer i materialet och ska-pandet av jonpar i den laddade partikelns väg

De båda förstnämnda fenomenen hänger samman med direkt växelverkan mel-lan infallande partiklar eller strålning och materialets atomer. Därför är neutro-ner, som ju saknar laddning, speciellt effektiva att åstadkomma dessa typer avstrålskador. Sådana effekter måste beaktas vid konstruktion av reaktortankaroch komponenter i härden (jfr 3.5.2).

Gammastrålning är elektriskt neutral och kan inte jonisera direkt. Däremot kanden åstadkomma indirekt jonisation genom kollisioner med laddade partiklarsom därmed sätts i rörelse. För alfa- och betapartiklar är direkt jonisation dendominerande mekanismen. Större delen av de jonpar som härvid bildas, åter-förenas igen och ger då upphov till värme. Det är bl a genom sädan rekombina-tion som kärnenergi i form av rörelseenergi hos fissionsprodukter omvandlastill värme i reaktorbränslet.

Båda alfa- och betapartiklar har låg genomträngningsförmäga och stoppas lättav förhållandevis små mängder materia. Figur 6.1. Alfapartiklar har en kort,rak bana med hög jontäthet längs spåret. Räckvidden i luft är några centimeter.Betapartiklar sprids lätt på grund av sin mindre massa och laddning och far enicke-linjär bana med lägre jontäthet. Räckvidden i luft är av storleken meter.Gammastrålning är mycket mera genomträngande och kan endast stoppas ge-nom tjocka strålskärmar.

Den energi som absorberas per massenhet av ett material kallas stråldos ellerabsorberad dos. Enheten för stråldos är 1 gray (Gy) som motsvarar en energiab-sorption av 1 joule per kilogram. En äldre enhet ärrad, varvid 1 rad = 0.01 Gy.

110

<* li Y a

I 11<> ;J Y

Papper Aluminiumplåt Tegelsten

Figur 6.1Genomträngningsförmåga för alfa-, beta- och gammasträlning.

6.1.3 Biologiska verkningarAllvarliga skador kan uppstå när joniserande strr.lning träffar levande vävnad.Man skiljer mellan tidiga (akuta) och sena skador. Tidiga skador uppstår när såmånga celler har skadats att en vävnad eller ett organ inte kan fungera normalt.För sådana skador finns ett tröskelvärde på stråldosen. under vilket ingen skadaframträder. Nedanför tröskelvärdet svarar reparationsmekanismer för att ska-dade celler återställs. Ovanför tröskelvärdet ökar skadornas allvarlighet medstråldosen.

Sena skador uppstår genom att strålningen ger upphov till celler som inte uppförsig normalt, t ex genom förändringar i den genetiska koden. Sådana skador upp-träder slumpartat men med en frekvens som ökar med stråldosen. Skadans all-varlighetsgrad är oberoende av stråldosen. Till de sena strälskadorna räknas le-ukemi och annan cancer samt ärftliga skador.

Olika strålslag kan ha olika biologisk verkan även om den per massenhet ab-sorberade energin, dvs stråldosen (uttryckt i grav), är densamma. Det samman-hänger med bl a jontätheten längs banspåret. För att kunna jämföra och adderadoser av olika strålslag har man infört kvalitetsfaktorer. Definitionsmässigt sät-ter man kvalitetsfaktorn O = 1 för gammasträlning. Även för betastralning an-vänds vanligen 0 = 1 . vilket innebär att gamma- och betastralning antas hasamma biologiska verkan för samma absorberade dos. För alfastralning och ne-utronstrålning är O > 1. Värdet beror på strålningens energi och pa vilken typav skador som avses.

Om värdet på den absorberade dosen av ett visst strålslag multipliceras med sinkvalitetsfaktor får man den s k dosekvivalenten. Enheten för dosekvivalent ärdensamma som för absorberad dos, nämligen joule/kg. men för att undvikamissförstånd använder man benämningen sievert* (Sv) för dosekvivalenten.Rekommendationer av högsta tilllåtliga dosgränser anges vanligen i sievert. Linäldre enhet som alltjämt används är rem. varvid 1 rem = 0.01 Sv.

* Efter den svenske stialskyddsfysikern Rolf Sievert (

Ill

Dosbidraget från en viss radionuklid kan beräknas med kännedom om aktivite-ten och det sätt varpå bestrålningen åstadkoms. Bestrålningen kan vara extern,t ex gammastrålning från luftburna nuklider eller markbeläggning, eller internfrån ämnen som tillförts kroppen genom inandning eller förtäring. Den externabestrålningen drabbar hela kroppen, medan den interna företrädesvis är kon-centrerad till vissa s k kritiska organ. Man talar om helkroppsdos och organdos.

6.2 Källstyrkor6.2.1 FissionsprodukterVid fission omvandlas en kärna av uran eller plutonium till två nya kärnor.Klyvningen sker dock ime likformigt utan den ena delen har större massa änden andra. Paren fissionsprodukter är inte heller desamma vid varje klyvning.Bränsle som bestrålats i en reaktor innehåller således upp till några procent fis-sionsprodukter som består av mer än 200 olika nuklider av nästan 40 olikagrundämnen.

Figur 6.2 visar fördelningen och utbytet av olika masstal för de tre fissila atom-kärnorna, uran-233, uran-235 och plutonium-239. Det framgår att nuklider medmasstal i områdena 85-105 och 130-150 har höga utbyten. Många av fissionspro-dukterna är radioaktiva och sönderfaller genom utsändning av betapartiklar

Relativt fissionsproduktutbyte(procent av fissioner)

10.0

1.0 -

100 110 120 130 140 150 160

Fissionsproduktens masstal

Figur 6.2Utbyte av fissionsprodukter vid fission med tcrmiska neutroner. Efter ref 613.

12

och gammastrålning. Dotternuklidema kan i sin tur sönderfalla till nya dotter-produkter etc. Exempel på en sådan sönderfallskedja ges i Tabell 6.1. I dettafall samlas hela utbytet av fissionen i den mest långlivade nukliden, strontium-90.

För beräkning av mängden och sammansättningen av fissionsprodukterna i re-aktorbränsle vid godtycklig tidpunkt under och efter driften finns speciella da-torprogram. De beräknar produktionen av fissionsprodukter utgående från an-talet fissioner och utbytet per fission. Dessa fissionsprodukter följs sedan medavseende på sönderfallskedjor och neutronreaktioner. Uppbyggnaden och om-vandlingen av grundämnen tyngre än uran, s k transuraner, följs också.

Tabell 6.1Exempel på sönderfallskedja: masstalet 90 från fission av uran-235. Källa: ref602

Kedja av Utbyte vid Halverings- Utbyte efter sönderfallnuklider fission, tid av tidigare nuklider

procent

kort 0.2

1.4s 1.8

33 s 4.5

2.7 min 5.7

28 år 5.8

För överslagsberäkningar kan man använda förenklade metoder. Två ytterlig-hetsfall är härvid av intresse. Om halveringstiden för fissionsprodukten är korti förhållande till bestrålningstiden når aktiviteten ett jämviktsvärde som be-stäms av

A = 31()yP (ekv6.2)

där

A = aktiviteten i terabecquerel (1 TBq = 1012 Bq)y = utbytet i procent av fissionerP = värmeeffekten i megawatt

Ekvation 6.2 kan användas t ex för att beräkna aktiviteten för de radiologisktbetydelsefulla nukliderna xenon-133 och jod-131.

Om halveringstiden är mycket lång i förhållande till bestrålningsperioden ökaraktiviteten linjärt med tiden enligt

113

SeIen-901

Brom-901

Krypton-90

iRubidium-90

iStrontium-90

0.2

1.6

2.7

1.2

0.1

A = 2 1 0 v P — (ekv6.3)T: 2

där

t = bestrålningstidenTi ••; = halveringstiden

Ekvation 6.3 gäller approximativt exempelvis för strontium-90 och ce^um-137.

Av intresse från reaktorsäkerhetssynpunkt är sådana fissionsprodukter, somkan komma ut i omgivningen. Då måste såväl bränslekapslingen som primär-systemets och reaktorinneslutningens trycktäta skal genomträngas. Aktuellanuklider är främst gasformiga och lättflyktiga ämnen med högt fissionsutbyte,"lagom" halveringstid och relevanta radiebiologiska egenskaper. Med hänsyntill dessa faktorer kan analysen begränsas till ett fåtal nuklider. Hit hör i förstahand vissa isotoper av ädelgaser som krypton och xenon, lättflyktiga ämnensom jod, cesium och tellur samt några övriga ämnen. Några aata för dessa nukli-der är sammanställda i Tabell 6.2.

Tabell 6.2Radiologiskt viktiga fissionsprodukter (602).

Nuklider

AdelgaserKrypton-85Krypton-85 mKrypton-88Xenon-133Xenon-135

Lättflvktiga ämnenJod-131Jod-132Jod-133Jr d-135Tellur-132Cesium-134Cesium-137

ÖvrigaStrontium-90Rutenium-106Barium-140Cerium-144

Halveringstid

10.84.42.85.39.2

8.02.3

216.73.32.1

30.2

30.21.0

12.8284

årtimtimdygntim

dygntimtimtimdygnärår

årårdygndygn

Aktivitet*TBq/MWth

7.1350830

1 940410

9401 4001 9001 8001 400

14070

52310

1 800990

Strålning

beta. gamma

• *

• •

betabetabeta, gamma

* Avser innehållet i bränsle med bestrålningstid 1 000 dygn och svalningstid 0timmar.

114

Ädelgasemu är speciellt svåra att innesluta vid en reaktorolycka eftersom de ärkemiskt inaktiva och gasformiga. De fastnar inte pä ytor eller filter men rea-gerar ä andra sidan inte heller med levande vävnad eller kvarhälls i människo-kroppen. Hälsorisker kommer därför främst av extern bestrålning frän luftbu-ren aktivitet. Kritiska nuklider är krypton-85 och xenon-133, som har förhallan-devis länga halveringstider.

Jodisotoperna sänder ut enrrgirik beta- och gammasträlning. De bidrar därförväsentligt till den externa dosen från ett passerande radioaktivt moln. Den san-nolikaste transportvägen till människa är via nedfall pä gräs som betas av krea-tur vars mjölk förtärs av människor. Jod tas upp av sköldkörteln som är detorgan som får de största stråldoserna. Den kritiska nukliden AT jod-I 31 som harlängst halveringstid. Beräknade utsläpp av jod-131 har tidigare använts somstandardmått pä en olyckas allvarlighetsgrad.

Cesium påminner till sina kemiska egenskaper om kalium. Det reagerar ke-miskt med jod, vilket påverkar utsläppets storlek och sammansättning. Cesiumtas upp i kroppens muskelvävnad men utsöndras igen pa några månader. Detär en kort tid jämfört med halveringstiden för den kritiska nukliden tvsium-137.Halten i kroppen kommer därför snart i jämvikt med halten i födan. Jämvikts-värdet återspeglar intaget de närmast föregående månaderna. Mjölk och köttär viktiga transportvägar till människa. Markbeläggning av cesium är det vikti-gaste potentiella bidraget till de långsiktiga hälsoriskerna efter en reaktorolyc-ka.

Strontium-90 och rutenium-106 ger endast betastralning och är därför svårareatt mäta än t ex jod-131 och cesium-137. Elementärt strontium är till viss gradflyktigt, medan oxiden är icke-flyktig. För rutenium är förhållandet det omvän-da. Därav följer att reaktormiljöns oxidationspotential har betydelse för utsläp-pets sammansättning. Den viktigaste transportvägen för strontium-W är mjöl-ken. Kritiskt organ är skelettet. Strontium utsöndras långsamt, vilket betyderatt upptaget i skelettet hos en vuxen är ganska obetydligt och att växande barnfar den största strontiummängden. Rutenium-106 kan genom inandning ge upp-hov till sena skador på lungorna.

6.2.2 Transuraner

Transuraner är inte fissionsprodukter i egentlig mening utan bildas genom suc-cessiv neutroninfångning utgående från främst uran-238. De viktigaste transu-ranerna framgår av Tabell 6.3. Transuranerna utsänder alfapartiklar och lag-energetisk gammastrålning. De ger i allmänhet inga externdoser och anrikasinte i födoämnen på grund av sin låga löslighet. Den främsta hälsorisken ligger iinandning av resuspenderat material från markbeläggning. Pa grund av de langahalveringstiderna kan transuraner ge ett väsentligt bidrag till den langsiktiga be-folkningsdosen om de kommer ut i omgivningen i samband med en allvarlig re-aktorolycka.

De långlivade transuranerna dominerar aktiviteten i använt reaktorbränsle pamycket läng sikt, sedan fissionsprodukterna omvandlats till stabila nuklider. Di-nar därför avgörande betydelse för hälsoriskerna i samband med slutförvaring-en av kärnbränslecykelns avfall.

Tabell 6.3De viktigaste transuranerna.

Nuklider

Plutonium-238Plutonium-239Plutonium-240Plutonium-241PIutonium-242

Curium-242Curium-244

Halverings-tid år

8924 (XX)

6 58014.7

380 (XM)

0.4518.2

Aktivitet*TBq/MWth

1.30.280.31

56O.(XX)5

150.91

Strålning

alfa. gamma

••

Kritisktorgan

skelettet•-••••

mag- ochtarmkanalen

" Besträlningstid I (XX) dygn. Svalningstid 0 timmar.

6.2.3 AktiveringsprodukterAktiveringsprodukter uppstår när neutroner absorberas i reaktorns kylmedel.konstruktionsmaterial m m. Korrosionsprodukter kan frigöras till reaktorvatt-net i löst eller suspenderad form och aktiveras vid kylmediets passage genomhärden. Liksom fissionsprodukterna kan aktiveringsprodukterna ha mycket oli-ka egenskaper, halveringstid och farlighet. I regel är de dock ämnen med för-hållandevis lätta atomer och saknar radioaktiva dotterprodukter. Deras radio-logiska farlighet är ofta lägre än fissionsprodukternas. De viktigaste aktive-ringsprodukterna anges i Tabell 6.4.

Tabell 6.4Aktiveringsprodukter i reaktorvatten för en 1 (XX) MWel kokvattenreaktor(603).

Nuklider

Producerade i vattenKväve-13Kväve-16Fluor-18Fluor-20Syre-19

KorrosionsprodukterNatrium-24Krom-5IMangan-54Mangan-56Kobolt-58Kobolt-60Koppar-64Zink-65

Halverings-tid

K) min7.2 sek1.84 tim

10.7 sek29 sek

15 tim27.8 dygn

313 dygn2.58 tim

71.4 dygn5.26 år

12.8 tim244 dygn

Aktivitets-koncentrationBq/cm3

2208.1 • 10*1901500.11 • 10"

70100

0.41902010

400100

116

I en kokvattenreaktor innehåller ångan aktiveringsprodukter, främst sådanasom härrör från vattnet självt. Den viktigaste är kväve-16. som medför att turbi-nen måste omges med strålskärmar. Den korta halveringstiden. 7.2 sekunder,gör dock att aktiviteten snabbt klingar av när reaktorn stoppas. Kväve-16 sak-nar därför betvielse från omgivningssynpunkt. I tryckvattenreaktorn är reak-torn isolerad från turbinen, som sålunda inte blir radioaktiv överhuvudtaget.

Korrosionsprodukterna i primärsystemet avsätter sig under drift på olikasystemytor, främst bränslestavarna, lossnar igen och avsätts på andra ställen.Hela primärsystemet blir därför mer eller mindre kontaminerat. Reaktorvatt-net renas kontinuerligt. Det är svårt att generellt ange produktionstakten föraktiva korrosionsprodukter. Värdena i Tabell 6.4 är uppskattade på basis averfarenheter från Oskarshamn I. Den kritiska nukliden är kobolt-60 på grundav sin långa halveringstid. Kobolt-60 sänder ut energirik gammastrålning.

Bland de långlivade aktiveringsprodukterna märks också kol-!4 med en halv-eringstid på 5 800 år och väte-3 eller tritium (12.3 år). Kol-14 produceras främstgenom reaktionen O17 (n, a)C14. Bildningen av kol-14 i svenska kokvattenreak-torer har uppskattats till cirka 2 TBq per GWe! och år, varav cirka 20 9r frigörsvid reaktordriften (618). Resten finns i bränslet. Utsläpp av kol-14 ackumulerasi biosfären och bidrar på lång sikt till den globala kollektivdosen från kärnkraf-ten.

Tritium bildas genom aktivering av deuterium i reaktorvatten men främst delsdirekt vid fission, dels genom neutronabsorption i bor, som förekommer i kok-vattenreaktorernas styrstavar och för kemisk reaktivitetskontroll i tryckvatten-reaktorerna. Det tritium som bildas i bränsle och styrstavar stannar där. Kon-centrationen av tritium i reaktorvattnet är därför avsevärt mindre i kokvatten-reaktorn än i tryckvattenreaktorn. För en 1 000 MWel kokvattenreaktor upp-skattas tritiumhalten i reaktorvattnet till cirka 700 Bq/cm\ Motsvarande halt ien tryckvattenreaktor är minst en faktor 10 högre.

6.3 Fissionsproduktbeteende vid normal driftFissionsprodukternas kemiska form och rörlighet i bränslet vid normal drift harstor betydelse för deras eventuella frigörelse i haverisituationer. I princip kanfördelningen förklaras utifrån ämnenas kemiska och fysikaliska egenskaper ochbränslets tillstånd. Eftersom mängderna är små och halterna låga kan dock be-teendet avvika från vad som gäller i makrokemiska sammanhang. Exempelviskan yteffekter och reaktioner med små mängder föroreningar få avgörande be-tydelse. Vid studium av en viss radionuklid måste man också ta hänsyn till sön-derfallskedjan och förekomsten av andra, stabila isotoper av samma ämne.

6.3.1 NuklidmängderI avsnitt 6.2.1 identifierades ett antal kritiska nuklider. I allmännhet bildas des-sa nuklider inte direkt vid fission utan vid omvandling av modernuklider i sön-derfallskedjor. Tabell 6.6 ger exempelvis en översikt av situationen för massta-len 127 till 138, som omfattar isotoper av grundämnena tenn (Sn), antimon

117

(Sb). tellur (Te), jod (I), xenon (Xe). cesium (Cs) och barium (Ba). De radio-logiskt intress inta nuklidern; halveringstider är kursiverade.

Det framgår att de flesta jodisotoperna härrör från tellur. Därför kan detta äm-nes rörlighet och kemi bli avgörande för frigörelsen av jod i bränslet. Cesium-134 som bildas genom neutronabsorption i cesium-133, som i sin tur tillbringari genomsnitt 21 tim som jod-133 och 5.3 dygn som xenon-133. kan väntas betesig annorlunda än övriga cesiumisotoper. Av tabellen framgår också att utbytetav stabila isotoper av .ellur och cesium är betydligt större än av jod.

Tabell 6.6Halveringstider och utbyten för fissionsprodukter med masstal 127 till 138. Pa-renteserna markerar nuklider som föds vid fission. Genom utsändning av be-tastralning övergår en instabil nuklid successivt till den stabila nukliden pa sam-ma rad.Källa: ref 606

Ma.ss-i ilU l l

12712<S

1 3130131132133134135136137138

Totalt

uir>\ ic'-,

0.140.461.02.02.934.316.697.926.436.456.186.71

Halveringstider

Sn

(4.4 m)(60 m)(7.5 m)(3.7 m;

Sb

3.8 d10 m4.3 h(6.3 m)(23 m)(2.8 m)(2.7 m)

Te

9.4 hstabil70 mstabil(25 m)Wh)(55 h)(42 m)(18s)(21 s)

I

stabil

-stabil

8.0 d2.3 h21 h53 m(6.6 h)(46 s)(25 s)(62 s)

Xe

stabilstabil5.3 dstabil9.1 hstabil(2.8 m)(I4m)

Cs

stabil2.1 y*-stabil13.1*30 v32 m

Bi!

stanilstabil

* Bildad genom neutronabsorption.

Den Kritiska nukliden jod-131 har relativt kort halveringstid och mängden narenligt ekv 6.1 och 6.2 ett jämviktsvärde av cirka 0.3 g/MWth. Oetta värdeöverskrids så småningom av de stabila jod-127 och jod-129. som enligt ekv 6,3ackumuleras i en takt av cirka 2 g/MWth år. Den totala mängden jod som bildashar betydelse för den mängd som avskiljs i inneslutningen vid ett haveri. Detotala mängderna av ol:!;a ämnen anges i Tabell 6.7.

Gasformiga fissionsprodukter bygger upp ett inre övertryck i bränslestavarna,som kan medverka till att kapslingen brister om den överhettas. Totala utbytetav krypton och xenon motsvarar ungefär 25 cm' gas av normaltillstånd perMWd energiuttag.

6.3.2 Fissionsproduktfördelning i bränslet

När fissionsprodukterna utsänds har de en rörelseenergi som ar ungefär 10 mil-joner gånger större än energin i en typisk kemisk bindning. De ger därför krafti-ga störningar i bränslematerialets atomgitter. Energin frigörs som värme längs

118

Tabell 6.7Bildningstakt av olika ämnen vid fission (601).

Ämne

GeAsSeRaKrRbSrYZrNbMoTe

mg/MWd

0.0110.0031.200.36

10.410.228.215.2

119.60.33

10727.4

Ämne

RuRhPdAgCdInSnSbTeIXeCs

mg/MWd

65.417.133.42.71.670.080.970.53

15.75.86

14990.4

Ämne

BaLaCePrNdPmSmEuGdTbDy

mg/MWd

38.639.88637

140.68.86

27.23.480.0361.670.005

fissionsprodukternas spår. Det resulterar i lokal smältning och förångning avUO:-molekyler som dock omedelbart stelnar igen och rekristalliserar. Efter av-sevärd utbränning har varje molekyl deltagit i smältning och stelning tusentalsgånger. Det leder till sintring och korntillväxt. Vid hög utbränning hindras fort-satt korntillväxt av fissionsprodukter som samlats i korngränserna.

Fissionsprodukterna är främmande atomer i urandioxidgittret. Hur de beter sigbestäms först och främst av temperaturen. Ovanför cirka 1 100°C kan de rörasig tämligen fritt och söka sig till termodynamiskt mera stabila tillstånd. Vand-ringen kan karakteriseras som diffusion. Det finns flera olika mekanismer, somalla har det gemensamt att diffusionshastigheten ökar med bränslets temperaturoch syreinnehåll.

Bränslematerialets syreinnehåll anges av stökiometrin, dvs atomförhållandet sy-re/uran. På grund av att fissionsprodukternas syrebehov är lägre än uranetsökar syreinnehållet och därmed atomrörligheten med bränslets utbränning.Ämnen som bildar stabila oxider, såsom jordartsmetallerna samt strontium, ba-rium, zirkonium m fl, kommer under alla förhållanden av praktiskt intresse attfinnas som oxider. Vid tillräckligt V.g syreinnehåll kommer vissa andra ämnenatt kunna existera i sin grundform och uppträda som gaser om de är tillräckligtlättflyktiga. Hit hör exempelvis cesium, rubidium, tellur, jod och brom. Kom-plikationer uppstår dock genom att ämnena kan reagera med varandra och meduran.

Cesium och jod är av speciellt intresse. Jod reagerar inte med uran, men uppträ-der under normala förhållanden som cesiumjodid snarare än som atomär ellermolekylär jod. Eftersom cesium och jod bildas på olika ställen i bränslemateria-lets dtomgitter kan det dock tänkas att joden vandrar till och sveps med av ädel-gasbubblor innan den träffar cesium. Det kumulerade utbytet av cesium är cirka15 gånger större än för jod, Tabell 6.7. Cesium reagerar med uran och förekom-mer vid temperaturer under cirka 1 000°C huvudsakligen som cesiumuranat ochtill mindre del som cesiumjodid.

119

Fissionsprodukternas beteende och fördelning i bränslet uppvisar en mycketk.implicerad bild. De består mest av stabila och långlivade nuklider som acku-muleras i takt med bränslets utbränning. Större delen kvarhålls i bränslemate-rialets kristallkorn. En mindre del frigörs till korngränserna och ytterligare enmindre del gasformiga och lättflyktiga ämnen frigörs till spalten mellan kuts ochkapsling. Temperaturen, dvs den linjära effektbelastningen, spelar en avgöran-de roll för fissionsproduktfrigörelsen.

6.4 Aktivitetsfrigörelse till kylmedietFissionsprodukter kan frigöras till kylmediet om kapslingen är skadad. Man fårräkna med att små läckage kan uppträda vid normal drift. Reaktoranläggning-ens filter- och reningssystem är konstruerade för att ta hand om sådana läckage.Större aktivitetsfrigörelse kan endast erhållas vid omfattande bränsleskador. Idetta avsnitt skall vi redogöra för de mekanismer som är verksamma under olikaförhållanden och vart de frigjorda aktiviteterna tar vägen i anläggningen.

6.4.1 Fissionsproduktläckage vid små defekterBränslestavarna kan ha små defekter, som trots noggrann kontroll inte upp-täcks, t ex en porös ändsvets. Stavens ytteryta tan vara kontaminerad med mik-roskopiska mängder uran. Sprickor kan uppstå i kapslingen under drift, exem-pelvis genom mekanisk växelverkan mellan kuts och kapsling vid snabba effekt-ändringar. Fissionsproduktaktiviteten i primärsystemet övervakas kontinuer-ligt. Genom analys av observerade aktiviteter har man kunnat sluta sig till före-komsten av tre olika mekanismer för fissionsproduktläckage. De karakteriserasav olika läckagehastighettr och effektberoende. Tabell 6.8.

I tabellen är y det kumulerade fissionsutbytet och T halveringstiden för aktuellnuklid samt ki , k: och kj proportionalitetskonstanter.

Tabell 6.8Mekanismer för

Mekanism

RekylDiffusionJämvikt

fissionsproduktläckage (607).

Aktivitet

kiyT1

k2vT"2

kiY

Läckage-hastighet

k,yk2yT|/:

k3yT

Effekt-beroende

linjärtexponentielltoregelbundet

Rekylmekanismen kännetecknas av att fissionsprodukten "läcker" samtidigtsom den bildas, dvs läckagehastigheten (vid given effekt) beror endast av fis-sionsproduktens utbyte. Därav följer att den observerade aktiviteten är omväntproportionell mot halveringstiden. Aktiviteten ökar linjärt med effekten. Den-na mekanism är karakteristisk för ytkontaminering.

Vid "diffusion" är läckagehastigheten proportionell mot kvadradroten ur nukli-dens halveringstid. Det är typiskt för den tid det tar för nukliden att söka sigfrån födelsestället i bränslekutsen till kutsens yta och ut i kylmediet genom enkapslingsspricka. Aktiviteten ökar exponentiellt med effekten eftersom fis-sionsproduktfrigörelsen beror exponentiellt av bränsletemperaturen.

120

Mekanismen "jämvikt" är typisk för fall där tiden till läckage är lång jämförtmed nuklidens halveringstid. Detta utmärker läckage genom små porer ("pin-holes") i kapslingen. Effektberoendet är oregelbundet i så måtto att puffar iaktivitetsfrigörelsen kan iakttas vid ändringar av reaktoreffekten. Puffarna ka-rakteriseras som "spikar" i aktivitetsnivån, t ex vid reaktoravställning. Sädanaspikar observeras främst av jod-131 och xenon-133.

6.4.2 Frigörelsemekanismer vid bränsleöverhettningVid överhettning till 700-1 100°C kan kapslingen '-rista på grund av inre över-tryck i kombination med försämrade hållfasthetsegenskaper. I brottögonblicketuppstår en momentan aktivitetspuff, då innehållet av fissionsgaser från spaltenmellan kuts och kapsling och bränslestavens fissionsgaskammare (se 3.2.1) fri-görs till kylmediet. Vid denna s k spaltfrigörelse kan några procent av bränsle-stavens totala innehåll av stabila och långlivade ädelgasnuklider slippa ut. Cesi-um och jod frigörs också men i avsevärt mindre mängd. För isotoper med kort-are halveringstid än ungefär 30 dygn är den frigjorda mängden väsentligt lägre.eftersom de förekommer i mindre mängd.

Efter den momentana spaltfrigörelsen kommer återstoden av cesium och jod ispalten att diffundera ut genom brottstället eller lakas ut genom inträngandevatten. Detta sker långsamt såvida inte temperaturen ökar ytterligare. Vid tem-peraturer över 1 40()°C kommer ädelgaser. cesium och jod som samlats i bräns-lematerialets korngränser att frigöras till kutsens yta och ut genom brottstället.Denna korngränsfrigörelse kan för en högt utbränd stav innebära att upp till 20% av totala innehållet stabila isotoper av ädelgaser. cesium och jod släpps ut.Korngränsfrigörelsen kan också ske vid lägre temperatur om utbränningen ärhög, då korngränserna är mättade med fissionsgas.

Efter avslutad spaltfrigörelse och korngränsfrigörelse finns 70-90 ri av ädelga-ser, cesium och jod kvar i bränslematerialets kristallkorn. Därefter sker fis-sionsproduktfrigörelsen genom diffusion från själva kristallkornen. Frigörelse-hastigheten ökar exponentiellt med temperaturen och fördubblas ungefär var100:de grad. Det innebär att vid 2 000°C frigörs ungefär 10 r/r per minut av detdå återstående innehållet av ädelgaser, cesium och jod.

Vid ytterligare högre temperaturer sker frigörelsen frän smält bränsle. Proces-sen börjar med att kapslingsmateriaiet smälter vid ungefär 1 800°C. Zirkoniumkan sedan antingen bilda legeringar med uran som smälter vid lägre temperaturän urandioxidens smältpunkt 2 800°C, eller bilda zirkoniumdioxid som smältervid 2 700°C. Detaljerna i smältprocessen är ofullständigt kända. Man räknarmed att gasformiga och lättflyktiga ämnen frigörs fullständigt och svårflyktigaämnen till en del. Frigörelse, transport och avskiljning vid härdsmältningsför-lopp behandlas vidare i kapitel 11.

6.4.3 Transportvägar i anläggningen

Utläckande fissionsprodukter kan försvinna från primärsystemet genom läcka-ge, avskiljas i filter- och reningssystem, avsätta sig på ytor i de primära kylkret-sarna eller förbli i kylmediet. Aktivitetskoncentrationen i kylmediet beror paläckagets omfattning och effektiviteten hos avskiljningssystemen.

121

Ädelgaserna löser sig i reaktorvattnet. I kokvattenreaktorn kokas de av medängan och följer med till turbinen och turbinkondensorn, där de sugs av genomkondensorns ejektorsystem. I tryckvattenreaktorn drivs ädelgaserna av från fle-ra olika ställen, t ex från volymkontrolltanken (5.4.2).

Jod förekommer i flera olika former löst i reaktorvattnet och avskiljs i reaktornsreningssystem. I viss utsträckning löses också jod i ånga och följer med till turbi-nen i kokvattenreaktorn. En del av denna jod sugs av med kondensorns gasav-drag. En annan del löstr sig i kondensatet och avskiljs i kondensatreningssyste-met.

Jod kan också förekomma i organisk form som metyljodid. Metyljodid har lågreaktionsbenägenhet och är svår att avskilja i filter. Den kan därför vara gräns-sättande när det gäller utsläpp från reaktoranläggningen. Stora ansträngningarhar därför ägnats åt att identifiera organisk jod.

Övriga fissionsptodukter uppträder i regel som joner i lösning eller som kol-loidaia oxidpartiklar. De stannar till största delen i reaktorvattnet och avskiljs ireningssystemens filter. En mindre del överförs i form av aerosoler till gasfas.

Figur 6.3 visar schematiskt de viktigaste transportvägarna för fissionsprodukteri en kokvattenreaktor. Tabell 6.9 anger beräknade aktivitetskoncentrationer

Till skorsten

• tÄaelgaser; | j o d

1 i^delgaser

Jod

Turbin medkondensor

1| Jod

Reaktor-vatten

ijod

Kondensat-filter

Metaller

Parallell -reningsfilter

Figur 6.3Transportvägar för fissionsprodukter i en kokvattenreuKtor.

122

Tabell 6.9Beräknade fissionsproduktaktiviteter i reaktorvatten och ånga för en 1 (XX)MWel kokvattenreaktor med 1 9r läckande stavar. Källa: ref 603

Nuklider

Krvpton-85Krypton-85mKrypton-88Xenon-133Xenon-135

Jod-13IJod-132Jod-133Jod-135

Tellur-132Cesium-134Cesium-137Strontium-90Barium-140

Np-239

Halverings-

tid

10.84.42.85.39.2

8.12.3

216.7

3.32.1

30.130.212.8

2.4

årtim

timdygntim

dygntimtimtim

dygnårårårdygn

dygn

Aktivitetskoncentration

ReaktorvatteiMBq/m3

-----

1 40014 0007 800

12 000

4107.49.39.3

300

7 000

i ÅngflödeMBq/s

2.6700

2 300930

1 300

->2230126240

0.670.0110.0150.0150.48

11

för Oskarshamn III, avsedda som underlag för dimensionering av avskiljnings-systemen. Värdena motsvarar en situation, dar 1 % av alla bränslestavar antasläcka. I verkligheten är antalet läckande stavar avsevärt mindre. I de svenskakärnkraftverken förekommer oftast inget läckage alls.

Den beräknade fördelningen av fissionsprodukter mellan ånga och vatten byg-ger pä erfarenheter från bl a Oskarshamn I. De antyder att mängden av en vissnuklid per viktsenhet ånga är ungefär en hundradel av motsvarande koncentra-tion i reaktorvattnet.

6.5 AvskiljningssystemI reaktoranläggningar finns särskilda system för avskiljning och behandling avluftburna och vattenburna radioaktiva ämnen, nämligen ventilationssystem, av-gassystem och reningssystem. Dessa system sörjer för att utsläpp till omgivning-en hålls under tillåtliga värden vid normal drift.

6.5.1 VentilationssystemGenom läckage i reaktorns tryckbärande system via ventiler, packboxar och dy-likt kommer aktivt reaktorvatten och ånga ut i anläggningen. Därför finns venti-lationssystem försedda med filter för jod och aerosoler. Ett visst undertryckhälls i hela anläggningen för att radioaktiva ämnen inte skall komma ut ur bygg-naderna annat än genom skorstenen.

123

I svenska kokvattenreaktorer är de olika byggnadsdelarna helt isolerade i venti-lationshänseende. Varje byggnad betjänas av ett eller flera ventilationssystem.I tryckvattenreaktorer är alla högtryckssystem samlade innanför inneslutning-en. Risken för läckage av luftburen aktivitet till andra anläggningsdelar är där-för liten. Därför är endast reaktorinneslutningen försedd med aktiv ventilation.

6.5.2 AvgassystemAvgassystemets uppgift är att begränsa utsläppet av radioaktiva ädelgaser frånanläggningen. De radioaktiva ädelgasnukliderna är främst isotoper av kryptonoch xenon. De kritiska nukliderna är xenon-133 med 5.3 dygns halveringstidoch krypton-85 (10.8 år). Tabell 6.2. Övriga ädelgasnuklider har kortare halve-ringstid.

Avgassystemet fördröjer ädelgaserna, i kokvattenreaktorn efter turbinkonden-sorns vakuumsystem, i tryckvattenreaktorn efter volymkontrolltanken, så attkortlivade aktiviteter hinner avklinga. Principen är att separera ädelgasernafrån bärgasen (luft) och låta de aktiva ädelgaserna sönderfalla i en eller flerafördröjningstankar. Separationen sker vanligen genom adsorption av gasmole-kyler på filter med stor yta i förhållande till massa. Eftersom tunga molekyleradsorberas i högre grad än lätta avskiljs härigenom de tyngre ädelgasmolekyler-na från den lättare luften.

Moderna avgassystem använder adsorption i kol och avklingning i sandbäddar.Figur 6.4. Gasen från turbinkondensorn passerar först genom rekombinatorersom återförenar väte och syre. bildat genom radiolys av vatten i reaktorn, tillvatten. Därefter går gaserna genom den första sandbädden till den ena adsorp-

Skorsten

Från turbinkondemor

— Värm»

Kylare

Figur 6.4Processchema för avgassystem enligt Asea-Atom. Efter ref 1610.

124

tionskolonnen. Efter att ha strömmat igenom den. delas avgaserna i två flöden.Huvudflödet förs av fläkten genom den andra (yttre) santibädden och genomett filterpaket till skorstenen. Det resterande flödet törs via den andra kolonnentillbaka till turbinkondensorn.

Kolonnerna arbetar växelvis enligt s k trycksvängningsprineip. I den första ko-lonnen sker adsorption vid atmosfärstryck och i den andra desorption vid lägretryck. Adsorptionskolonnen fördröjer ädelgaser och jod i avgaserna relativt luf-ten. Jod kvarhålls fullständigt i kolonnen. Krypton passerar pä ett par timmar.När xenon börjar bryta igenom efter 2()-30 timmar vid aktuella luftflöden, görsen omkoppling till en annan kolonn.

6.5.3 ReningssystemVattnet i en reaktoranläggning mäste renas kontinuerligt under drift för att intehalten av aktiva och inaktiva föroreningar skall bli för hög. Vattenreningen i enkokvattenreaktor omfattar fullflödesrening av kondensat och parallellrening avreaktorvatten. Figur ft.5.

VatarvattemedriTMjar

Kyisvstem for avscaild

Figur 6.5Vattenreningssystem för kokvattenreaktor. Källa: Asea-Atom

Kondensatreningssystemet innehåller parallellkopplaik- s k , .ecoatfilte- medjonbytarmassa. Där avskiljs större delen av de korrosionsprodukter som bildasi turbinen, kondensorn och den förvärmare som ligger före systemet. Vidareavlägsnas jonogena föroreningar, exempelvis klorider, som kan komma in ikondensorn med inläckande kylvatten.

Parallellreningskretsens uppgift är att avskilja jonogena och kolloidala förore-ningar frän reaktorvattnet. Det sker i jonbytare av bäddtyp. Arbetstemperatu-ren är lägre än W C varför reaktorvattnet masfe kylas innan det tas in i filtret.

Primärsystemet i en tryckvattenrcaktor har en parallellrcningskrets med jon-bytare ansluten till volymkontrollsystemet. Sekundarsystemet renas ofta endastgenom ett bottenblasningsflöde i anggeneratorn.

125

6.5.4 Dekontamiruring

I en. vattenkyld reaktor sker en successiv avsättning av radioaktiva ämnen paytor som är i kontakt med reaktorvattnet. Denna kontaminering förorsakasfrämst av korrosionsprodukter men även fissionsprodukter. Korrosionsproduk-terna aktiveras på bränslestavarnas yta där de deponeras och bildar skikt av va-rierande tjocklek. Tjockleken av dessa avlagringar ökar med tiden samtidigtsom radioaktiviteten blir mycket kraftig. Det deponerade materialet ändrar ka-raktär under tillväxten och vidhäftningen blir mindre. De aktiva produkternalossnar i form av partiklar som sedan förs av kylmediet till de yttre systemen dären viss del deponeras. Bl a på grund av att en viss del av bränslet byts varje ar.in.rader sä småningom ett jämviktstillstånd, da koncentrationen av aktive-ringsprodukter i reaktorvattnet är ungefär konstant.

Strälningsnivän i yttre delar av reaktorsystemet kan bli så hög att tillträde tordriftpersonalen blir omöjlig eller starkt begränsad. När reparationer och löpan-de underhåll försvåras på grund av strålningsriskerna kan det bli nödvändigt attta bort den radioaktiva beläggningen från. att dekontumineru, vissa komponen-ter eller till och med hela delsystem. Speciellt besvärande ar uppbyggnaden avkobolt-60 på systemytorna.

Dekontamineringen kan ske med mekaniska eller kemiska metoder eller genomen kombination av dessa. Mekanisk dekontaminering utförs genom borstning,blästring eller spolning och används ofta pä komponenter. De kemiska meto-derna kan användas både på komponenter och system och fungerar genom attden radioaktiva oxiden på systemytan löses upp helt eller delvis, t ex genomsänkning av pH. Oxidlösligheten kan också ökas genom tillförsel av lämpligakomplexbildare.

6.5.5 System för aktivt avfall

Förbrukade jonbytarmassor från jonbytarfiltren, dränagevatten frän reaktor-system och golvbrunnar, dekontamineringsvätskor m m förs till uppsamlings-tankar för vätskeformigt aktivt avfall. Vattnet fördelas till olika delsystem bero-ende pa aktivitet och föroreningshalt.

Lagaktivt vatten släpps kontrollerat ut i reaktorstationens kylvattenkanaler.Medelaktivt vatten renas i jonbytarfilter eller indunstas. Renat vatten återförstill reaktorsystemet. Aktiva filtermassor och koncentrerade aktiva lösningarförs till lagringstankar, där större delen av kortlivade nuklider avklingar, ochdärefter till system för behandling av fast aktivt avfall.

I systemet för fast aktivt avfall upparbetas filtermassor och indunstarkoncentratoch ingjuts i betong eller bitumen. Övrigt fast. lagaktivt avfall frän reaktoran-läggningen komprimeras och fylls i plåtfat.

6.6 StrålskyddMed strålskydd avses den verksamhet som ägnas at den radiologiska säkerhetenför driftpersonal och omgivning vid en reaktoranläggnings normala drift.

126

6.6.1 Rekommendationer och föreskrifter

Strålskyddsverksamheten styrs av rekommendationer som utarbetats av inter-nationella organisationer och av normer som fastställs av nationella tillsynsmyn-digheter. Den internationella strålskyddskommissionen ICRP. Förenta Natio-nernas strålningskommitté UNSCEAR, världshälsovårdsorganisationen WHOm fl internationella organisationer står bakom följande principer:

- ingen verksamhet som medför bestrålning av personal eller befolkning skallaccepteras förrän den kan visas innebära större fördelar än nackdelar fränsamhällets synpunkt

- alla stråldoser skall hållas så låga som kan anses rimligt med hänsyn till eko-nomiska och samhälleliga överväganden

- ingen individ skall erhålla stråldoser som överskrider av ICRP rekommend-erade dosgränser, var sig nu eller i framtiden

Enligt IRCPs rekommendationer gäller (1985) följande gränser för högsta tillat-liga doser.

- stråldos till personal i radiologiskt arbete, 50 millisievert (mSv) per är

- stråldos till individer av befolkningen, 5 mSv/år

Stråldoserna avser helkroppsdoser. Det finns ICRP- rekommendationer ävenför organdoser (jfr 6.1.3). Genom att summera organdoser multiplicerade medviktsfaktorer får man en viktad helkroppsdos, s k effektiv dosekvivalem. Vikts-faktorn, Tabell 6.10, anger den andel av risken för cancer och ärftliga skadorsom organet representerar vid helkroppsbesträlning.

Tabell 6.10Viktsfaktorer för beräkning av effektiv dosekvivalent (617).

Organ eller vävnad

KönskörtlarBröstRöd benmärgLungvävnadSköldkörtelBenvävnadÖvriga organ (summa)

Hela kroppen

Viktsfaktor

0.250.150.120.120.030.030.30

1.00

Med kollektivdos menar man summan av alla individers effektiva dosekvivalen-ter i en befolkningsgrupp. Enheten för kollektivdos är mansievert. Med dosin-teckning avses summan av alla framtida årsdoser som är resultatet av ett ars ut-släpp. Det innebär att den årliga stråldosen i ett tänkt framtida jämviktslägeblir numeriskt lika med dosinteckningen frän ett ars utsläpp. Figur 6.6. Syftetmed begreppet dosinteckning är att få en uppfattning om och kunna begränsacien framtida kollektivdosen vid utbyggnad av kärnkraftindustrin.

127

fö

A

A

R

£>'/

A

B

r<D"/

A

B

C

D

A

B

C

D

etc

etc

etc

etc

i

1 2 9 10 11 \2

Figur 6.6Illustration till begreppet dosinteckning. Efter ref 602.

I Sverige gäller sedan 1981 följande föreskrifter för utsläpp av radioaktiva äm-nen från kärnkraftstationer:

- summan av den viktade helkroppsdosen till närboende skall underskrida 0.1millisievert per år

- den globala kollektivdosinteckningen skall underskrida 5 mansievert per åroch gigawatt elektrisk effekt

- utsläpp av radioaktiva ämnen skall övervakas och regelbundet rapporterastill strålskyddsmyndigheten. Mätutrustningens noggrannhet och funktionskall vara godkända av myndigheten och underkastas periodisk kontroll

- om utsläppstakten per vecka överskrider ett föreskrivet värde skall rapportlämnas till strälskyddsmyndigheten inom en vecka med förslag till motåtgär-der

- om utsläppstakten per timme överskrider ett föreskrivet värde skall reaktorn

stängas av-

Om dessa krav uppfylls är akuta skador för någon individ uteslutna. Referens-

värdet 0.1 mSv/är ger ett tillskott till den naturliga strälmiljön som är mindre änU

6.6.2 Strålskydd inom anläggningenPersonal som vistas i anläggningen kan utsättas för dels yttre strålning frän ra-dioaktiva komponenter och system, dels straining frän luftburna radioaktivaämnen, som man andas in eller far i sig genom munnen. Mot den yttre strålning-en skyddas personalen genom strålskärmaroch begränsning av tillträdet till vis-sa utrymmen. Luftburen aktivitet hälls under kontroll genom långt driven rums-uppdelning och effektiv ventilation.

128

Anläggningens sträiskärmar består huvudsakligen av betong, men även syste-mens .,tål och vatten liksom reaktorbassängerna fungerar som strålskärmar. Be-tongskärmarna är i stor utsträckning identiska med byggnadernas och reaktor-inneslutningens väggar (jfr Figur 4.7). De är dock på sina håll tjockare än nor-mala väggar. Kring reaktortanken och turbinen (i kokvattenreaktorn) har de entjocklek av upp till ett par meter.

Konstruktionsförutsättningarna för strålskyddet ges av en områdesindelning iolika klasser med successivt ökande gränsvärde för strålnivån. I områden medlägst stniningsnivå skulle man kunna tillbringa veckans alla arbetstimmar utanatt fa en högre stråldos än vad som är tillåtligt enligt ICRPs rekommendationer.Områden i högsta strålningsklassen kan å andra sidan endast beträdas kort tidunder kontroll av personal med direktvisande strålningsmätare.

Områdesindelningen gäller också utrymmen där luft- och ytkontamination kanförekomma. Eftersom luftaktiviteten kan variera snabbt görs uppdelningenlämpligen efter risken för kontaminering i stället för efter normal strålnivå. Detinnebär exempelvis att utrymmen, där det finns system som är trycksatta frånreaktorn, inte får beträdas utan övervakning, medan man kan vistas obegränsadtid i rena utrymmen längs byggnadens ytterväggar.

En viktig åtgärd för personalskyddet är att anläggningen uppdelas i kontrolleratoch okontrollerat område. Till det kontrollerade området hör alla utrymmensom kan få förhöjd extern strålning eller luft- och ytkontamination. Till det kon-trollerade området finns det endast en normal entré, som bevakas av en vakteller från kontrollrummet via en TV-kamera. Alla andra ingångar till kontroll-erat område är normalt låsta och får endast öppnas eftei särskilt tillstånd.

När den anställde passerar in på kontrollerat område sätter han på sig sin per-sonliga dosimeter och när han passerar ut lämnar han den ifrån sig. Dessa dos-mätare är i allmänhet inte direktvisande utan läses av en gång i veckan. Videntrén har de anställda möjlighet att med direktvisande strålningsmätare under-söka om de blivit kontaminerade med radioaktiva ämnen eller inte. Varjekärnkraftverk har också s k helkroppsmätare för registrering och kontroll aveventuella intag av radioaktiva ämnen i kroppen.

Som nämnts i avsnitt 6.5.1 bidrar ventilationssystemen till att begränsa luftak-tiviteten. Ventilationen är ordnad så att luft strömmar från rum av lägre till rumav högre kontamineringsklass och sugs därifrån till skorstenen med frånlufts-fläktar. Därigenom förhindras spridning av luftburen aktivitet från mera tillmindre kontaminerade utrymmen.

6.6.3 Utsläpp av luftburen aktivitetIndivider och befolkning i omgivningen av ett kärnkraftverk kan utsättas förstrålning frän radioaktiva ämnen via skorstensluft och avloppsvatten. Luftburnaämnen kommer i första hand att utsätta närboende personer för extern strålningfrän passerande aktivitet och ge interna doser genom inandning. I andra handkan vissa nuklider bli av betydelse genom markbeläggning.

129

Utsläppen av radioaktiva ämnen övervakas kontinuerligt genom nuklidspecifi-ka mätsystem. Stråldoser i omgivningen kan beräknas med utgångspunkt fråndessa mätningar och meteorologiska data. Noggranna mätningar av aktivitets-koncentrationer görs i omgivningen av kärnkraftverket. Tillåtliga dosgränser ärdock så låga att variationer i den naturliga bakgrundsstrålningen nästan heltmaskerar aktivitetsbidragen från skorstensluften.

Skorstenen i svenska kärnkraftverk med kokvattenreaktor är så hög att den re-ser sig över byggnadens lävirvel. Figur 6.7. Radioaktiva ämnen som släpps utfrån skorstenen sugs därför inte tillbaka ner mot marken och alltså heller intein i anläggningens intag för ventilationsluft. De radioaktiva ämnena kommeratt följa med vinden och sprider sig i en plym som blir bredare ju längre denkommer från anläggningen. Koncentrationen av de radioaktiva ämnena kom-mer därför att sjunka med avståndet.

Skorstensplym

Virvel gata

Figur 6.7Luftströmningen kring en reaktoranläggning. Efter ref 614.

De dominerande nukliderna för extern dos är ädelgasnukliderna krypton-85och xenon-133. De viktigaste parametrarna som i en kokvattenreaktor bestäm-mer dosen från dessa nuklider är.

- omfattningen av kapslingsskador i härden som är avgörande för det primärafissionsproduktläckaget

- omfattningen av luftinläckage i turbinkondensorn vilket påverkar fördröj-ningstiden i avgassystemet

Som exempel visas i Figur 6.8 kombinationen av kapslingsskador och luftin-läckage som för Oskarshamn III skulle ge en beräknad helkroppsdos av 0.05mSv/år på ett avstånd av 1 km från anläggningen. I praktiken torde luftläckagetvara cirka 10 kg/tim eller lägre och antalet läckande bränslestavar väsentligtmindre än 1 %. Därav följer att helkroppsdosen endast utgör någon promilleav tillåtliga värden.

Som tidigare nämnts (6.2.1) är jod-131 i allmänhet den kritiska nukliden förnärboende. Jod tas upp av sköldkörteln och i särskilt hög grad hos barn. Mjöl-ken är den viktigaste transportvägen. I kokvattenreaktorn påverkas utsläppetav jod-13' främst av:

130

Andel läckandebränslestavar

10 30 40 50 60

Luftinläckage (kg tim)

Figur 6.8Kombinationer av kapslingsskador och luftinläckage i turbinkondensorn somger en helkroppsdos av 0.05 mSv/år 1 km från Oskarshamn III. Etter ref 603.

— omfattningen av kapslingsskador och därmed av halten jod-131 i reaktorvatt-net

— omfattningen av ångutläckage i turbinbyggnaden. vars ventilationsluft intefiltreras

Beräkningar för Oskarshamn III visar att även med mycket ogynnsamma anta-ganden för dessa parametrar understiger jod-aktiviteten i skorstensluften medbred marginal tillåtna värden vid normal drift.

För er. tryckvattenreaktor (Ringhals 3) uppskattades aktivitetsutsläppen avädelgaser i skorstensluften till cirka 300 TBq/år ungefär lika fördelat på kryp-ton-85 och xenon-133. Därvid antogs 1 % läckande bränslestavar. Det kan jäm-föras med motsvarande värde för Oskarshamn III som uppskattas till 1 600TBq/år. Som ovan visats är de beräknade doserna från dessa utsläpp helt för-sumbara jämfört med dem som erhålls av den naturliga bakgrundsstrålningen.

I praktiken är utsläppen väsentligt lägre än ovannämnda beräknade värden,bl a därför att antalet läckande bränslestavar är mycket mindre än antagna 1('/r. För Ringhals 3 uppmättes exempelvis under 1981 en ädelgasaktivitet i skors-tensluften av ungefär 50 TBq, huvudsakligen härrörande från xenon-133. Ta-bell 6.11 anger luftutsläppen från samtliga svenska kärnkraftbiock under1981-1983. uttryckta i s k normutsläpp . Ett normutsläpp är lika med det utsläppsom ger stråldosen 0.1 mSv/år till närboende, dvs det av strälskyddsmyndighe-ten föreskrivna högsta värdet.

131

Tabell 6.11Luftutsläpp frän svenska kärnkraftblock uttryckta i normutsläpp (616).

Kärnkraftverk

Barsebäck

Forsmark

Oskarshamn

Ringhals

block 1block 2

block 1block 2

block 1block 2

block 1block 2block 3block 4

1981

1.3 E-3*2 E-5

7 E-61 E-7

2.0 E-14.8 E-3

2.6 E-17.3 E-42.7 E-3

Normutsläpp

1982

2.6 E-31.4 E-5

3.2 E-61.8 E-6

6.6 E-21.7 E-3

4.1 E-11.3 E-35.0 E-41.6 E-5

1983

3.9 E-41.6 E-5

3.1 E-61.0 E-5

4.2 E-29.5 E-4

3.9 E-27.6 E-43.4 E-41.4 E-4

* 1.3 E-3 = 1.3x10-'= 0.0013

6.6.4 Vattenburen aktivitetVattenburna radioaktiva ämnen kan påverka människor exempelvis genomdricksvatten eller fisk, skaldjur etc. I många länder ligger kärnkraftverken vidfloder och sjöar, och där kan vattenfrågorna vara svåra att lösa. I Sverige gårvattenutsläppen till havet, varför något dricksvattenproblem inte finns. Be-gränsningarna f >r tillåtliga utsläpp kommer i stället från risken för anrikning avradioaktiva äm en i födoämneskedjor. Dessa är ofta långa och svåra att analy-sera. En jämförelse med påverkan från den naturliga bakgrundsstrålningen påsamma sätt som man kan göra för ädelgaser i luftutsläpp är inte möjlig för vatte-nutsläpp. Det finns i och för sig stora mängder naturligt radioaktiva ämnen ihavsvatten, t ex radium. De ämnen som kommer från kärnkraftverken haremellertid andra egenskaper vilket försvårar jämförelser.

Liksom den luftburna aktiviteten övervakas vattenutsläppen kontinuerligt.Som exempel anges i Tabell 6.12 uppmätta utsläpp under 1982 av de viktigasteradionukliderna i avloppsvattnet från Oskarshamn och Ringhals. Eftersom deolika blocken har gemensamma avloppskanaler anges totala utsläppen för varjestation. Aktiviteten från tritium dominerar, framför allt i Ringhals. Den högretritiumaktiviteten i Ringhals beror på att produktionen av tritium är större itryckvattenreaktorer än i kokvattenreaktorer (jii 6.2.3).

132

Tabell 6.12Totala utsläpp till vatten av radioaktiva nuklider under 1982 från Oskarshamn(OI, Oil) och Ringhals (Rl, R2, R3, R4) angivna i gigabecquerel (1 GBq =Ut Bq). Källa: ref 616

Nuklid

TritiumKrom-51Mangan-54Kobolt-58Kobolt-60Zink-65Antimon-124Jod-131Cesium-134Cesium-137Barium-140Lantan-140

Halverings-tid

12.3 a27.7 d

312 d70.8 d5.3 a

244 d60d8.0 d2.1a

30.2 a12.8 d40.3 h

Oskarshamn

560148.7

146241

1.32.64.3

112.45.4

Ringhals

19 0005.52.2

183323123.0

2534230.02

Uppmätta aktiviteter, uttryckta i normutsläpp, för de svenska kärnkraftverkenunder 1981-1983 framgår av Tabell 6.13.

Tabell 6.13Uppmätta vattenutsläpp, uttryckta i normutsläpp, för svenska kärnkraftverk(616).

Kärnkraftverk Normutsläpp Block

BarsebäckForsmarkOskarshamnRinghals

1981

6.0 E-36 E-58.8 E-32.6 E-2

1982

9.6 E-31.1 E-31.2 E-21.1 E-2

1983

4.8 E-32.4 E-37.5 E-31.6 E-2

Bl ochFl ochOlochRl, R2R4

B2F2Oil, R3 och

Genom att summera normutsläppen från Tabell 6.11 och 6.13 finner man attden totala årliga dosbelastningen av luft- och vattenburen aktivitet under treårs-perioden låg långt under föreskrivna gränsvärden. Det högsta värdet, 0.42 frånRinghals 1982, innebär att de faktiska utsläppen var 42 % av det högsta tillåtna0.1 mSv/år. Den sammanlagda dosbelastningen till närboende var således unge-fär 4 % av den som erhålls på grund av den naturliga bakgrundsstrålningen.

Referenser

601 F.R. Farmer (Ed)Nuclear Reactor SafetyAcademic Press (1977)

602 B. Lindell, S. LöfvebergKärnkraften, människan, säkerhetenAllmänna förlaget (1972)

133

603 Oskarshamnsverkets Kraftgrupp ABOskarshamnsverkets aggregat 3 Preliminary Safety Analysis Report(1975)

604 WASH-1250The Safety of Nuclear Power Reactors (Light Water-Cooled)U.S Atomic Energy Commission (1973)

605 E.E. LewisNuclear Power Reactor SafetyJohn Wiley & Sons (1977)

606 Technical Basis for Estimating Fission Product Behaviour during LWRAccidentsNUREG-0772U.S Nuclear Regulatory Commission (1981)

607 P. CohenWater Coolant Technology of Power ReactorsGordon & Breach (1969)

608 S. Henriksson m flHögskolekurs i kärnkraftteknik, Del 8 ReaktorkemiStudsviks kompendier 10:8 (1975)

609 B. Berlin m flStudsviks Kompendier 16:5. Reaktorl emiStudsvik/K 1-81/03 (1981)

610 Off-gas SystemsTechnical Information 4 Asea-Atom

611 SOU 1978:49Energi, Hälso- miljö- och säkerhetsriskerSlutbetänkande av energikommissionen (1978)

612 Begränsning av utsläpp av radioaktiva ämnen från kärnkraftstationerStatens strålskyddsinstitut (1977)

613 W. Marshall (Ed)Nuclear Power TechnologyVol 1: Reactor TechnologyOxford (1983)

614 Kärnkraftverk och säkerhetKonstruktionsbeskrivning och säkerhetssynpunkterAsea-Atom (1972)

615 Ringhals kraftstation, Aggregat 3, koncessionsansökan med preliminärsäkerhetsrapportBand 4Statens vattenfallsverk (1971)

134

616 Kärnkraftsinuustrins aktivitetsutsläpp och yrkesexponeringarKvartalsrapport K 82-12Statens strålskyddsinstitut (1983)

617 Recommendations of the International Commission om RadiologicalProtectionICRP Publication 26 Ann. ICRP (1977) 1, No 3

618 G. OlssonC-14-bildning i kraftreaktorerStudsvik S-541 (1976)

135

7 SÄKERHETSPRINCIPER

Reaktorsäkerhetens övergripande mål är att undvika utsläpp av radioaktivaämnen. Som framgått av föregående kapitel hålls utsläppen vid normal drift välunder tillåtliga gränsvärden som i sin tur motsvarar endast en liten del av dennaturliga bakgrundsbestrålningen. Normal reaktordrift innebär därför inte någ-ra problem för omgivningens säkerhet och miljö. Det som framförallt tilldrarsig uppmärksamhet är risken för onormala händelser med potentiellt stora ut-släpp. Säkerhetsarbetet ägnas därför till stor del åt atl förhindra sådana handelser. I detta kapitel beskrivs några principer för arbetets inriktning, omfattningoch organisation.

7.1 Begrepp och definitionerEn reaktoranläggning består av ett stor antal samverkande system och kompo-nenter. Själva komplexiteten gör det svårt att överblicka alla möjliga kombina-tioner av fel och händelser, som kan nedsätta säkerheten. Det bästa sättet attuppnå hög säkerhet är att så långt möjligt utnyttja naturliga säkerhetsegenska-per vid reaktorns konstruktion, att åstadkomma s k inherent säkerhet. Lättvat-tenreaktorer har t ex den naturliga egenskapen att den nukleära kedjereaktio-nen avstannar om moderatorns densitet minskar. Reaktoreffekten minskar där-för av sig själv om reaktorvattnets temperatur eller ängbildningen i härdenökar. Likaså tenderar reaktoreffekten att minska om bränslets temperaturökar.

Fel i teknisk utrustning uppstår aldrig mot naturlagarm. Däremot kan fel orsa-kas av att material och komponenter inte uppfyller de specifikationer som upp-ställts vid konstruktionen. Det kan bero på att materialegenskaper varierar ellerdefekter förekommer. För att undvika sådana fel är det nödvändigt att utformasäkerhetsrelaterade komponenter och system enligt beprövad teknik och medtillräckliga säkerhetsmarginaler. För konstruktion av tryckbärande system finnsen lång tradition som tar sig uttryck i allmänt accepterade normer. Vid reaktor-härdens dimensionering väljs nominella data för värmebelastning och påkän-ning så att temperaturer och mekaniska spänningar ligger väl under kritiska vär-den.

Byggnader och tung utrustning konstrueras i allmänhet enligt principen "safe-life", dvs de skall med tillräcklig marginal hålla under anläggningens hela livs-tid. Vissa elektriska och mekaniska komponenter kan ha en mera begränsadlivslängd. I den mån sådana komponenter ingår i säkerhetsmässig väsentlig ut-rustning, utförs denna enligt principen "fail-safe". Det innebär att fel skall ledatill ett säkert tillstånd. Som exempel kan nämnas att fel i reaktorns kontrollut-rustning automatiskt medför att reaktorn stängs av.

Säkerheten för en reaktoranläggning beror i väsentlig grad på att en hög ochjämn kvalitet hos material, komponenter och system upprätthålls under alla fa-ser av anläggningens konstruktion, tillverkning, uppförande, drift och under-

136

håll. Därför finns speciella administrativa system för kvalitetssäkring, som til-lämpas av såväl leverantörer som kraftproducenter. Det är en av säkerhetsmyn-dighetens viktigaste uppgifter att tillse att kvalitetssäkringssystemen är adekva-ta. Allmänt gäller att säkerhetsanknuten utrustning skall vara åtkomlig för in-spektion, provning, service och underhåll och kunna repareras vid behov.

Trots noggranna specifikationer och kontrollåtgärder måste man räkna med attfel kan uppstå och onormala händelser inträffa under driften. Måttliga störning-ar bemästras av ordinarie drift- och reglersystem utan driftavbrott. För att mot-verka större störningar finns särskilda säkerhetssystem. Deras uppgift är att för-hindra att störningar utvecklar sig till haveri. Som exempel kan nämnas:

- skyddssystem, som övervakar reaktorprocesserna och utlöser motåtgärderom tillständsparametrars värden hotar att överskrida gränser för säkra drif-tområden

- snabbstoppssystem, som vid behov hastigt sänker reaktorns effekt genom in-skjutning av styrstavar i härden

- nödkylsystem, som kyler härden när den ordinarie kylningen är otillräckligsåsom vid större läckage eller brott i huvudkylsystemet

Säkerhetssystem kan vara passiva i den meningen att deras funktion inte är be-roende av att komponenter ändrar sitt tillstånd, t ex att pumpar startar, ventileröppnar eller stänger etc. Exempel på passiv funktion är tryckvattenreaktornsstyrstavar som av sin egen tyngd faller in i härden, kylvattnets naturliga cirkula-tion som bortför resteffekt i den avstängda reaktorn, samt ängkondensation ikokvattenreaktorns inneslutningsbassäng. I motsatt fall sägs systemen vara ak-tiva, t ex om de kräver manöverström och kraftförsörjning för att fungera.Funktionen hos aktiva system kan följaktligen utebli om kraftförsörjningen tillelmotordrivna pumpar inte är tillgänglig, om ventiler fastnar etc.

För att öka säkerhetssystemens tillgänglighet använder man sig av redundans(övertalighet). Det innebär att systemen minst dubbleras. Härigenom undvikerman att enstaka komponentfel äventyrar systemfunktionen. Reaktorernas nöd-kylsystem är exempelvis uppbyggda av flera delsystem som fungerar oberoendeav varandra och där (vid dubbla system) vart och ett har tillräcklig kapacitet attensamt klara den avsedda funktionen.

En annan säkerhetshöjande konstruktionsprincip är diversifiering (mångsidig-görande). Det innebär att en och samma säkerhetsfunktion kan utföras av tväeller flera system, baserade pä olika fysikaliska verkningssätt. Därmed minskasmöjligheten till systematiska fel. Reaktoravstängning kan t ex ske genom delsinskjutning av styrstavar, dels insprutning av borvatten i härden. I Asea- Atomsreaktorer kan dessutom styrstavarna införas dels med ett hydrauliskt system(snabbstopp), dels genom elmotordriven inskruvning (skruvstopp). Ettannat exempel på diversifiering är att elektriska kretsar för kontrollutrustningtill vissa delar styrs av system baserade på viloströmskoppling (strömlöshet gerfunktion) och till vissa delar på arbetströmskoppling (ström ger funktion).

Sannolikheten att slumpvisa fel (oberoende fel) skall leda till att en säkerhets-funktion uteblir kan genom redundans och diversifiering göras mycket liten. Iredundanta system som inte bygger på diversifiering är sannolikheten större för

1.17

fel av gemensam orsak {beroende fel). Den gemensamma orsaken kan vara t exfelaktig konstiuktion eller tillverkning, miljöpåverkan (hög temperatur, fuktig-het m m). eller en yttre händelse säsom brand, översvämning och dylikt.

Fel av gemensam orsak kan minskas och i vissa fall praktiskt taget eliminerasgenom lämplig systemutformning och adekvata kontrollåtgärder. Fysisk sepa-ration av redundanta system i åtskilda utrymmen skyddar mot miljöpåverkanoch yttre händelser. Diversifiering reducerar inverkan av konstruktions- ochtillverkningsfel. Mänskligt felhandlande kan också ge en form av beroende felgenom t ex systematisk felkalibrering av kontroll-och mätutrustning.

Ett viktigt sätt att åstadkomma hög säkerhet i komplexa system är att systema-tiskt registrera, bearbeta och analysera inträffade onormala händelser, att läraav erfarenheten. Säkerheten kan dä höjas genom ändringar i system och proce-durer sä att inträffade händelser inte upprepas. Systematisk erfarenhetsäterfö-ring har exempelvis haft avgörande betydelse för den höga säkerhet som nåttsinom flygindustrin.

Erfarenheten visar att en hög säkerhet kan åstadkommas på den tekniska ut-rustningen. I stället har mänskligt felhandlande visat sig kunna vara en domin-erande felorsak. Mänskligt felhandlande kan påverka reaktorsäkerheten underalla led av en anläggnings konstruktion, uppförande, drift och uruerhåll. Exem-pelvis kan reaktoroperatören agera oöverlagt i den stressitu;<tion som uppkom-mer när en serie onormala händelser inträffar. Operatören kan då underlåta attinitiera nödvändiga säkerhetsfunktioner eller vidta felaktiga åtgärder. Å andrasidan kan ett korrekt agerande i en oförutsedd situation innebära ett avgörandepositivt bidrag till säkerheten.

Kontrollrummets utformning har visai sig ha stor betydelse för driftpersonalensmöjligheter att observera störningar, fastställa orsaker och vidta motåtgärder.Samverkan människa-maskin underlättas av en ändamålsenlig presentation avväsentliga tillstandsvariabler och en ergonometriskt riktig utformning av kon-trolltavlor och instrumentpaneler. Analysen av mänskligt felhandlande är myc-ket komplicerad och inbegriper såväl tekniska som medicinska och beteendeve-tenskapliga bedömningar.

För att minska risken för mänskligt felhandlande tillgriper man automatiseringav viktiga säkerhetsfunktioner, framför allt sådana som kräver snabba åtgärder.För svenska kokvattenreaktorer gäller exempelvis den s k 30-minutersregeln.Den innebär att alla åtgärder som måste vidtas inom 30 minuter efter en händel-se som skulle kunna leda till signifikanta utsläpp, skall ske automatiskt. Opera-tören far därmed tid pä sig att diagnosticera händelsen och besluta om fortsattaåtgärder.

Även vid hög automatiseringsgrad kommer kontrollrumspersonalen alltid att haen viktig roll för reaktorns säkra drift, inte minst i samband med ändringar avdrifttillständet såsom vid start och avställning. Utbildning av personalen ägnasdärför stor uppmärksamhet frän säkerhetssynpunkt. Adekvata instruktioneroch väl inövade procedurer är väsentliga hjälpmedel. Skriftliga instruktionerkan dock inte täcka alla situationer. En god förståelse av grundläggande proces-ser är därför nödvändig för att reaktoroperatören skall kunna handla självstän-digt i en oväntad situation.

138

Människans betydelse för reaktorsäkerheten har inte bara att göra med indivi-dens roll utan gäller också attityder till säkerhet samt administrativa och organi-satoriska förhållanden. Det måste i säkerhetsarbetet finnas ett ständigt medve-tande om att allvarliga olyckor faktiskt kan inträffa, även om sannolikheten ärmycket liten. Den administrativa styrningen av säkerhetsarbetet måste varabaserad pa klara regler och en ändamålsenlig organisation. Regelsystemet får äandra sidan inte bli så detaljerat att det kväver personliga initiativ till säkerhets-höjande åtgärder.

7.2 Grundläggande säkerhetskravDen övervägande delen av de radioaktiva ämnen som bildas under driften finnsi reaktorhärdens bränsle. En mindre del förekommer i uttaget bränsle som för-varas i bassänger i reaktorstationen. En ytterligare mindre del finns i reningssys-temens filtermassor och i avfallsbehandlingssystemen. De radioaktiva ämnenai härdens bränsle hindras från att frigöras av flera barriärer:

- bränslematerialets struktur- bränslestavarnas kapslingsrör- primärsystemets tryckbärande väggar- reaktorinneslutningens täta skal- reaktorbvggnaden (kokvattenreaktorn)

Stora utsläpp til! omgivningen kan endast erhållas om samtliga barriärer ge-nombryts.

En nödvändig förutsättning för stora utsläpp är att en stor del av bränslet över-hettas och smälter. Bränsle kan överhettas om det råder obalans mellan tillfördoch avgiven värme. Det kan inträffa om reaktiviteten och därmed den nukleäraeffekten ökar pa ett okontrollerat sätt. Obalans kan också uppstå om kylflödetgenom härden inte är tillräckligt för att transportera bort den utvecklade vär-men. Bränsle kan överhettas även när reaktorn är avstängd, om resteffektkyl-ningen är otillräcklig. I själva verket är säkerställandet av den avstängda reak-torns kylning reaktorsäkerhetens centrala problem.

Om kapslingen är skadad, genom överhettning eller på annat sätt. kommer ra-dioaktiva ämnen ut i kylmediet. Så länge primärsystemet är intakt sker ingaokontrollerade utsläpp. För att förhindra övertryckning är primärsystemet för-sett med säkerhetsventiler. Vid brott eller läckage så att primärt kylvatten gårförlorat, tillförs vatten från reservkylsystem som upprätthåller härdens kylning.

Vid brott eller läckage i primärsystemet kan radioaktiva ämnen frigöras medutströmmande hetvatten och ånga till reaktorinneslutningen. I kokvattenreak-torer leds ångan till inneslutningens vattenbassäng där ångan kondenseras så atttryckstegringen begränsas. Samtidigt sker en uttvättning av radioaktiva ämnen.I tryckvattenreaktorer (liksom i kokvattenreaktorer) kan inneslutningsatmosfä-ren begjutas med vatten frän ett sprinklersystem i byggnadens tak. Tryck ochtemperatur minskar dä, samtidigt som radioaktiva ämnen tvättas ut. Härige-nom undviks övertryckning av inneslutningen.

139

De grundläggande säkerhetskraven innebär i korthet att det under alla förhål-landen gäller att

- hälla reaktiviteten under kontroll- se till att härden är väl kyld- bevara primärsystemets integritet- bibehålla en tät reaktorinneslutning

Flera av dessa funktioner måste utebli samtidigt för att stora utsläpp till omgiv-ningen skall erhållas.

7.3 DjupförsvarsprincipenDe grundläggande säkerhetskraven kommer till uttryck i den s k djupförsvars-principen. Den ger riktlinjer för säkerhetsarbetet pä tre nivåer, som delvis över-lappar varandra. Figur 7.1.

Den första nivän innebär att reaktorn skall konstrueras och drivas för maximalsäkerhet vid normal drift. Radioaktiva utsläpp skall hällas sä låga som det ärpraktiskt möjligt och rimligt. Störningar i den normala driften skall kunna tole-reras utan att fastställda utsläppsgränser överskrids. Säkerhetsarbetet inriktaspå haveriförebyggande åtgärder genom att i största möjliga utsträckning:

- utnyttja naturliga säkerhetsegenskaper i reaktorkonstruktionen

- dimensionera och driva reaktorn med tillräckliga marginaler mot kritiska vär-den pä materialegenskaper och tillståndsvariabler

- utföra komponenter och system som är väsentliga för övervakning och regle-ring av reaktordriften enligt "fail-safe"'- principen

- systematiskt försäkra sig om hög och jämn kvalitet hos material och utrust-ning som är väsentlig för säkerheten

- genomföra återkommande granskning, inspektion och funktionsprovning avsäkerhetsanknutna anläggningsdelar.

Den andra nivän utgår från att tillbud inträffar trots de förebyggande åtgärder-na. Det skall därför finnas särskilda system, s k säkerhetssystem eller haveri-motverkande system som förhindrar att onormala händelser utvecklas till have-ri.

Nivå Åtgärd Exempel pä system och principer

I Haveriförebyggande Drift- och reglersystem med naturligt stabi-la säkerhetsegenskaper, tillräckliga säker-hetsmarginaler och tolerans mot störning-ar. Kvalitetssäkring

II Haverimotverkande Säkerhetssystem med redundan?, diversifi-ering och fysisk separation

III Konsekvenslindrande Reaktorinneslutning med passiva oc:i akti-va system för utsläppsbegränsning

Figur 7.1Djupförsvarsprincipen.

140

Den tredje nivån grundar sig pä att haverier kan inträffa trots de förebyggandeoch motverkande åtgärderna. Det skall därför finnas konsekvenslindrande sys-tem som begränsar utsläppen till omgivningen vid haveri.

Utformningen och dimensioneringen av haverimotverkande och konsekvens-lindrande system baseras pä analys av postulerade onormala händelser, s k kon-struktionsstyrande haverier (Design Basis Accident. DBA). Därmed avses vissaantagna haverier som skall kunna bemästras utan allvarliga konsekvenser föromgivningen.

7.4 KonstruktionsförutsättningarDjupförsvarsprincipen innebär att en reaktoranläggning skall konstrueras medkrav pä säkerhet vid

- normal drift- förutsedda onormala händelser

- konstruktionsstyrande haverier

Normal drift omfattar alla tillstand som anläggningen genomlöper under pla-nerade förhållanden. Hit hör bl a bränslebyte, start, effektdrift, avställning.varm avställd reaktor (beredskapsläge) samt provdrift. Till normal drift räknasockså sådana driftstörningar som reaktorns ordinarie drift- och reglersystem ärkonstruerade för att övervinna utan driftavbrott.

Med förutsedda onormala händelser menas händelser som man räknar medskall inträffa en eller flera ganger under reaktorns livstid och som kräver in-grepp av reaktorns säkerhetssystem, i första hand snabbstopp. Ambitionen äratt reaktorn skall vara konstruerad sa att sådana händelser inte medför skadapå någon av utsläppsbarriärerna och att reaktorn kan återstartas tämligen om-gående efter snabbstopp.

De konstruktionsstyrande haverierna betecknar händelser som överhuvudtagetinte väntas inträffa under reaktorns livstid, men vars existens postuleras somunderlag för konstruktion av säkerhetssystem och reaktorinneslutning. Hit hörbl a stort rörbrott i reaktorns huvudkylsystem, vilket leder till omfattande kyl-medelsförlust.

Vid konstruktion av en reaktoranläggning måste man också ta hänsyn till vtirepåverkan av meteorologiska, hydrologiska och seismologiska förhallanden paförläggningsplatsen. Sådan påverkan kan karakteriseras som "normal" eller"extrem". Med "normal" menas den värsta påverkan som kan inträffa någongång under reaktorns livstid. Den förutsätts kunna ske när som helst, dvs i alladriftsituationer som anläggningen är konstruerad för. "Extrem" påverkan be-tecknar de värsta för hallanden som är fysikaliskt möjliga pa förläggningsplat-sen. Sådan påverkan behöver endast antas inträffa under normal drift.

En annan typ av "yttre" påverkan har att göra med brand i anläggningen. Medhänsyn till risken att en brand kan sia ut säkerhetsmässig väsentlig utrustningmåste icke-brännbara material användas i största möjliga utsträckning, speciellt

141

i kontrollrum och reaktorinneslutning. Redundant säkerhetsutrustning placerasi separata utrymmen åtskilda av brandsäkra väggar. Anläggningen indelas ibrandzoner. Utrustning för aktiv brandbekämpning installeras.

Det ingår också i konstruktionsvörutsättningarna att beakta indirekta effekter avolika primärhändelser typ rörbrott i primärsystemet eller haveri i turbingene-ratorn. Vid ett stort rörbrott skulle strålkrafter frän utströmmande strålar avånga och hetvatten kunna skada vital utrustning i reaktorinneslutningen. Rör-ledningar måste därför förankras och utrustning skyddas på ett ändamålsenligtsätt. Skador frän turbin- och generatormissiler måste förebyggas genom lämpligsystemutläggning och speciella skydd. Turbinaxeln orenteras exempelvis lämp-ligen radiellt från reaktorinneslutningen.

De konstruktionsstyrande haverierna sätter en gräns för de händelser som reak-toranläggningen förutsätts kunna bemästra ltan allvarliga konsekvenser töromgivningen. Förloppet efter ett postulerat sh rt rörbrott i reaktorns primärsys-tem ger således underlag för dimensionering av nödkylsystem och reaktorinne-slutning. Motsvarande utsläpp av radioaktiva ämnen ger förutsättningar för be-räkning av omgivningskonsekvenser och planering av beredskapsatgärder. Foranalys av omgivningspåverkan har den amerikanska säkerhetsmyndigheten in-fört en klassificering av händelser som används bl a vid säkerhetsrapportering isamband med tillståndsansökan, dock inte i Sverige. Den återges i Figur 7.2.

Klass Beskrivning Exempel

1 Triviala incidenter Sma spill. Sma läckage innanförreaktorinneslutnine

2 Diverse sma utsläpp utanför inne- Spill. Läckage. Rörbrott,slutningen

3 Fel i renings-och avfallssystem Utrustningsfel. Allvarlig felfunk-tion eller handhavandefel

4 Aktivitetsfrigörelse till primärsys- Bränslefel vid normal drift. Tran-temet sienter där gränsvärden av väsent-

liga parametrar överskrids

5 Aktivitetsfrigörelse till sekundär- Klass 4 plus läckage i anggeneratorsystemet (PWR)

6 Bränslehanteringsolycka innanför Tappad bränslepatron. Mekanisktinneslutningen fel eller kylmedelsförlust i laddma-

skin

7 Bränslehanteringsolycka utanför Tappad bränslcpatron. Kylme-inneslutningen delsförlust i transportflaska

8 Konstruktionsstyrande haverier Stort rörbrott i huvudkylssyste-met. Utrusande styrstav. Jordbäv-ning

9 Haverier utanför konstruktions- Multipla fel pa säkerhetssystem,förutsättningarna Reaktortankbrott

Figur 7.2Klassificering av händelser med avseende pa omgivningspåverkan (701).

142

Enligt den säkerhetsfilosofi som ligger till grund för dagens lättvattenreaktorerhar "klass 9-haverier" ansetts sä osannolika att särskilda skydd mot dem intebehövt byggas in i konstruktionen annat än i speciella tall.

7,5 SäkerhetsbestämmelserFör konstruktion av byggnader, tryckkärl, elektrisk utrustning m m finns sedanlänge vedertagna normer till skydd för allmänhetens säkerhet. I tillämpliga de-lar gäller dessa normer också för reaktoranläggningar. För konstruktion ochdrift av reaktoranläggningar finns dessutom särskilda bestämmelser. Deras le-gala status och omfattning skiljer sig från land till land. men innehållet gar ihuvudsak tillbaka på de kriterier och riktlinjer, som mot bakgrund av djupför-svarsorincipen tagits fram i USA sedan slutet av I960- talet. De har haft storbetydelse för lättvattenreaktorernas utformning och säkerhet.

7.5.1 Konstruktionskriterier

De amerikanska bestämmelserna omfattar b' a allmänna konstruktionskriterier(General Design Criteria. GDC) som i USA har status av lag. De uttryckergrundläggande säkerhetskrav pä ett i huvudsak kvalitativt sätt. Ingen skillnadgörs mellan kokvattenreaktorer och tryckvattenreaktorer. Hittills har ett fem-tiotal kriterier formulerats, fördelade pä sex grupper. Figur 7.3. De återspeglardjupförsvarsprincipens tre nivåer och ger funktionskrav pa utrustning av bety-delse för säkerheten.

Grupp Antalkriterier Innehall

I 5 Övergripande krav pa bl a kvalitetssäkring och skydd motyttre påverkan

II 10 Skydd genom utsläppsbarriärer med krav pa bl a inherentsäkerhet, säkerhetsmarginaler, instrumentering och kon-troll

Hl 10 Skydds- och reaktivitetskontmllsysiem met) krav pa funk-tion och kapacitet, redundans och diversifiering. fail-safem m

IV 17 Proeessystem. Bestämmelser om kvalitet, brottsäkerhetoch inspektion av primärsystemets tryckbärande skal.Krav pä system för spädmatning, resteffektkylning. nöd-kylning. inneslutningssprinkling. kylning till slutlig var-mesänka

V 8 Reaktorinneslutning. Konstruktionstörutsättningar ochkrav pä täthet, genomföringar, isolering, provning m m

VI 5 Bränsle och radioaktivitet. Krav pa strålskydd och aktivi-tetsövervakning vid hantering av bränsle och avfall samtpä mätning av utsläpp till omgivningen

Figur 73Allmänna konstruktionskriterier.

143

De allmänna konstruktionskriteriernas karaktär illustreras bäst med ett exem-pel:

GDC 34 - Resteffektkylning

Ett system för resteffektkylning skall finnas. Dess funktion skall vara atttransportera bort resteffekt frän fissonsprodukteroch andra radioaktiva äm-nen i härden i en sådan takt att konstruktionsgränserna för bränslet och pri-märsystemet inte överskrids.

Lämplig redundans i komponenter och egenskaper skall finnas liksom möj-lighet till överkopplingar, isolering och detektering av läckage, för att säker-ställa systemets säkerhetsfunktion även om en komponent i systemet intefungerar. Detta gäller såväl vid drift med lokal hjälpkraft (om yttre nät inteär tillgängligt) som vid drift med yttre nät (om lokal hjälpkraft inte är till-gänglig).

Som ett generellt villkor gäller att fel i en komponent inte tär förhindra denavsedda säkerhetsfunktionen. Detta s k enkelfelskriterium innebär att kompo-nenter och system av betydelse för säkerheten mäste minst dubbleras (redun-dans) eller att den avsedda säkerhetsfunktionen kan åstadkommas med alterna-tiva system baserade pä olika fysikaliska verkningssätt (diversifiering).

Jämte de allmänna konstruktionskriterierna utger den amerikanska säkerhets-myndigheten riktlinjer för säkerhetsarbetet (Regulatory Guides, RG). Dessa harkaraktären av icke-tvingande rekommendationer och anvisningar. De tjänar tillatt identifiera säkerhetsfrågor och ange principer och specifikationer som omde uppfylls innebär lösningar som är acceptabla för säkerhetsmyndigheten.

Regulatory Guides omfattar K) grupper, varav grupp 1 omfattar kraftprodu-cerancle reaktorer. Inom denna grupp har hittills mer än 100 titlar utgivits. Deflesta gäller krav pä kvalitet och kvalitetskontroll. Som exempel kan nämnasRG 1.26 som anger en indelning av system och komponenter i fyra säkerhets-klasser. De utgör grunden för de kvalitetskrav som måste ställas.

RU 1.26 - Säkerhetsklasser

Klass 1 System och systemdelar som är direkt trycksatta frän reaktorninom reaktorinneslutningen

Klass 2 System och systemdelar som fordras för reaktorns säkra av-ställning, härdens kylning vid haveri, resteffektkylning, inne-slutningsfunktion samt bränsleförvaring

Klass 3 Sekundära system för Klass 2 samt system för hantering av ak-tivt avfail och kylning av använt bränsle

Klass 4 Komponen':r utanför trycksatta system som är viktiga för per-sonsäkerheten samt radioaktiva komponenter i Klass i - 3

144

1 Sverige har nägra generella säkerhetsbestämmelser för reaktoranläggningarinte utfärdats. En praxis har successivt utbildats, som framgår av t ex konces-sionsvillkoren för de senaste reaktoranläggningarna. Den innebär att de ameri-kanska konstruktionskriterierna tillämpas med vissa tillägg och skärpningar.Tillämpliga delar av Regulatory Guides används också, exempelvis den ovannämnda indelningen i säkerhetsklasser med vissa modifikationer (703).

Bland specifikt svenska säkerhetskrav kan nämnas den tidigare omtalade 30-minutersregeln (se 7.1). Ett annat exempel gäller reaktortankens tryckavsäk-ring för svenska kokvattenreaktorer. Säkerhetsventilernas kapacitet måste såle-des vara tillräcklig för att förhindra övertryckning även om snabbstopp utebliri samband med en driftstörning. Liknande villkor har numer;1 införts även i deamerikanska säkerhetsbestämmelserna.

Ett område där svensk praxis går längre än den amerikanska gäller krav påbrandskydd och separation av säkerhetsanknuten utrustning. Vissa svagheter ihjälpkraftförsörjningen noterades och åtgärdades på ett tidigt stadium vid kon-struktionen av den första kokvattenreaktorn, Oskarshamn I. Alltsedan dess haren konsekvent separation av utrustning för kraftförsörjning och kontrollsystemtillämpats, även för svenska PWR- anläggningar.

Moderna svenska kokvattenreaktorer har väsentlig säkerhetsanknuten utrust-ning uppdelad i fyra delsystem med 50 % kapacitet, förlagda i separata stråkoch vanligen i skilda brandceller. Härvid tillämpas det s k N minus 2-kriteriet.Det innebär att av N redundanta delsystem måste konstruktören förutsätta attett delsystem är defekt och ett är ur funktion på grund av reparation eller under-häll, utan att det totala systemets säkerhetsfunktion äventyras.

7.5.2 Driftföreskrifter

För drift av kärnkraftverk har de svenska kraftproducenterna gemensamt tagitfram säkerhetstekniska föreskrifter (STF). De utgör en av kärnkraftinspektio-nen godkänd ram inom vilken drift av reaktoranläggningen är tillåten. STF om-fattar bl a:

- Högsta tillåtna gränsvärden för säkerhetsmässigt väsentliga parametrar. Vidöverskridande krävs särskild utredning och rapportering till tillsynsmyndig-heten innan driften får återupptas.

- Villkor och begränsningar för driften med hänsyn till funktionsberedskapenför system och komponenter. Om villkoren inte kan uppfyllas gäller begräns-ningar i drifttid eller effektnivå och krav på åtgärder i varje särskilt fall.

- Typ och frekvens för provning och inspektion av komponenter och system.Om provningen inte genomförts eller utfallit negativt betraktas systemdelensom icke- funktionsberedd vilket innebär villkor och begränsningar för drif-ten.

- Procedurer som skall följas vid normal drift, driftstörningar och underhällsar-beten. Krav pä dokumentation av drifthändelser och konstruktionsändring-ar. Regler för säkerhetsgranskning och rapportering till tillsynsmyndigheten.

145

De säkerhetstekniska föreskrifterna uppdateras ständigt, allteftersom nya erfa-renheter och ändringar i anläggningen så kräver.

Den svenska reaktorsäkerhetsutredningen (705) föreslog att en "generalklau-sul" borde intas i STF om att reaktoranläggningar skall bringas till ett säkertavställt tillstånd i situationer som inte täcks av instruktioner eller inte kan dia-gnosticeras omgående. En allmän regel skrevs därför in i STF om att anlägg-ningen i alla oklara situationer skall kvarhållas i eller bringas till ett säkert till-stånd. Skulle tvivel om tolkning uppstå skall STFs allmänna syfte vara vägledan-de.

7.5.3 KvalitetssäkringEn hög och jämn kvalitet hos material, komponenter och system är nödvändig,inte bara för säkerheten utan också för reaktoranläggningens tillgänglighet förproduktion och dess underhåll, kostnader. Det ingår i säkerhetskraven för an-läggningsägaren att systematiskt försäkra sig om att kvaliteten upprätthalls un-der alla led av anläggningens tillkomst och livstid. Den administrativa styrning-en av erforderliga åtgärder brukar kallas kvalitetssäkring (Quality Assurance.OA).

Kvalitetssäkring innebär att förvissa sig om att:

- konstruktionen uppfyller specificerade kvalitetskrav

- tillverkning och montage sker i överensstämmelse med de tekniska specifika-tionerna

- provning utförs för verifiering av att specifikationerna är uppfyllda

- anläggningen drivs och underhålls enligt givna föreskrifter

Krav på särskilda program för kvalitetssäkring var ursprungligen betingade avamerikanska erfarenheter. I USA uppdelas vanligen leveransen av en reaktor-anläggning på flera huvudentreprenörer och ett stort antal underleverantörer.Det ställer stora krav på projektsamordning och kontroll av att främst konven-tionella komponenter håller avsedd kvalitet. Föreskrifter om OA-program in-gick därför som ett väsentligt moment i 1971 års allmänna konstruktionskrite-rier.

I Sverige är leverantörsbilden mindre splittrad. Motivet var därför inte likastarkt att införa OA-program efter amerikansk modell. Principerna har emeller-tid tillämpats och efterhand har en praxis utbildats som formaliserats i föreskrif-ter av kärnkraftinspektionen. Kvalitetssäkringssystem tillämpas både av kraft-producenter och tillverkare.

Kontrollen av från reaktorn trycksi ua komponenter och system, som tillhör sä-kerhetsklass 1, är speciellt viktig. Provningsprocessen omfattar dels officiellprovning som utförs av Statens Anläggningsprovning (SA), dels egenkontrollunder tillverkarens och ägarens ansvar. SA granskar riktlinjer och beräkningarför tillverkningen, kontrollerar utförandet under tillverkningen och montagesamt besiktigar objekten innan de tas i bruk och därefter regelbundet med etteller några års intervall.

146

7.5.4 LokaliseringskriterierBefolkningens storlek och fördelning i omgivningen av ett kärnkraftverk är be-tydelse för bedömning av riskbilden vid reaktorrörläggning. Stråldoserna vid enolycka avtar som regel snabbt med avståndet. Större avstånd ger längre tid förvarning och evakuering. Däremot är kollektivdosen (se 6.6.1). som väsentligenbestäms av små doser till många människor, mindre känslig för befolkningsför-delningen i kärnkraftverkets närmaste omgivning.

Förutom befolkningsfördelningen är många andra faktorer av betydelse, såsomreaktorns konstruktion och driftegenskaper, platsens seismologiska. meteoro-logiska, geologiska och hydrologiska egenskaper samt närheten till annan in-dustriell verksamhet, t ex kemisk industri, flygplatser. Flera länder har fastställtegna lokaliseringskriterier. De byggeri manga fall pa principer som utveckladesi USA i början pä 1960-talet.

I de amerikanska kriterierna, som lagfästes 1962. används begreppen inre ochyttre skyddszon samt avstånd till tätort med minst 25 000 invånare (701). Sominre skyddszon definieras det område närmast kärnkraftverket där permanent-bebyggelse normalt inte är tilläten. Den yttre skyddszonen avser det områdenärmast utanför den inre zonen där lämpliga skyddsåtgärder kan vidtas om enolycka skulle inträffa.

För bedömning av zonernas utsträckning postuleras ett maximalt antagligt ha-veri (Maximum Credible Accident, MCA). MCA innebär att stora mängder avhärdens innehåll av gasformiga och flyktiga fissionsprodukter antas frigjorda tillreaktorinneslutningen. Inneslutningen antas läcka med en hastighet som mot-svarar den högsta tillåtna enligt konstruktionskraven. Spridningen av de radio-aktiva ämnena beräknas med de meteorologiska förutsättningarna som radervid förläggningsplatsen. Dä gäller för bestämning av zonernas utsträckning att:

a) en person som befinner sig på gränsen mellan den yttre och den inre skydds-zonen under två timmar omedelbart efter en olycka skall fä en helkroppsdos omhögst 25 rem (0.25 Sv, se 6.1.3) och en sköldkörteldos om högst 300 rem (3 Sv)

b) en person som befinner sig pä den yttre gränsen för den yttre skydds zonenutan tidsbegränsning skall få en helkroppsdos om högst 25 rem och en sköldkör-teldos om högst 300 rem

c) ett avstånd till närmaste tätort minst lika med 1.3 gånger avståndet frän reak-torn till yttre gränsen för den yttre skyddszonen. Om mycket stora städer berörskan ett större avstånd bli nödvändigt med hänsyn till kollektivdosöverväganden

Tillämpningen av kriteriet a) leder i allmänhet till en inre skyddszon med 1 å 2km radie. Genom olika slags säkerhetshöjande åtgärder har det varit möjligt attundvika en ökning av zonens utsträckning trots väsentligt ökad reaktoreffekt.

De svenska säkerhetsmyndigheterns syn på reaktorförläggning har i stor ut-sträckning baserats pä de amerikanska kriterierna. De svenska kärnkraftverkenär således lokaliserade till platser med mycket begränsad bofast befolkninginom 2 km.

147

7.5.5 Säkerhetsredovisning

I samband med ansökan om tillstånd att uppföra en reaktoranläggning lämnarägaren en preliminär säkerhetsrapport, vanligen benämnd PSAR (PreliminarySafety Analysis Report). Den innehåller en utförlig beskrivning av förlägg-ningsplatsen och omgivningen, anläggningens utformning och funktion samt detsäkerhetstänkande som ligger till grund för konstruktionen. En typisk inne-hållsförteckning anges i Figur 7.4.

Särskild vikt läggs i PSAR vid beskrivningen av säkerhetssystem och analysenav konstruktionsstyrande haverier. Analysen görs med förutsättningen att sä-kerhetssystemen fungerar som avsett, men med pessimistiska antaganden omeffektivitet och ofullständigt kända fenomen för att ge resultat på den säkra si-dan. Utsläppen vid "maximalt antagligt haveri" måste påvisas medföra accep-tabla konsekvenser för omgivningen.

1. Inledning och allmän anläggningsbeskrivning2. Förläggningsplats och omgivningar3. Säkerhetskriterier4. Reaktor och huvudkylsystem5. Reaktorinneslutning6. Säkerhetssystem7. Instrumentering och kontrollsystem8. Elkraftsystem9. Hjälpsystem

10. Turbindel och generator11. Behandling av radioaktivt avfall12. Strålskydd13. Driftorganisation14. Provdrift15. Säkerhetsanalys16. Kvalitetssäkring

Figur 7.4Typisk innehållsförteckning för PSAR.

Kärnkraftinspektionen granskar PSAR och inhämtar yttrande frän remissin-stanser. Inspektionen gör en bedömning av hur anläggningen kommer att upp-fylla säkerhetskraven och kan därefter lämna medgivande till uppförande underde villkor som bedöms erforderliga. Tillstånd till uppförande lämnas av rege-ringen.

Under uppförandeskedet utarbetar ägaren en slutlig säkerhetsrapport, FSAR(Final Safety Analysis Report). Den innehåller bl a en utförligare beskrivningav hur anläggningen skall drivas för att de uppställda säkerhetsvillkoren skalluppfyllas och av den driftorganisation och det kvalitetssäkringsprogram somägaren upprättat. Rapporten inlämnas för granskning till kärnkraftinspektio-nen och strälskyddsinstitutet. Om säkerhetskraven bedöms vara uppfyllda, god-känner kärnkraftinspektionen det slutliga utförandet.

Efter hand som anläggningen färdigställs provas komponenter och system. In-nan reaktorn tillförs bränsle görs en serie förkritiska prov, dels med kalla sys-

148

tern, dels upp till fullt tryck och temperatur för verifiering av de olika systemensfunktion och samfunktion mellan systemen. Innan bränsle får töras in i anlägg-ningen krävs tillstånd av kärnkraftinspektionen och strålskyddsinstitutet. Förladdningstillstånd erfordras tillstånd av regeringen.

När bränsle tillförts inleds den nukleära provdriften. Den omfattar först kvali-tetsprov och mätningar vid låg effekt. Därefter höjs effekten successivt och provgörs av reaktorsystemen och reaktor- och turbinsystem tillsammans. När stipu-lerade prov genomförts med tillfredsställande resultat kan myndigheterna läm-na tillstånd för rutinmässig drift.

Under den rutinmässiga driften sker regelbunden rapportering till myndigheter-na. Anläggningens driftläge och produktion meddelas varje dygn till kärnkraft-inspektionen. Strålnings- och aktivitetsövervakningen i och omkring anlägg-ningen rapporteras månadsvis till strålskyddsinstitutet. Dessutom sker en icke-rutinmässig rapportering till kärnkraftinspektionen av inträffade händelser avsäkerhetsmässig betydelse. Till strålskyddsinstitutet rapporteras om fastställdautsläppsnivåer överskridits eller om onormal exponering av personal förekom-mit.

Som ett led i den återkommande säkerhetsgranskningen gör kärnkraftinspektio-nen en systematisk avstämning av säkerhetsläget för varje kärnkraftblock vart8-10 år. Rapporten, som lämnas till regeringen, benämns ÅSAR (As-operatedSafety Analysis Report). Underlaget till ÅSAR tas fram av anläggningsägareni samråd med kärnkraftinspektionen. ÅSAR innehåller en redogörelse för sä-kerhetsarbetets organisation, drifterfarenheter, kvalitetsfrågor, säkerhetsstu-dier, utbildningsfrågor samt genomförda, pågående och planerade säkerhetshö-jande åtgärder i anläggningen.

En viktig punkt i ÅSAR utgörs av systematiska tillförlitlighetsstudier av anlägg-ningens funktion vid händelsesekvenser som kan leda (ill härdsmältning. Här-igenom kan dominerande bidrag till risken för härdsmältning identifieras, ocheffekten av säkerhetshöjande åtgärder kvantifieras. Den systematiska tillförlit-lighetsanalysen har blivit ett effektivt hjälpmedel för prioritering av säkerhets-höjande åtgärder.

7.6 Säkerhetsarbetets organisation7.6.1 RollfördelningKärnenergiverksamheten regleras på ett övergripande plan av lagar. Ett huvud-syfte är att så långt möjligt minska risken fö/ skador på hälsa och miljö. Myndig-heter utfärdar säkerhetsbestämmelser och tillser att de efterlevs. Lagstiftning-ens omfattning och myndighetsverksamhetens inriktning skiljer sig i viktiga av-seenden mellan olika länder. Som exempel kan förhållandena i USA och Stor-britannien anföras.

I USA har myndigheten, Nuclear Regulatory Commission, infört ett omfattan-de system av bestämmelser son har status av lag. Stora kontrollresurser harbyggts upp. Det beror bl a på de speciella amerikanska förhållandena. I USA

149

finns cirka 1 600 kraftföretag, av vilka mer än 100 driver kärnkraftverk. Detkräver enhetliga och detaljerade säkerhetsbestämmelser och en stor kontroll-apparat.

I Storbritannien finns endast två kärnkraftproducenter av vilka det största. Cen-tral Electricity Generating Board, har egna omfattande resurser för säkerhets-arbete. En detaljieglering av reaktorsäkerheten har därför inte ansetts nödvän-dig. I stället betonas anläggningsägarens primära och odelbara ansvar för sä-kerheten. Myndigheten, Nuclear Installations Inspectorate, har en överva-kande snarare än reglerande roll.

Förutsättningarna i Sverige påminner om dem i Storbritannien. Inte heller iSverige har någon omfattande kontrollfunktion liknande den i USA byggts upp.Enligt reaktorsäkerhetsutredningen (705) bör det direkta ansvaret för reaktor-säkerheten åvila kraftproducenten. Tillsynsmyndigheternas uppgift bör vara attange mål för säkerhetsarbetet hos producenterna och granska deras organisa-tion och arbetsformer samt förmåga att uppfylla dessa mål. Vikten av en öppendialog mellan kraftföretag och myndigheter betonas.

7.6.2 Myndigheter

I Sverige krävs enligt lagen om kärnteknisk verksamhet tillstånd av regeringenför uppförande, laddning och drift av reaktoranläggningar. Statens kärnkraftin-spektion (SKI) är tillsynsmyndighet. Inspektionen uppställer de krav som skallgälla för innehav, uppförande och drift av kärnkraftanläggningar. Det innebärbl a att:

- erforderliga säkerhetsbestämmelser framtas och fastställs

- granskning av säkerhetsredovisningar utförs

- tillsyn genomförs för kontroll av att uppställda bestämmelser efterlevs

- erforderlig forskning och utveckling initieras

Kärnkraftinspektionen har två tekniska huvudenheter. Figur 7.5. Tillsynsenhe-ten svarar för att anläggningarna byggs, provas, drivs och underhålls i enlighetmed uppställda bestämmelser. Utredningsenheten handhar tillståndsärenden,utreder frågor om att höja säkerheten i kärnenergianläggningar och prövar be-hovet av därmed sammanhängande forskning och utveckling. Verksamhetenleds av en styrelse bestående av en generaldirektör och ledamöter som regering-en utser.

Till SKI är som rådgivande organ knutna tre nämnder för frågor om reaktorsä-kerhet, safeguards och forskning. Dessutom finns en rådgivande grupp, SKI-SOS, med medlemmar från inspektionen och kraftföretagen. SKISOS utarbetarförslag till prioritering av säkerhetshöjande åtgärder och rekommenderar hand-lingsvägar för deras tillämpning.

SKIs verksamh, t har i1 "der åren gradvis förändrats, bl a beroende pä att upp-förandet av kärnkra.-tverk passerat sin mest intensiva period. Verksamhetenriktas därför nu mer mot tillsyn av idrifttagna verk och återkommande säker-hetsgranskning.

150

Industridepartementet

Statens kärnkraftinspektion (ca 85 tjänster)

Styrelse (generaldirektör och 6 ledamöter)

Huvudenhet för Huvudenhet för Administrativ Informations-tillsyn (33) utredning (36) enhet (11) sekretariat

Enheter för Enheter för1. Barsebäck 1. Säkerhets-

granskning2. Forsmark 2. Kärnavfall3. Oskarshamn 3. Analys4. Ringhals 4. Forskning5. Material

Rådgivande organ

1. Nämnden för frågor rörande säkerhetsnormer och reaktorsäkerhet i övrigt(reaktorsäkerhetsnämnden)

2. Nämnden för frågor om kontroll av klyvbart material (safeguardnämnden)3. Nämnden för frågor rörande forskning och utveckling på kärnsäkerhets om-

rådet (forskningsnämnden)

Figur 7.5Översikt av statens kärnkraftinspektions organisation (1984).

Enligt strålskyddslagen krävs tillstånd av myndighet som regeringen bestämmerför att bedriva radiologiskt arbete. I kraft av strålskyddslagen meddelar statenssträlskyddsinstitut (SSI) föreskrifter och tillser att de efterlevs. Tillstånd enligtsträlskyddslagen behövs dock inte för vad som omfattas av tillstånd enligt lagenom kärnteknisk verksamhet. Förutom uppgiften att vara central förvaltnings-myndighet enligt strålskyddslagen åligger det strålskyddsinstitutet att

- skaffa sig noggrann kännedom om de risker som är förenade med strålningoch följa utvecklingen inom de biologiska strålningsverkningarnas och strål-ningsfysikens områden

- samordna beredskapsplaneringen i fråga om skyddsåtgärder mot atomolyc-kor och därvid vara rådgivande organ till länsstyrelserna

- ha ett centralt samordnande ansvar för målinriktad strålskyddsforskning.

Strålskyddsfrågor inom kärnenergiområdet handhas av institutets avdelning förkärnenergi, som har ett trettiotal tjänster. Till SSI är knutna rådgivande organför strålskyddsforskning (forskningsnämnden) och för frågor om och beredskapmot atomolyckor (beredskapsnämnden).

7.6.3 Beredskapsorganisation

Ansvaret för åtgärder och organisation av beredskapen mot olyckor inom ettkärnkraftverk åligger anläggningens ägare. Krav på den interna beredskapens

151

organisation uppställs i samband med tillståndsgivningen enligt lagen om kärn-teknisk verksamhet.

Beredskapsåtgärder utanför en anläggning regleras i lagar och förordningar omskyddsåtgärder vid olyckor i kärnenergianläggningar. Huvudansvaret för attallmänheten skyddas ligger på länsstyrelserna. Kraftverkens och länsstyrelser-nas planer är samordnade och prövas vid årliga haveriberedskapsövningar, däräven centrala myndigheter deltar.

Beredskapsplaneringen skall i princip beakta alla typer av haverier, från sådanamed obetydliga omgivningskonsekvenser till mycket stora olyckor (706). Tillledning för planeringen gäller en inre beredskapszon med 12 - 15 km radie, dären detaljerad åtgärdsplanering t ex för en snabb evakuering skall kunna genom-föras. Därutöver definieras en zon för strålningsmätning (indikeringszon) upptill 50 km. Inom indikeringszonen skall planerna omfatta frågor om alarmering,information, utdelning av jodtabletter, utrymning m m.

7.6.4 Lokala säkerhetsnämnder

Tillsynsmyndigheterna skall enligt sina instruktioner informera allmänheten omsäkerhets- och strålskyddsfrågor. För att öka möjligheterna till offentlig insyn isäkerhetsarbetet skall det enligt lag finnas en lokal säkerhetsnämnd vid varjekärnkraftverk. Nämnden skall söka information om utfört eller planerat säker-hetsarbete och informera allmänheten om detta arbete. Det åligger anläggning-sägaren att på nämndens begäran lämna erforderliga upplysningar och ge till-träde till anläggningen. Nämndens ledamöter utses av regeringen pa förslag avberörda kommuner.

7.6.5 Kraftföretagen

De svenska ägareföretagen till kärnkraftverk är Forsmarks Kraftgrupp AB.OKG AB, statens vattenfallsverk och Sydkraft AB. Anläggningarna i Forsmarkdrivs av Vattenfall som även svarar för verkets säkerhet.

Hos varje kraftproducent finns personal i en särskild säkerhetsavdelning för be-vakning av säkerhetsfrågor inom företaget. Till arbetsuppgifterna hör att

- handlägga tillståndsärenden

- övervaka att anläggningsprojekt genomförs enligt fastställda säkerhetskrav

- utarbeta och vidmakthålla säkerhetstekniska föreskrifter för driften

- initiera och leda utredningar för bedömning av reaktorsäkerheten

Varje företag har en central säkerhetskommitté som granskar alla inträffadehändelser av säkerhetsmässig betydelse i anläggningarna. Säkerhetskommitténrapporterar direkt till företagets högsta ledning. Kommittén har en fast sam-mansättning och arbetet sker erligt speciella instruktioner. Protokoll förs vidalla sammanträden och tillställs kärnkraftinspektionen, varigenom det enligtsvensk lag blir offentlig handling. De olika företagens säkerhetskommittéer ståri nära kontakt med varandra.

152

Riktlinjer för säkerhetsarbetet finns i de tidigare nämnda säkerhetstekniska fö-reskrifterna (se 7.5.2). För det direkta drift- och underhållsarbetet finns ett sys-tem av instruktioner och rutiner, bl a

- övergripande driftinstruktioner för normala driftlägen, såsom start, effekt-drift, avställning och provning

- störningsinstruktioner som behandlar åtgärder för återställning av stationenefter störningarna

- ledinstruktioner för åtgärder vid oförutsedda driftlägen

- underhållsscheman och underhållsinstruktioner som anger vilka åtgärdersom skall vidtas och hur de skall genomföras

Jämte driftorganisationen finns en beredskapsorganisation med en plan för åt-gärder inom anläggningen i samband med olyckor. På kraftverket finns ständigten vakthavande ingenjör som i brådskande fall skall ta kontakt med regionalaoch centrala myndigheter i avvaktan pä att beredskapsorganisationen etablerarsig på kraftverket. Som ett led i haveriberedskapen finns en teknisk stödcentral,där sådant arbete kan ske som har direkt anknytning till ett haveri, men somkan verka störande på arbetet i kontrollrummet.

Varje kärnkraftstation har en utbildningsverksamhet med grundläggande kur-ser och anläggningsspecifik utbildning av driftpersonal samt speciella kurser förteknisk stöd- och underhållspersonal. Kraftföretagen samarbetar för utbildningav driftpersonal vid AB Kärnkraftutbildnings träningscenter (AKU) i Studsvik.AKU har två fullskalesimulatorer för anläggningar med kokvattenreaktor ochtryckvattenreaktor i drift och ytterligare en för F3/OIII- typen av kokvattenre-aktor under byggnad. Även om någon formell examination av reaktoroperatö-rer som i USA inte krävs i Sverige, utvärderar kärnkraftinspektionen utbild-ningen kontinuerligt genom sitt kompetensuppföljningssystem.

Kraftföretagen samverkar inom Rådet för kärnkraftsäkerhet (RYS) i första handgenom att insamla, bearbeta och utvärdera inträffade säkerhetsanknuta händ-elser och återföra erfarenheterna av dessa till anläggningarna. Rådet leds av enstyrelse bestående av kraftföretagens chefer. Till RKS hör ett sekretariat, enteknisk delegation och fem kommittéer för:

- Säkerhetsanalys och FoU

- Utbildning och träning

- Kvalitetssäkring

- Haveri beredskap

- Utbyte av drifterfarenru-ter

RKS driver egna säkerhetsprojekt när det är effektivare än att företagen arbe-tar var för sig. Då det är ändamålsenligt från säkerhetssynpunkt skall RKS ock-så utarbeta gemensam policy, gemensamma normer och standarder för säkerhe-ten samt planera samordningen av rcaktorägarnas resurser.

153

7.6.6 Reaktortillverkare

Reaktortiliverkarna har en väsentlig roll i säkerhetsarbetet, bl a för utvecklingav effektivare säkerhetssystem. Tillverkningsföretagen utför detaljerade säker-hetsanalyser som underlag för konstruktion av kontrakterade anläggningar.Deras resurser utnyttjas av kraftföretagen också för service- och underhållsar-beten av betydelse för säkerheten. Kontakter underlättas av att vi i Sverige haren egen reaktortillverkare. Asea-Atoms leveransansvar omfattar förutom själ-va reaktordelen även anläggningslayout och byggnadskonstruktion samt krav-specifikationer för turbindel och övriga anläggningsdelar. Härigenom kan kon-sistenta säkerhetskrav specificeras för hela anläggningen.

Referenser

701 WASH-1250The Safety of Nuclear Power Reactors and Related FacilitiesUS Atomic Energy Commission (1973)

702 Reaktorsäkerhetsstudie, Del 1 och 2Statens kärnkraftinspektion (1977)

703 Oskarshamnsverkets Aggregat III, Preliminary Safety Analysis ReportAsea-Atom (1975)

704 OKG-ASAR-01OKG AB (1982)

705 Säker kärnkraft?Betänkande av Reaktorsäkerhetsutredningen SOU 1979:86

706 Lagstiftningen på kärnenergiområdetFörslag till ny lag om kärnteknisk verksamhet.Betänkande av atomlagstiftningskommittén. SOU 1982:9

154

8 SÄKERHETSSYSTEM

De grundläggande säkerhetskraven tillgodoses under normala förhällanden avreaktorns ordinarie driftsystem. I onormala driftsituationer svarar skyddssys-tem för att reaktorn automatiskt ställs av och erforderliga motåtgärder initieras.I vissa fall kan de ordinarie driftsystemen vara otillräckliga för att hälla härdenväl kyld. Dä träder hjälpkylsystem i funktion. Skyddssystem, avställningssys-tem och hjälpkylsystem brukar gemensamt kallas säkerhetssystem. Någonstrikt uppdelning i driftsystem och säkerhetssystem kan dock inte göras, efter-som bada slagen ofta har bäde drift- och säkerhetsuppgifter. Normaldriftsyste-men har beskrivits i kapitel 4 och 5. I detta kapitel beskrivs först några typiskasäkerhetssystem för kokvattenreaktorn och tryckvattenreaktorn. och därefterhur viktiga säkerhetsfunktioner fullgörs genom samverkan mellan system.

8.1 KokvattenreaktornSystembeskrivningarna i det följande gäller en kokvattenreaktor av typ Fors-mark 3/Oskarshamn III. I avsnitt 8.1.9 redovisas nägra anläggningsspecifikadrag hos övriga svenska kokvattenreaktorer.

8.1.1 Reaktorskyddssy stem

Reaktorns skyddssystem har till uppgift att initiera åtgärder som är nödvändigaför att dels förhindra överhettning av bränslet, dels begränsa utsläpp till omgiv-ningen. Systemen bestar huvudsakligen av signalgivare och signalbehandlings-enheter som bildar styrsignaler för reaktoravställning och andra erforderliga åt-gärder. Insignalerna kommer från mätorgan som övervakar väsentliga para-metrar i anläggningen. Signaler som kräver gemensam åtgärd är samlade i s ksäkerhetskedjor, uppdelade i tre huvudgrupper för:

- reaktoravställning genom snabbstopp eller skruvstopp

- reaktorisolering genom stängning av reaktorinneslutningens skalventiler

- härdnödkylning genom utlösning av hjälpkylsystem eller tvångsavbläsningav ånga.

Säkerhetskedjorna är uppdelade i fyra redundanta kanaler. Det krävs signalfrän minst tv a av dessa för att utlösa åtgärd. Samtliga kedjor är uppbyggda medkonventionell reläteknik. Reläerna i härdkylningskedjorna är kopplade i ar-betsström (spänning krävs för funktion), medan övriga kedjor är viloströms-kopplade. dvs spänningsbortfall kan inte förhindra utlösning. Samtliga kretsari de olika kedjorna matas från 110 V batterinät, varje kanal frän var sitt av fyraolika nät.

Signal till snabbstoppskedjan (SS-kedjan) ges från mätorgan som indikeraronormala värden pa parametrar i reaktorns primärsystem, t ex neutronflöde.

155

reaktortryck, vattennivå i reaktortanken, samt vid utlöst isolerkedja. Skruv-stoppskedjan (RR-kedjan) har till huvuduppgift att vara uppbackning till SS-kedjan och utlöses bl a vid hög och låg vattennivå eller högt tryck i reaktortan-ken samt vid utlöst SS-kedja.

Reaktorisolering och härdnödkylning utlöses av parametrar som indikerar brotteller stort läckage i primärsystemet, såsom tryck och temperatur i inneslutning-en samt extra låg vattennivå i reaktortanken. Det finns fem olika typer av reak-torisolering beroende på brottets eller läckagets karaktär och läge innanför el-ler utanför reaktorinneslutningen. Tvängsavblåsning startas automatiskt på sig-nal om att kylmedelsförlusten är av sådan storlek att det finns risk för att härdentorrläggs vid fullt reaktortryck.

8.1.2 Avställningssystem

Reaktorn snabbstoppas med det hydrauliska snabbstoppsystemet som via driv-don skjuter in styrstavarna i härden inom 6 sekunder. Styrstavarna kan ocksåskruvas in med hjälp av elektriska motorer. Skruvstopp innebär att styrstavarnakan införas från helt utdraget läge pä 4 minuter. När snabbstopp utlöses gesäven signal till styrstavsmanövreringssystemet att påbörja inskruvning av styr-stavarna. Drivdon och styrstavar har beskrivits i avsnitt 4.1.2.

Vid reaktoravställning bidrar nedstyrning av reaktorns huvudcirkulationspum-par till säkerheten. När snabbstopp utlöses styrs sålunda pumpvarvtalet ner tillminimivarvtal via signaler till de statiska frekvensomformarna som reglerarvarvtalet. Genom det minskade cirkulationsflödet ökar ångbildningen i härden,vilket sänker reaktiviteten. Om yttre nät faller bort stoppar pumparna helt.

Utan tillgång till styrstavarna kan reaktorn avställas genom inpumpning av bor-haltigt vatten i reaktortanken. Borsystemet bestar av två oberoende kretsar in-nehållande kolvpump, tank med natriumpentaboratlösning, ventiler och rörsys-tem. Borsystemet startas manuellt.

Styrstavarna är ordnade i 18 oberoende styrstavsgrupper med 8 - 10 styrstavar ivarje grupp. Reaktorn kan hållas underkritisk med tillräcklig margin.'l i sittmest reaktiva tillstånd även om en godtycklig styrstavsgrupp vägrat gå in i här-den. Vid drifttemperatur räcker det om hälften av alla styrstavar går in.

Följande villkor är, som illustreras i Figur S. 1, var för sig tillräckliga för reaktor-avställning:

- Automatiskt snabbstopp varvid högst en styrstavsgrupp vägrar gå in i här-den.

- Automatisk nedstyrning av huvudcirkulationspumparna och skruvstopp.

- Automatisk nedstyrning av huvudcirkulationspumparna och manuellt utlöstsnabbstopp eller skruvstopp eller manuellt utlöst borinsprutning.

Villkoren är pessimistiska eftersom reaktorn vid drifttemperaturen stängs aväven om ett stort antal styrstavar strejkar.

156

AUTOMATISK INITIERING

SNABBSTOPP

SKRUVSTOPP

MA.iLELLINITIERINC

PUMPNEDSTYRNING

BORli-4JICERINC

—•fä}»—' '—•Q*

>1

cAVSTALLD REAKTOR

Figur 8.1Villkor för reaktoravställning. Efter ref 802.

8.1.3 Avblåsningssystem

Avbläsningssystemets primiira uppgift iir att svara för reaktorns tryckavsäkring.Det skall också i vissa onormala situationer automatiskt sänka reaktortrycketfrän normalt 7.0 MPa till en lag nivä. som medger att iagtryckssystemet förhärdkylning kan användas. Denna funktion kallas tvångsnedblåsning (jfr 8.1.1).Till avbläsningssystemets driftuppgifter hör att svara för tryckhällning ochtrycknedtagning vid dumpförbud, dvs da turbinkondensorn inte är tillgängligför att ta emot änga.

Avblasningssystemet bestar av 8 st säkerhetsventiler och 8 st av blasningsventi-ler med tillhörande rörsystem. Ventilerna är pä trycksidan anslutna till huvud-ängledningarna innanför reaktorinneslutningen. Figur 8.2. Avblåst angå ledsvia avblasningsrör till kondensationsbassängen. I äldre kokvattenreaktorer blå-ser säkerhetsventilerna direkt ut i inneslutningen. Avblasningsventilerna kanöppnas pä elektrisk väg via en styrventil ansluten till vai ,e huvudventil.

Elektrisk signal för öppning av avblasningsventilerna utlöses automatiskt i vissasituationer, t ex vid turbinsnabbstängning med dumpförbud eller för reaktor-tryck större än 1A MPa. Blasning av angå pågar alltid i minst fyra sekunder,varefter stängningssignal utgår efterhand som varje ventils stängningstryck un-derskrids. Vid reaktortryck mindre än ft.(i MPa utgår överridande stängnings-signal till samtliga avbläsningsventiler. Utebliven aterstängning indikeras i kon-trollrummet.

Vid utlöst tvangsnedblasning öppnar alla avbläsningsventiler. Om trycket över-stiger cirka 8 MPa öppnar samtliga ventiler genom självaktivering via impulss-tyrda. f jäderbelastade styrventiler. Alla ventiler kan tvangsstängas genom sär-skilda ventiler som blockerar ledningarna till huvudventilerna frän deras styr-ventiler.

157

Reaktor i nneslutningAvblåsnings p.... , „3 Säkerhets-ventil ..

ventil

f f.-.,,.

Nedblåsningsrör

Huvud-ång-ledning

^sations- S•JV r:|bassäng ä

F^//r Ä.2Avblasningssystem för kokvattenreaktor. Efter ref 803.

8.1.4 Kondensationssystem

Kondensationssystemet bestar av reaktorinneslutningens bassängrum. figur4.7. vars nedre del utgörs av den nio meter djupa kondensationsbassangen. Ibassängen mynnar avblasningsrör frän avblasningsventilerna pa andledningarnaoch nedblåsningsrör frän övre reaktorrummet som sticker fem meter ner i bas-sängen.

Kondensationssystemet tar emot och kondenserar den angå som blåses ner medavblasnirmssvstemet. Det skall också ta hand om anua som strömmar ut i inne-

15S

slutningen vid rörbrott i reaktorns primärsystem. Kondensationshassängentungerar dessutom som vattenreservoar för vissa hjälpkylsystem.

Bassängen kyls genom en värmeväxlare via en dieselsäkrad kylkedja till havet.Bassängvattnets temperatur hälls normalt vid cirka 2()°C och tar inte i något fallefter ett haveri överstiga 95°C. Vid vissa förhöjda temperaturer utlöses larm res-pektive snabbstopp.

8.1.5 Hjälpmatarvattensystem

Hjälpmatarvattensystemets driftuppgift är att förse reaktorn med vatten om detordinarie matarvattensystemet inte är tillgängligt. Till säkerhetsuppgifterna höratt tillsammans med andra nödkylsystem skydda härden mot överhettning vidrörbrott i primärsystemet.

Hjälpmatarvattensystemet består av fyra oberoende kretsar försedda med varsin kolvpump som suger vatten frän kondensationsbassängen. Via fördelare un-der moderatortanklocket tillförs vatten över reaktorhärden. De fyra kretsarnaär placerade i separata utrymmen utanför reaktorinneslutningen. Systemet haren kapacitet pä 22.5 kg/s per krets och vattnet kan tillföras vid alla förekomman-de reaktortryck.

Under normal drift stär systemet i beredskap med pumparna avställda och yttreskalventilerna i tryckledningarna stängda. Start och inpumpning av vatten skeri tvä steg. Vid enbart pumpstart pumpas vattnet runt i förbiledningar utanförreaktorinneslutningen. Om dessutom signal ges till inpumpning. öppnas de yttreskalventilerna samtidigt som ventiler i förbiledningarna stängs. Inpumpningenavbryts pä signal om hög vattennivå i reaktorn. Fel i systemet kan endast sia uten krets. Systemets säkerhetsfunktion uppfylls av tvä kretsar.

8.1.6 LågtryckshärdkylsystemLägtryckshärdkylsystemet skall tillsammans med hjälpmatarvattensystemetoch avbläsningssystemet skydda reaktorhärden mot överhettning vid rorbrottav godtycklig storlek. Det bestar av fyra oberoende delsystem med vilka vattenkan tillföras reaktorn vid tryck under cirka I.5 MPa. Vattnet tas frän kondensa-tionsbassängen och pumpas med tvä kretsar till reaktorns fallspalt och med tvakretsar till strildysor över härden. Figur 8.3. Varje krets har en pump. i varssugledning finns en sil i kondensationsbassängen och en skalgenomfönng.Tryckledningen ansluter till reaktortanken via en skalgenomföring.

Lägtryckshärdkylsystemet ligger normalt i beredskap och startar automatiskt isituationer som kräver härdnödkylning. Pumpmotorerna är dieselsäkrade ochpåverkas inte av bortfall av yttre nät. Kapaciteten är 355 kg s per krets, vilketär tillräckligt för att med enbart tva kretsar bemästra ett maximalt rorbrott. Sys-temet startar automatiskt pa signal om hög temperatur eller högt tryck i reaktor-inneslutningen eller lag vattennivå i reaktorn. I det sistnämnda fallet öppnasskalventiler mot reaktorn för inpumpning oberoende av reaktortrycket.

Reaktorinneslutning

• Isations- 3bassäng r.

Sprinklersystem för reaktorhärden

Figur tiJSprinklersystem för reaktorhärden.

8.1.7 Sprinklersystem för reaktorinneslutningen

Sprinklersystemet för inneslutningen. Figur 8.4, bestar av fyra av varandra obe-roende kretsar som vardera innehåller en pump och en värmeväxlare. Systemettar vatten frän kondensationsbassängen via silförsedda sugledninuar som är ge-mensamma med hjälpmatarvattensystemet och lagtryckshäidkylsystemet.Vattnet i varje krets pumpas tillbaka till kondensationsbassängen via sprink-lingsdysor i kompressionsutrymmets tak ovanför bassängens yta. Tre av kretsar-na är pa pumpens trycksida anslutna till separata rörledningar och sprinklings-dysor i reaktorrummets tak. Sprinkling i reaktorrummet utlöses manuellt. Nor-malt är en krets i drift för Kylning av kondensationsbassängen. Samtliga kretsar

IM)

Reaktorinnesliitning

Kylsystem förreaktorinne-slutningen

•Kondensations-bassanq B

Havsvatteni kylsystem

Figur 8.4Kylning av reaktorinneslutningen.

startar automatiskt på signal om hög temperatur i bassängen eller start av av-blåsningssystemet. Vid rörbrott eller stort läckage i primärsystemet bidrar vat-tensprinklingen i reaktorrummet till att ta ner trycket i inneslutningen genomangkondensation och sköljer också ner kondenserbara fissionsprodukter.

8.1.8 Kylkedjor till havet

Havet är den slutliga värmesänkan för den reaktoreffekt som inte utnyttjas. Vidnormal drift sker kylningen huvudsakligen via turbinkondensorn och reaktornshuvudkylvattensystem. En liten del kyls av kylsystemet för kondensationsbas-

161

sängen via en dieselsäkrad kylkedja till havet. Vid avställning av reaktorn tilltemperaturer under 188°C, motsvarande reaktortrycket 1.2 MPa. räcker äng-produktionen inte längre till för att upprätthålla turbinkondensorns funktion.Då stängs ångledningarnas skalventiler och omkoppling sker till kylsystemet foravställd reaktor, som svarar för fortsatt nedkylning via den dieselsäkrade kyl-kedjan till havet. Dennas mellankylsystem inkopplas manuellt varvid dess vat-ten omfördelas sä att värmeväxlarna i kylsystemet för avställd reaktor far vat-ten, medan de normalt inkopplade värmeväxlarna i kylsystemet för kondensa-tionsbassängen isoleras.

Kylning av reaktorvatten kan också ske genom reningssystemet för reaktorvat-ten, som tar vatten från kylsystemet för avställd reaktor. Värmeväxlarna i >e-ningssystemet kyls till havet via en särskild kylkedja. som dock inte är tillgäng-lig vid bortfall av yttre nät.

8.1.9 Anläggningsspecifika dragAlla kokvattenreaktorer har samma principiella uppbyggnad och funktion. Detfinns dock vissa skillnader i systemutformning och data pa detaljnivå som harbetydelse vid störningar och haverisituationer. Systembeskrivningarna i det fö-regående gäller nyare anläggningar av typ Forsmark 3'Oskarshamn III. I dettaavsnitt redovisas några specifika drag för övriga anläggningar.

De väsentligaste skillnaderna mellan de äldre externpumpsreaktoicrna och denyare internpumpsreaktorerna är att man i de senare kunnat minska risken förstora bottenbrott genom att stora röranslutningar under härdens överkant eli-minerats. Vidare har internpumpsreaktorerna fyrdelade säkerhetssystem mottvådelade system i externpumpsreaktorerna. Utformningen av reaktorinneslut-ningen skiljer sig också pa ett sätt som i vissa fall är av betydelse.

Den äldsta svenska anläggningen. Oskarshamn I, har till skillnad frän de övrigaen hjälpkondensor. Dennas uppgift är att kyla bort reaktorns resteffekt da tur-binkondensorn inte är tillgänglig. Kondensatet återförs da till reaktorn medsjälvcirkulation. Hjälpkondensorns sekundärsida kyls genom avkokning av vat-ten varvid ångan avblåses fritt till omgivningen.

Systemen för härdnödkylning och inneslutningskylning är i O I placerade i ettgemensamt utrymme och inte fysiskt separerade som i övriga anläggningar. Vis-sa fel skulle då kunna slå ut båda systemen. Anläggningen har därför komplet-terats med ett hjälpmatarvattensystem i särskilt utrymme.

Oskarshamn II samt Barsebäck ) och 2 är i det närmaste identiska när del gällerden säkerhetsmässiga utformningen. De har till skillnad frän övriga block gas-turbinsäkrat matarvattensystem. Det innebär att matarvattensystemet kan sessom ett säkerhetssystem.

Ringhals I har ett högtryckshärdkylssystem och ett hjälpmatarvattensystemmed ångdrivna pumpar vilket är unikt bland svenska reaktorer. Rl har dess-utom högre avbläsningskapacitet i tryckavsäkringssystemet och högre kylkapa-citet hos bassängkylkretsen än övriga reaktorer.

162

Forsmark 1 och 2 var de första reaktorerna med interna cirkulationspumpar.Stora vattenutflöden från primärsystemet kan inte förekomma i dessa anlägg-ningar Det har lett till att antalet nedblåsningsrör kunnat reduceras väsentligtjämfört med externpumpsreaktorerna. Utmärkande för interpumpsreaktorer-na är att de har ett annulärt bassängrum. Figur 4.7. medan kondensationsbas-sängen fyller hela undre delen av inneslutningen hos externpumpsreaktorerna.Figur 11.1. F1/F2 har liksom externpumpsreaktorerna sprinklingsfunktion en-dast i reaktorrummet, medan F3/O III har automatisk sprinklingsfunktion i bas-sängrummet och manuel.t initierad sprinkling i reaktorrummet.

Till skillnad frän övriga internpumpsreaktorer är härdnödkylsystemet i F3/O IIIuppdelat i tvä härdstrilkretsar och två flödningskretsar anslutna till fallspalten.Vidare finns en reservtank med matarvatten som kan användas för spädmatningi störfall där matarvattensystemet i>r tillgängligt.

En betydelsefull skillnad mellan F3/O III och övriga reaktorer är att de nyareanläggningarna är konstruerade för att kunna motstå jordbävning utan att sä-kerheten äventyras. Det har bl a inneburit att hjälpmatarvattensystemet tar vat-ten frän kondensationsbassängen i stället för frän lagringtankar som i övriga an-läggningar.

Data för säkerhetssystemen är sammanställda i Tabell 8.1.

8.2 TryckvattenreaktornSystembeskrivningarna i det följande avser Westinghouse-reaktorer av typRinghals 2 - 4 .

8.2.1 SkyddssystemReaktorskyddssystemcn är liksom hos kokvattenreaktorn uppbyggda av

- en analogdel, omfattande mätgivare och signalbehandlingsutrustning

- en logikdel som analyserar signalerna för att ställa diagnos och bilda utsigna-ler till

- reläer som initierar erforderliga åtgärder, såsom snabbstopp, start av nöd-kylsystem etc.

Ringhals tryckvattenreaktorer har tvä redundanta sträk av logikenheter och re-läer. som mottar signaler frän fyra separata, analoga kanaler för varje mätstor-het (vissa mätstorheter har endast tre signalgivare).

Exempel pä några niätstorhe!er av intresse frän säkerhetssynpunkt är:

- neutronflöde

- neutronflödets ändringshastighet

- temperatur i huvudcirkulationssystemets varma ben

- temperatur i huvudc;r':ulationssystemets kalla ben

- tryck i tryckhällningstanken

163

— nivå j tryckhållningstanken

— kylflöde i huvudcirkulationssystemet

— matarvattenflöde

— tryck i huvudängledningarna

— vattennivå i ånggeneratorerna

— tryck i reaktorinneslutningen.

Bl a dessa mätstorheter används ensamma eller i kombination för att åstadkom-ma elektriska signaler som initierar erforderliga säkerhetsfunktioner.

8.2.2 AvställningssystemReaktorns avställningssystem består huvudsakligen av styrstavar och drivdonsamt två stråk av motorgeneratorer och brytare. Styrstavarna hålls ovanför här-den genom att motorgeneratorerna ger effekt till drivdonen som aktiverar enelektromagnetisk spärr i varje drivdon. Genom öppning av den normalt stängdabrytaren släpper spärren och stavarna faller av sin egen tyngd in i härden. Bry-taren öppnas automatiskt på signal från reaktorskyddssystemet. Genom särskil-da brytare kan test och underhäll utföras på ett av stråken även när reaktorn äri drift.

Reaktoravställning kan också åstadkommas genom ökning av halten bor i reak-torvattnet genom reaktorns volymreglersystem (se 5.4.2).

8.2.3 TryckavsäkringssystemReaktortrycket regleras normalt genom balansering av tillförd effekt via elpa-troner och bortförd effekt via sprinkling i tryckhållningstanken (se 5.2.2). Omangkondensationen i denna inte är tillräckligt snabb blåser ånga via ventiler tillavblåsningstanktn, Figur 8.5. Avblåsningsventilerna backas upp av säkerhets-ventiler. De tre avblåsningsventilerna sitter pä en samlingsläda i toppen avtryckhållningstanken medan de tre säkerhetsventilerna är separat monteradedirekt på tanken.

Varje avblåsningsventil är tryckluftdriven via en pilotventil som styrs på elek-trisk väg. Öppning sker antingen automatiskt pa signal om högt tryck i tryck-hållningstanken. eller manuellt från kontrollrummet. För varje avblåsningsven-til finns en motormanövrerad blockeringsventil som normalt är öppen men somkan stängas vid fel eller läckage på avblåsningsventilen. Avblåsningsventilernasöppningstryck är satt till 16.1 MPa, vilket är 0.35 MPa under det tryck som ini-tierar snabbstopp. Säkerhetsventilerna, som är av fjäderbelastad. självakti-verande typ, öppnar vid 17.1 MPa. Säkerhetsventilerna är dimensionerade föratt klara översvängningar (cirka K) r/c) i effekt vid snabbstopp och lastbortfall.

På huvudängledningarna finns det avblåsnings- och säkerhetsventiler som blå-ser ut i det fria vid för högt tryck i sekundärkretsen. Figur 8.5. De används även

164

Reaktorinneslutning

Avblåsnings ochsäkerhetsventil

5.5Skydd mot för högt tryck i tryckvattenreaktorn.

för att genom utströmmande ånga bli kvitt reaktoreffekt när turbinkondensorninte är tillgänglig. De kan kyla bort 100 % av reaktoreffekten.

8.2.4 Hjälpmatarvattensystem

Hjälpmatarvattensystemet används efter reaktorsnabbstopp om det ordinariematarvattensystemet inte skulle fungera, t ex på grund av elkraftbortfall. Dettar vatten från en kondensatförrådstank och för det till ånggeneratorernas se-kundärsida. Värmet frän reaktorns primärsystem till ånggeneratorernas sekun-därsida bortförs med ångblåsning genom ångledningarnas avblåsnings- och sä-kerhetsventiler. Hjälpmatarvattenpumparna startar automatiskt t ex om vat-tennivån i ånggeneratorerna skulle bli för låg. Systemet har tvä oberoendepumpsystem, det ena med en ängturbindriven pump och det andra med två el-motordrivna, dieselsäkrade pumpar.

165

8.2.5 Härdnödkylsystem

Nödkylsystemets ändamål är att vid brott eller större läckage i reaktorns huvud-cirkulationssystem ersätta det förlorade vattnet så att härdens kylning upprätt-hälls. Nödkyisystemet består av tre delsystem:

- högtryckssystem- ackumulatorsystem- lågtryckssystem

Högtryckssystemet har till uppgift att vid små och medelstora brott tillföra vat-ten tills reaktortrycket tagits ner så långt att lågtryckssystemet kan börja fung-era. Vid stora brott räcker inte högtryckssystemet till att ersätta vattenförlus-ten, men reaktortrycket sjunker då så snabbt att lågtryckssystemet nästan ge-nast kan tas i drift. Innan lågtryckssystemet ger full kapacitet tillförs vatten fränackumulatorsystemet.

Systemen visas schematiskt i Figur 8.6. Vid ett rörbrott kommer vatten attströmma ut i reaktorinneslutningen och samlas i sumpen på golvet. Högtrycks-systemet tar först vatten från en förrådstank med borvatten som pumpas in iprimärkretsens kalla ben med pumparna. Dessa är identiska med volymregler-systemets tre laddpumpar (jfr 5.4.2), av vilka en ständigt är i drift för spädmat-ning. Övriga laddpumpar startar automatiskt på signal frän reaktor-skvddssvstemet men kan också startas manuellt.

Reaktorinneslutning

Figur H.6Tryckvattenreaktorns nödkylsystem.

166

Nar trycket sjunker under 4 MPa trycks vatten automatiskt in också från acku-mulatortankarna. Det finns tre sådana tankar fyllda med borvatten och tryck-satta med kvävgas. Ackumulatorsystemet är exempel på ett passivt system sominte kräver någon manöverström eller kraftförsörjning för att fungera. Så fortreaktortrycket sjunker under ackumulatortrycket sprutas vatten in i primärkret-sarna.

Lågtryckssystemet får till en början vatten från förrådstanken. När vattnet i tan-ken tar slut börjar lågtryckspumparna att återcirkulera vatten från inneslut-ningssumpen via värmeväxlare. Dessa två pumpar och värmeväxlare ingår i detkylsystem som normalt används för resteffektkylning av reaktorn när den äravställd. Omkoppling av pumparnas sugledningar från förrådstank till inneslut-ningssump görs manuellt.

Även högtrvckssystemet kan indirekt ta vatten från inneslutningssumpen närförrådstanken är tömd. Det sker genom att laddpumparnas sugledningar anslutstill lågtryckspumparnas trycksida. Såväl högtryckssystemet som lågtryckssyste-met har således två driftsätt. Den ena benämnes säkerhetsinsprutning och denandra recirkulation. Omkoppling görs av reaktoroperatören på signal om lågnivå i förrådstanken eller när inneslutningssumpen är fylld till minst 45 c/c av sinvolym.

8.2.6 Sprinklersystem för reaktorinneslutningenSprinklersystemet för reaktorinneslutningen har till uppgift att kyla och ta nertrycket i inneslutningen genom strilning med vatten för att kondensera ånga som

Reaktorinneslutning

Figur 8.7Sprinklersystem för reaktorinneslutningen i en tryckvattenreaktor.

167

kommit ut i inneslutningen vid en haverisituation. Borerat vatten pumpas viaen värmeväxlare från förrådstanken genom strildysor i inneslutningens tak. Fi-gur 8.7. Vattnet samlas i inneslutningssumpen. När vattnet i förrådstanken ärslut tas vatten från sumpen och återcirkuleras.

Systemet har två oberoende kretsar. Varje krets består av två pumpar och tvävärmeväxlare i parallella stråk. Omkoppling till recirkulation sker genom attreaktoroperatören för varje krets öppnar två seriekopplade motordrivna venti-ler, som normalt isolerar in.ieslutningssumpen från sprinklersystemet, ochstänger ventiler i sugledningarna från förrådstanken. Sprinklersystemet intebara kyler reaktorinneslutningen utan ger också, i driftsättet recirkulation. re-dundans åt lågtryckssystemet för härdnödkylning.

8.2.7 Resteffektkylsystem

Vid normal avställning till kall reaktor används först ånggeneratorerna och tur-binkondensorn för att ta ned reaktorns temperatur och tryck. När trycket sjun-ker under 3 MPa kopplas resteffektkylsystemet in och svarar för den fortsattanedkylningen i den avställda reaktorn. Reaktorvattnet sugs då från huvudcirku-lationssystemet till resteffektkylsystemets pumpar och trycks genom värme-växlare tillbaka till reaktorn. Resteffektkylsystemet är inte något säkerhetssys-tem i egentlig mening men dess pumpar eller värmeväxlare ingår i lågtryckssys-temet för härdnödkylning.

8.2.8 Kylkedjor til! havet

Vid normal drift bortförs större delen av anläggningens outnyttjade effekt medhuvudkylsystemet och turbinkendensorn till havet. En mindre del avgår viakomponentkylsystemet. Det kyler ett antal pumpar och värmeväxlare i de ordi-narie driftsystemen, t ex huvudcirkulationspumparnas lager och axeltätningar(se 5.2.1) och volymreglersystemets värmeväxlare. Till komponentkylsystemetssäkerhetsuppgifter hör att bortföra värme från de fyra värmeväxlarna i sprink-lersystemet för reaktorinneslutningen och de två värmeväxlarna i rest-effektkylsystemet.

Komponentkylsystemet innehåller tre dieselsäkrade pumpar och två värme-växlare. Under normal drift svarar en pump och en värmeväxlare för systemetsfunktion. En andra pump står i beredskap och startar automatiskt vid fel på denordinarie pumpen. Den tredje pumpen tjänstgör som reserv och är kopplad tillden andra värmeväxlaren.

Komponentkylsystemets värmeväxlare kyls av saltvattensystemet till havet. Salt-vattensystemet har två redundanta stråk, vardera med tre dieselsäkrade pumparoch en värmeväxlare. Normalt är tre pumpar i drift, två i det ena stråket och eni det andra. En pump i vardera stråket ger tillräckligt flöde för att kyla kompo-nentkylsystemets värmeväxlare. Vid omkoppling till recirkulation i sambandmed härdnödkylning och inneslutningssprinkling krävs dock två pumpar i drifti vardera stråket.

168

8.3 Säkerhetsfunktioner

Som tidigare nämnts är distinktionen mellan driftsystem och säkerhetssystemoskarp, eftersom båda slagen ofta samverkar för den avsedda säkerhetsfunktio-nen. Det är bättre att tala om säkerhetsanknutna system. De inkluderar då ock-så system som inte direkt inverkar på händelseförloppet i en onormal situation,men vars funktion är nödvändig för de direktpåverkande systemen. Exempelpå sådana säkerhetsanknutna stödsystem är hjälpkraftsystem och sekundärakylsystem.

Utmärkande för säkerhetsanknutna system är att det ställs mycket höga kravpå deras tillgänglighet. Det uppnås bl a genom att systemen är utformade medredundans och diversifiering så att fel i en komponent eller ett delsystem inteäventyrar systemfunktionen. Alla funktioner som måste utföras snabbt är auto-matiserade. Åtgärder som inte kräver snabba ingripanden utförs manuellt, t exinkoppling av resteffektkylsystem. I detta avsnitt skall vi jämföra några väsent-liga säkerhetsfunktioner i kokvattenreaktorer och tryckvattenreaktorer.

8.3.1 Spädmatning

Spädmatningen av reaktorn innebär att i alla normala driftsituationer och deflesta onormala situationer, med undantag för rörbrott, förse reaktorn med vat-ten så att en tillfredsställande kylning möjliggörs.

I kokvattenreaktom sker spädmatningen normalt med matarvattensystemet,som tar vatten från turbinkondensorn via en matarvattentank. Om matarvatten-systemet inte är tillgängligt, t ex på grund av att fel uppstått i turbinkondensorneller kraftmatningen från yttre nätet upphört, övertar hjälpmatarvattensyste-met (8.1.5) spädmatningsfunktionen. Vatten tas då från reaktorinneslutningenskondensationsbassäng. som i sin tur spädmatas genom att angå avblåses frånreaktorn och kondenserar i bassängen.

Tryckvattenreaktorn spädmatas genom volymreglersystemet (5.4.2), vars ladd-pumpar suger vatten från förrådstankar innehållande rent vatten eller borsyra.Vatten och borsyra blandas så att önskad borhalt erhålles i det vatten som till-förs huvudcirkulationssystemet.

8.3.2 Nödkylning

Vid rörbrott och stora iäckage i primärsystemet räcker inte spädmatningen tillför att ersätta vattenförlusten. Då utlöses snabbstopp och nödkylning. Reak-torn isoleras genom stängning av inneslutningens skalventiler i alla system sominte används för nödkylningen. Nödkylningen har till uppgift att dels tillföravatten och kyla härden, dels kondensera och kyla den ånga som strömmar ut iinneslutningen.

Vid mindre brott i kokvattenreaktnrn utnyttjas hjälpmatarvattensystemet(8.1.5) för härdkylningen och sprinklersystemet (K. 1.7) för inneslutningskyl-ningen. Om vattennivån i reaktortanken inte kan upprätthållas utlöses tvångs-nedblåsning automatiskt varefter lågtryckshärdkylsystemet (8.1.6) kan använ-

169

Reaktorinneslutning

316 »-

urn[HAVET 1

311 Ångledningar 323

314 Avblåsningssystem 327

316 Kondensationssystem 712

322 Sprinklersystem förreaktorinneslutningen 721

Figur 8.8Nödkylning vid rörbrott i kokvattenreaktorn.

Lågtryckshärdkylsystem

Hjälpmatarvattensystem

Kylvattensystem för

avställd reaktor

Mellan kylsystem för

avställd reaktor

das. Vid stora brott sjunker trycket snabbt under 1.5 MPa då lågtryckssystemetkan börja pumpa in vatten i reaktorn. De system som utnyttjas visas schematiskti Figur H.H. I figuren anges de systembeteckningar som används för svenska kok-vattenreaktorer.

Nödkylning i tryckvattenreaktorn har beskrivits i avsnitt 8.2.5. I Figur S.9 visassystemen schematiskt med gängse beteckningar för amerikanska tryckvattenre-aktorer. Dessa beteckningar används ocksä i Sverige.

170

Reak tor innes lutning

I

RT Reaktortank

SG Ånggenerator

ACC Ackumulatorsystem

HHSI Högtryckssystem försäkerhetsinsprutning

RWST Förrådstank

LHSI Lågtryckssystem försäkerhetsinsprutning

CSIS Sprinklersystem förreaktorinneslutningen

CCS Komponentkylsystem

SWS Saltvattensystem

Heldragna linjer: SäkerhetsinsprutningStreckade linjer: Recirkulation

Figur ti. 9Nödkyining vid rörbrott i tryckvattenreaktorn.

8.3.3 Resteffektkylning

Resteffektkylningen har till uppgift att bortföra det värme som utvecklas genomde radioaktiva ämnenas sönderfall sedan den nukleära kedjereaktionen upp-hört (se 3.4.5).

Resteffektkylning i kokvattenreaktorn sker normalt genom att ånga leds frän re-aktorn till turbinens kondensor- och "luvudkylvattensystem. Kondensat återförstill reaktorn via kondensat- och matarvattensystemen. Vid temperaturer under188°C kopplas kylsystemet för avställd reaktor (8.1.8) in. En annan kylväg, somanvänds då huvudkondensorn inte är tillgänglig, är via avbläsningssystemet(8.1.3) till kondensationsbassängen i reaktorinneslutningen. Bassängen kyls

171

med inneslutningskylsystemet (8.1.7), varifrån resteffekten bortförs med hjälpav den dieselsäkrade kylkedjan till havet.

När turbinkondensorn inte är tillgänglig som värmesänka blåses överskotts-ånga frän reaktorn till kondensationsbassängen så att reaktortrycket hålls kon-stant. Spädmatarvatten tillförs genom ordinarie matarvattensystem (i extern-pumpsreaktorer genom hjälpmatarvattensystemet). I F3/O III hämtas spädma-tarvattnet från en speciell tank (jfr 8.1.9). Det är då cirka 170°C varmt och bi-drar jämte reiteffekten till uppvärmningen av bassängvattnet.

Kyleffekten i bassängkylkedjan beror av temperaturskillnaden mellan bassäng-vattnet och havet. Den är därför låg i början innan bassängvattnet värmts upp.Figur 8.10 visar hur den tillförda effekten och kyleffekten varierar med tiden.

Effekt i procentav fissionseffekt

3.0- :

2.5-ij

2.0- I

1.5-:

1.0-

0.5-:

t

I1\

1\\\

•:-:-:-:-:-:-xj

1 i i i i | i i

0 1 6 7 8Tid

tim

(T) Resteffekt för normal härd

(|) Restt-ffekt plus spädmatning med 170 °C vattenunder 4 1/4 timmar (F3/O III)

(5) Kyleffekt i bassängkylkedjan

(4) Effekt som lagras i bassängen

Figur 8.10Tidsförlopp av tillförd effekt och kyleffekt i kondensationsbassär.^cn för enkokvattenreaktor med intern cirkulation. Efter ref 807

172

Skillnaden mellan tillförd effekt och kyleffekt lagras i bassängen. Den lagradeeffekten minskar alleftersom resteffekten avtar och bassängtemperaturen ochdärmed kyleffekten ökar. Efter cirka 4 timmar är kyleffekten större än den till-förda effekten och bassängtemperaturen avtar med sjunkande resteffekt.

Normal resteffektkylning i tryckvattenreaktorn beskrivs i avsnitt 8.2.7. Sammapumpar och värmeväxlare som används vid normal resteffektkylning utnyttjasockså i lågtryckssystemet för härdnödkylning efter omkoppling till recirkula-tion. En annan kylväg är via sprinklersystemet för reaktorinneslutningen. se Fi-gur 8.9.

8.4 Data för säkerhetssystemVi avslutar beskrivningen av säkerhetssystem och säkerhetsfunktioner med attge data i tabellform för kokvattenreaktorer. Tabell 8.1. och tryckvattenreakto-rer. Tabell 8.2. Liksom för de ordinarie drift- och reglersystemen som beskrivitsi kapitel 4 och 5 finns vissa skillnader i konstruktionsdata för säkerhetssystemenmellan olika reaktorgenerationer.

Tabell 8.1Data för säkerhetssvstem i svenska kokvattenreaktorer. Källa: ref 807

System

AVSTÄLLNINGSSYSTEMAntal styrstavarAntal styrstavsgrupperAntal borkretsarBorvattentankens volymBorpumparnas kapacitet

AVBLÄSNINGSSYSTEMAntal säkerhets-, avblasnings-och reglerventilerAntal säkerhetsventilerÖppningstryck

Kapacitet per ventilvid öppningstryckAntal avbläsningsventilerÖppningstryck elstyrt

impulsKanacitet vid reaktortrvck

Enhet

---m'kg/s

--MPa

kg/s-MPaMPakc s

OI

11228152x2.5

16128.5

66.547.4-7.55855

Oil

10917172x3.5

22138.5

66.577.2-7.78Sx5S

Fl

16118

2252x2.5

1318.5

86.1107.4870

F3

16918i

2x112x2.5

1888.0-8.35

12387.48-8.5107.6

Antal reglerventiler

KOMPENSATIONSSYSTEMBassängens volym vid normalvattennivåNedblasningsrör. ani il

. nedsticksdjup

. innerdiameterVakuumbrvtare. antal

2x23t

m'-in

m

1843961.50.6_

1924963.00.67

2980407.00.610

3166245.00.68

173

System Enhet OI Oil Fl F3

HJ ALPMAl ARV ATI ENSYSTEMKapacitet kg/s 2x15 2x30 4x22.5 4x22.5Vattenförsörjning lagrtank lagrtank lagrtank kund

bass

LAGTRYCKSHARDKYLSYSTEMFlöde vid trycklös reaktor kg/s 220 2x170 4x125 4x355

(1 krets)380 (2 kretsar)

SPRINKLERSYSTEM FÖRREAKTORINNESLUTNINGENAntal kretsarFlöde per kretsStarttid

RESTEFFEKTKYLNINGBassangkylning. antal kretsar" - . kylkapacitet

per kretsKylsystemet för avställdreaktor, kylkapacitet

—kg/ss

-

kW/T

MW

7530

141.5

2x5.2

100120

->

212

2x9.4

49050

4

210

2x16

410050

4

245

2*19

Tabell 8.2Data för säkerhetssystem i svenska tryckvattenreaktorer.

System

AVSTALLNINGSSYS TEMAntal styrstavsknippenAntal stavar knippe

AVBi ASNINGSSYSTEMAntal säkerhetsventilerÖppningstryckKapacitet per ventilAntal avnlasningsventiler

ÖppningstryckKapacitet per ventil

HARDNÖDKYLSYSTEMHögtryckssystem, konstruktionstryck" - . flöde 'Ackumulatorsystem, kopstr. tryck"-. vattenvolym (min)

" - . flöde (max)Lagtrvckssvstem, konstruktionstryck' • - . flöde'

Enhet

--

-MPakg/s-MPa

kg's

MPakg/sMPam'kg'sMPakg/s

R2

5320

317.144.1316.2

26.5

19.32\354.826.022004.12.236

R3R4

S324

19.32x414.83x28.32201)4.1

174

System Enhet OI Oil Fl F3

HJALPMATARVATTENSYSTEMKapacitet, ängturbindriven pump kgs 41"- . elmotordrivna pumpar kgs 2x20.5Vattenförsörjning kondensatför-

rädstankdricksvatten-bassäng

SPRINKLERSYSTEM FÖR REAKTORINNESLUTNINGENAntal kretsar - 2Konstruktionsflöde per krets kgs 120Vattenförsörjning borvattentank

inneslutningsrumKYLSYSTEM FOR AVSTALLD REAKTORAntal kretsar - 2 2Konstruktionsflöde per krets kg/s 236 238Termisk effekt per krets MW S.6 K.KS

Referenser801 Oskarshamnsverke t s Aggregat III

Preliminary Safety Analysis Repor;OKGAB(1975)

802 Säkerhetsstudie Forsmark.?DS I 1978.3Industridepartementet (1978)

803 Några viktiga hjälp- och säkerhetssystem. KokvattenreaktorInformationsskriftRådet tor kärnkraftsäkerhet (1981)

804 Ringhals Kraftstation. Aggregat 3Preliminary Safety Analysis ReportStatens vattenfallsverk (1971)

805 Några viktiga hjälp- och säkerhetssystem. TryvkvattenreaktorInformationsskriftRådet för kärnkraftsäkerhet (1981)

806 Ringhals 2 Safety StudyStatens vattenfallsverk (1983)

807 Handbok över processamband vid störningar i svenska kokarreaktorerInternpumpsanläggningarStatens kärnkraftinspektion (1985)

175

9 DETERMINISTISK SÄKERHETS-ANALYS

Säkerhetsanalys innebär att undersöka hur reaktoranläggningen beter sig ionormala situationer. Det görs som ett led i konstruktionsprocessen och ingårsom en väsentlig del i den säkerhetsredovisning som skall granskas av tillsyns-myndigheterna och godkännas innan beslut om uppförande medges. Säkerhe-ten analyseras sedan fortlöpande under reaktoranläggningens drift för gransk-ning av dess säkerhetsmässiga status och som underlag för eventuella säkerhets-höjande åtgärder.

Säkerhetsanalys genomförs på två principiellt olika sätt som kompletterar var-andra. Deterministisk (orsaksbestämd) analys innebär att förloppet efter en an-tagen störning studeras med beräkningsmodeller som beskriver de fysikaliskaprocesserna i reaktorsystemen. Syftet är bl a att verifiera att tillåtliga värden påväsentliga tillståndsparametrar inte överskrids. Probabilistisk (sannolikhetsba-serad) analys inriktas på att identifiera onormala händelsesekvenser som kanleda till härdsmältning och på att studera säkerhetssystemens tillförlitlighet.Syftet är bl a att ge underlag för säkerhetshöjande åtgärder.

I detta kapitel beskrivs huvuddragen i den deterministiska analysen av primär-system och reaktorinneslutning vid störningar i de ordinarie drift- och reglersys-temen men där väsentliga säkerhetsfunktioner vid behov är tillgängliga. Proba-bilistisk analys av härdens säkerhet behandlas i kapitel K). Deterministisk ana-lys av primärsystem och inneslutning när väsentliga säkerhetsfunktioner inte ärverksamma tas upp i kapitel 11.

9.1 HändelsetyperHändelser av säkerhetsmässig betydelse omfattar alla omständigheter sommedför signifikanta avvikelser frän normala värden av väsentliga tillständspara-metrar i reaktorns primärsystem, t ex tryck, temperatur, värmeflöde, vattenflö-de, vatteninnehåll. Sädana händelser kan initieras av fel i teknisk utrustning el-ler av mänskligt felhandlande. De kan också orsakas av yttre omständigheter,säsom brand eller naturfenomen. För analysändamäl brukar de onormala hän-delserna indelas i huvudsakligen tre kategorier:

- LOCA (Loss-of-Coolant-Accident), dvs händelser som innebär förlust avkylmedel. t ex genom rörbrott i primärsystemet.

- Trunsienter, vilket är en sammanfattande benämning för alla händelser(utom LOCA) som leder till obalans mellan tillförd och bortförd värme i re-aktorn.

- Yttre händelser, t ex jordbävning, brand, översvämning, blixtnedslag, yttreexplosioner etc.

Indelningen är huvudsakligen historiskt betingad och beror delvis pä den bety-delse som i den amerikanska säkerhetsfilosofin tillmättes en stor LOCA, dvs ett

176

postulerat stort rörbrott i reaktorns huvudcirkulationssystem som inledning tillkonstruktionsstyiande haveri för nödkylsystem och reaktorinneslutning.

9.1.1 LOCAEn LOCA uppstår genom brott eller läckage i reaktorns primärsystem av ensådan storlek att kapaciteten hos reaktorns ordinarie spädmatningssystem interäcker till för att ersätta kylmedelsförlusten. Då utlöses reaktorsnabbstopp,stängning av reaktorinneslutningens skalventiler (reaktorisolering) och start avnödkylning. Förloppet kan kort beskrivas som följer:

1. Brott inträffar i primärsystemet och vatten av högt tryck och hög temperaturströmmar ut i reaktorinneslutningen.

2. Nödkylsystemen tillför vatten och håller härden tillräckligt kyld.

3. Radioaktiva ämnen som eventuellt frigörs från härden kvarhälls i reaktorin-neslutningen.

4. Sprinklersystem kyler inneslutningen och sköljer ut radioaktiva ämnen frändess atmosfär.

Om säkerhetssystemen fungerar som avsett blir konsekvenserna för omgivning-en obetydliga. LOCA kan initieras på flera sätt. genom t ex rörbrott, icke-åter-stängande avblåsningsventil, tubbrott i ånggenerator (tryckvattenreaktorn) el-ler brott mellan huvudcirkulationssystem och anslutande lågtryckssystem. Medhänsyn till brottets storlek brukai man skilja mellan stora, medelstora och småLOCA. Förloppen i dessa fall blir olika De beskrivs närmare i avsnitt 9.4 och9.5.

För kokvattenreaktorn skiljer man mellan inre och yttre rörbrott, beroende påom br met inträffar innanför eller utanför reaktorinneslutningen.

9.1.2 Transienter

De flesta transienter bemästras av reaktorns ordinarie drift- >ch reglersystemutan att driften behöver avbrytas. I vissa fall krävs att reaktorns effekt snabbtsänks för att inte härden skall överhettas. Det är i första hand denna typ avtransienter som är föremål för säkerhetsanalys. Hit hör t ex händelser som inne-bär onormal ökning av reaktoreffekten, minskning av kylflödet eller ökning avreaktortrycket. Analysen omfattar även den avställda reakton. eftersom här-den kan överhettas om inte resteffektkylningen fungerar effektivt.

1 ransienter av säkerhetsmässig Hetydelse kan grovt indelas efter den frekvensmed vilken de väntas inträffa:

- transienter som väntas inträffa någon gån^ per driftår

- transienter som väntas inträffa någon pang under reaktorns livslängd.

177

Till den förra kategorin hör sådana som orsakas av enstaka apparatfel eller en-staka operatörsfel, t ex fel i matarvattensystem, kortvarigt bortfall av yttre nät.turbinsnabbstängning, obefogad reaktorisolering. Till de mera sällsynta transi-enterna räknas sådana som initieras av stora reaktivitetsstörningar. långvarigtnätbortfall eller flera samtidiga funktionsfel.

9.1.3 Konstruktionsstyrande haverier

De konstruktionsstyrande haverierna representerar en speciell klass av händel-ser, som överhuvudtaget inte väntas inträffa under reaktorns livslängd men varsexistens postuleras som underlag för säkerhetssystemens konstruktion. Exem-pel på konstruktionsstyrande haverier är:

- stor LOCA initierad av ett tvärt brott ("giljotinbrott") på den grövsta rörled-ningen i reaktorns huvudcirkuiationssystem

- transient med högt reaktortryck och uteblivet snabbstopp

- transient med snabb reaktivitetsökning ("fallande styrstav")

- yttre händelse av typ jordbävning, brand ö\ersvämning o d.

Traditionellt ägnas analysen och verifikationen av konstruktionsstyrande ha-verier stor uppmärksamhet i säkerhetsarbetet.

9.1.4 Klassificering av händelser

Det är inte möjligt att analysera alla tänkbara typer av händelser. För analysän-damål är det lämpligt att dela in de förutsedda onormala händelserna i grupperefter deras väntade frekvens (jfr 7.4). Man får då ett schema t ex enligt Tabell9.1.

Tabell 9.1Klassificering av händelser för säkerhetsanalys.

Händelse

Störningar som bemästras av ordinarie drift-och reglersystem utan driftavbrott

Förutsedda, icke ovanliga händelser som kanleda till initiering av säkerhetskedja

Förutsedda, sällsynta händelser som initierarsäkerhetskedja

Osannolika händelser, postulerade för kon-struktion av säkerhetssystem

Mycket osannolika händelser utanför kon-struktionsförutsättningarna

Frekvensiper är)

lO'-K)

10'-10'

10-M0-1

<10 -"

Beteckning

Hi

H:

\h

H4

Enligt denna indelning är endast händelser i kategorien.-» H: - \h av säkerhets-mässig betydelse. Exempel på sådana händelser ges i följande tabell.

Tabell 9.2Exempel på händelser av säkerhetsmässig betydelse.

Kategori Händelse

NätstörningTurbinbortfall

H: Okontrollerad borutspädning (PWR)Obefogad reaktorisolering (BWR)

Små rörbrottHy Bortfall av huvudcirkulationspumpar (PWR)

Obefogad reaktorisolering vid otillgängligt yttre nät (BWR)

Rörbrott i huvudcirkulationsledning (DBA-LOCA)FI4 Ångledningsbrott (PWR)

Reaktorisolering med uteblivet snabbstopp (BWR)

ReaktortankbrottH< LOCA med utebliven nödkylning

Transient med utebliven reaktoravställning

Händelser i kategori H: - H4 beskrivs närmare i avsnitten 9.4 - 9 . 7 nedan.Händelser i kategori H5 analyseras i kapitlen 10 och 11.

9.2 KriterierFör att ange mål och villkor för säker konstruktion och drift av reaktoranlägg-ningar har man sökt definiera gränsvärden för väsentliga tillstandsparametraroch ange kriterier för säkerhetsanalysen. I detta avsnitt ges några exempel pasädana kriterier.

9.2.1 Nödkylning

För utvärdering av nödkylningens effektivitet har den amerikanska tillsynsmyn-digheten uppställt kriterier som tillämpas även i andra länder. Utgångspunktenär att experimentell verifiering i full skala av förloppen vid stor LOCA av natur-liga skäl inte är möjlig. Därför baseras kriterierna pä beräknade förlopp i värstatänkbara fall. Kriterierna är allmänt hållna och gör ingen skillnad pa kokvatten-och tryckvattenreaktorer. De specificeras i fem punkter (jfr 3.4.6):

1. Den maximala kapslingstemperaturen under forloppet far inte överstigaI 2(J4°C (2 2()()°F).

2. Den maximala oxidationen av kapslingen för den hetaste bränsleslaven farinte överstiga 17 % av kapslingstjockleken före oxidation.

3. Mängden vätgas genom reaktion mellan zirkonium och vatten far inte över-stiga 1 °/r av den totala mängd som skulle bildas ,)in all kapsling reagerade.

4. Eventuella förändringar av härdens geometri i samband med brottet far intehindra härdens kylbarhet.

179

5. Resteffekten skall kunna kylas bort och härden hållas vid låg temperatur un-der tillräckligt lång tid efter händelsen.

Eftersom analysen baseras på beräkningar har myndigheten också specificeratkrav på de beräkningsmetoder som skall användas. Syftet har då varit dels att sälångt som möjligt understödja beräkningarna med experimentella resultat överdelförlopp, dels att genom försiktiga antaganden på osäkra punkter åstadkom-ma att beräkningarna ger resultat på den säkra sidan. Nödkylningskriteriernahar utsatts för kritik, å ena sidan för att vara alltför restriktiva, å den andra föratt inte garantera resultat på den säkra sidan.

När nödkylningskriterierna infördes i början av 1970-talet kom säkerhetsarbe-tet i stor utsträckning att inriktas på att motverka följderna av stor LOCA. Kri-terierna medförde begränsningar för härdens värmebelastning vid normal drift.Kraven på nödkylsystemens kapacitet och tillgänglighet skärptes. Stora experi-ment startades för att verifiera beräkningsmetodernas giltighet. Säkerheten vidandra typer av LOCA som utspelas långsammare och kan kräva manuella in-grepp beaktades inte i lika hög grad.

9.2.2 Värmebelastning

Som ett generellt kriterium för transienter gäller att det kritiska värmeflödet påbränslekapslingen inte får överskridas någonstans i reaktorn. Vid kritiskt vär-meflöde stiger kapslingstemperaturen snabbt (se 3.4.3) och skador på kapsling-en skulle kunna inträffa.

Marginalen till kritiskt värmeflöde definieras vanligen olika för tryckvattenre-aktorer och kokvattenreaktorer, vilket sammanhänger med de experimentellakorrelationerna för det kritiska värmeflödet. För tryckvattenreaktorer beräk-nas kvoten mellan kritiskt värmeflöde och högsta verkligt värmeflöde för enbränslestav. Denna kvot betecknas DNBR (Departure from Nucleate BoilingRatio). För kokvattenreaktorer anges istället kvoten mellan den bränslepatron-effekt som ger kritiskt värmeflöde vid verkligt kylflöde och den verkliga patron-effekten i den betraktade kylkanalen. Denna kvot betecknas CPR (Critical Po-wer Ratio).

För att ta hänsyn till osäkerheter i de experimentella korrelationerna och i devärme- och strömningstekniska beräkningarna m m stipuleras endera av tva till-vägagångssätt (909):

a) För DNBR eller CPR skall gälla med 95 c/< sannolikhet pä 95 c>'< konfidensni-vä att den hetaste bränslestaven inte överskrider kritiskt värmeflöde.

b) Ett minsta värde på DNBR eller CPR skall bestämmas sä att minst 99.9 r'<av hr;inslesiav;irna inte utsätts för kritiskt värmeflöde.

I praktiken dimensioneras tryckvattenreaktorer så att minsta värdet pa DNBRär större än 1.50 vid stationär drift och större än 1.30 vid transienter.

För kokvattenreaktorer är vanligen minsta värdet pa CPR större än 1.30 vidstationär drift och större än 1.06 ä 1.07 vid transienter.

1X0

9.2.3 Tryckavsäkring

För tryckavsäkringen av svenska kokvattenreaktorer gäller att den sammanlag-da avbläsningskapaciteten skall vara tillräcklig för att reaktortrycket inte över-skrider tillåtligt tryck enligt de svenska tryckkärlsnormerna, dvs 10 c/c över re-aktortankens konstruktionstryck. Kravet gäller även om snabbstopp uteblir vidtransienter som orsakar maximal tryckökning, dvs transienter som innebär attreaktorn isoleras från turbinen.

9.2.4 Reaktoravställning

Transienter av säkerhetsmässig betydelse kan allmänt definieras som händelservilka utlöser reaktorsnabbstopp. dvs inskjutning av reaktorns styrstavar. Styr-stavarna skjuts in på elektrisk signal varvid de enskilda styrstavarna är koppladei grupper. Trycktransienter, t ex i samband med stora rörbrott, får inte deforme-ra härden så att styrstavarna hindras gå in. För analysändamål gäller vid utlöstsnabbstopp att samtliga styrstavsgrupper utom en, den mest reaktiva, antas gäin i härden. Den styrstavsgrupp som inte går in antas förbli helt utdragen. Här-igenom åstadkoms en säkerhetsmarginal för det osannolika fall att en styrstavskulle fastna i utdraget läge. En ytterligare marginal ligger i kravet på att beräk-ningarna skall visas ge en betryggande underskottsreaktivitet, vanligen minst1 %, med samtliga styistavsgiupper införda utom en.

9.3 AnalysmetoderDeterministisk säkerhetsanalys innebär att utvalda LOCA och transienter stu-deras med datorprogram som beräknar hur väsentliga tillståndsparametrar förreaktorsystem och inneslutning varierar med tiden efter den inledande händel-sen. Analysen har till uppgift att dels verifiera säkerhetssystemens dimensione-ring och därvid visa att de av myndigheterna fastställda kriterierna är uppfyllda,deis möjliggöra realistiska säkerhetsbedömningar i förutsedda eller inträffadestörningsfall. Väsentliga parametrar är t ex vattennivån i reaktortanken, reak-tortrycket, tryck och temperatur i reaktorinneslutningen, speciellt temperatu-ren i kokvattenreaktorns kondensationsbassäng. Värme- och strömningsteknis-ka (termohydrauliska) beräkningsmodeller uppställs utgående från balansvill-kor för bl a massa och energi. Eftersom modellerna endast representerar verk-ligheten mer eller mindre approximativt måste deras giltighet prövas genomjämförelse med experiment.

Beräkningsmodellerna ingår i mer eller mindre komplicerade datorprogram.Man skiljer mellan program för LOCA-analys, transientanalys och inneslut-ningsanalys.

9.3.1 LOCA-analys

Datorprogram för LOCA-analys beskrivc de termohydrauliska förloppen vidförlust av kylmedel i primärsystemet. Primärsystemet delas in i ett antal kon-trollvolymer som förbinds med en eller flera strömningsvägar. Det strömmandemediet kan innehålla en eller flera faser (ånga, vatten, gasei). Programmen lö-

181

ser balansekvationer för det strömmande mediets massa, energi och rörelse-mängd i endimensionell geometri. På grund av icke-linjära samband och snabbaförlopp (vid stor LOCA) blir den numeriska lösningen komplicerad. Bl a därföratt vissa grundläggande fenomen och mekanismer är ofullständigt kända an-vänds tvä olika versioner av program:

- licemieringsprogram som innehåller av myndigheterna föreskrivna pessi-mistiska antaganden på osäkra punkter, samt

- realistiska program med bästa uppskattning av ofullständigt kända fenomenoch mekanismer.

Licensieringsprogrammen ger i allmänhet flera hundra grader högre maximalkapslingstemperatur än de realistiska programmen vid analys av stor LOCA.Storskaliga experiment har visat att licensieringsprogrammen ger en stor säker-hetsmarginal mot härdöverhettning. Det är därför möjligt att nödkylningskri-terierna kommer att modifieras så att högre härdbelastningar tillåts med bibe-hållen säkerhet. Det kan komma att ske t ex genom användning av realistiskaprogram med statistisk behandling av osäkerheter.

9.3.2 Transientanalys

Vid transientanalys är kopplingen mellan reaktivitet (reaktoreffekt) och termo-hydraulik (värmetransport) i allmänhet av betydelse. Datorprogrammen inne-håller därför utom beskrivning av termohydrauliken också modeller för härdensneutronfysik och reglersystemens funktion. De värme- och strömningstekniskaförloppen är långsammare än vid stor LOCA och kan beskrivas med enklaremodeller. Å andra sidan krävs för vissa transienter en detaljerad beskrivning avförhållanden i reaktorns rymd. Transientprogram används ofta även för analysav små och medelstora LOCA. En speciell klass av transienter utgörs av s kavställningstransienter. I analysen av dessa studeras energi- och massbalans iden avställda reaktorn, dvs väsentligen resteffektkylning och spädmatning.

9.3.3 Inneslutningsanalys

För beräkning av tryck och temperatur i reaktorinneslutningen vid LOCA an-vänds speciella beräknings- och datorprogram. I dessa delas reaktorinneslut-ningen in i ett lämpligt antal rum, som antas innehålla en gas- och en vätskefas.Gasfasen kan innehålla icke-kondenserbara gaser och överhettad eller mättadånga inklusive vattendroppar. Vätskefasen består av underkylt eller mättat vat-ten och eventuellt bubblor av luft och ånga. För varje rum löses balansekvatio-ner för massa och energi för varje fas och komponent. Massflödet mellan rum-men beräknas med rcrelsernängdsekvationer. För kokvattenreaktorn är förhål-landen i kondensationsbassängen vid ångblåsning av speciellt intresse.

9.4 LOCA i kokvattenreaktornLOCA inleds av brott eller läckage i reaktorns primärsystem. Det är lämpligtatt skilja mellan brott ovanför och nedanför härdens överkant ("toppbrott" re-spektive "bottenbrott") samt mellan stora och små brott. Stora brott karakteri-

182

seras generellt av att reaktortrycket snabbt sjunker så att lågtryckshärdkylsyste-met kan pumpa in vatten i reaktorn. Vid små brott och läckage är kapacitetenhos reaktorns ordinarie spädmatningssystem tillräcklig för att ersätta kylme-delsförlusten och bibehålla vattennivån i reaktortanken. Det är också av bety-delse om rörbrottet sker innanför eller utanför reaktorinneslutningen. Utström-ningen vid yttre brott kan begränsas genom stängning av skalventiler, medaninre rörbrott är "oavstängbara".

9.4.1 Brott på huvudcirkulationsledning

För reaktorer med extern cirkulation (Figur 4.5) utgör brott på huvudcirkula-tionsledning som ansluter i botten av reaktorn inledningen till ett konstruk-tionsstyrande haveri. För moderna kokvattenreaktorer mei. intern cirkulationkan stora bottenbrott inte förekomma i praktiken, eftersom de externa cirkula-tionskretsarna tagits bort. Pumphus för huvudcirkulationspumpar och drivdonför styrstavar som ansluter i botten är i dessa reaktorer försedda med strypning-ar så att utflödet vid eventuellt brott är starkt begränsat.

Förloppet vid en postulerad stor LOCA i en reaktor med extern cirkulation in-leds med ett giljotinbrott på en cirkulationsledning (650 mm diameter) nära eninloppsstuts i botten av reaktorn. Det initiala utflödet uppskattas till cirka20 000 kg/s. Omedelbart efter brottet utlöses snabbstopp och skalventilstäng-ning. Yt*re nät postuleras falla bort i samband med att turbingeneratorn upphöratt mata ut spänning. Det termohydrauliska förloppet kan grovt indelas i ettnedblåsningsskede och ett nödkylningsskede, Figur 9.1.

Nedblåsningsfas Ncdkylningsfas

Max. kapshngsI temperatur

1000 sek

Figur 9.1Schematiska förlopp vid postulerad stor LOCA i en kokvattenreaktor med ex-tern cirkulation.

183

Strax efter brottet vänder kylflödet genom härden. Torrkokning inträffar redaninom ett par sekunder. Då försämras kylningen drastiskt och kapslingstempera-turen börjar stiga. Efter en kort period av ren ångkylning förbättras kylningentillfälligtvis under nedåtströmning av en tvåfasblandning av ånga och vatten ge-nom intensiv avkokning av vatten från spalterna mellan kylkonalerna. Sedanfallspalten tömts efter cirka 15 sek kommer ånga att strömma ut genom fallspal-ten och brottstället varvid reaktortrycket snabbt sjunker. Efter cirka 30 sek ärtrycken i reaktortank och inneslutning i balans och strömningen genom härdenstagnerar.

Man räknar med att lågtryckshärdkylsystemet är igång efter cirka 20 sek. Dåsprinklas vatten över härden från strildysor ovanför härden. Undan för undankommer vattnet att väta först kylkanalernas väggar, sedan kapslingsrören. Stril-kylningen får kapsHngstemperaturen att passera ett maximum efter några minu-ter. Det är denna maximala kapslingstemperatur som i säkerhetsanalysen medföreskrivna beräkningsmetoder skall visas vara lägre än 1 2()4°C.

Efter ungefär 30 min har kapslingstemperaturen sjunkit till låg nivä. Dä inträ-der en resteffektkylpenod under vilken det räcker med att ersätta det vattensom kokas av på grund av resteffekten. För att härden skall bli åtkomlig på läng-re sikt fordras att reaKtortanken återfylls. Vid stora bottenbrott kan det endastske genoi.- att hela reaktorinneslutningen fylls med vatten.

Inom de första sekunderna efter brottet uppträder stora reaktionskrafter på re-aktortank och interna delar på grund av vattenutflödet. Tryckstegringen avånga och gas i inneslutningens reaktorrum pressar vatten och gas genom ned-blåsningsrören till kondensationsbassängen. Härvid sker en uppjäsning av bas-sängvattnet som innebär stora dynamiska påkänningar i bassängrummet. Reak-tortank med interna delar, rörledningar och reaktorinneslutning är konstruera-de för att tåla de uppträdande belastningarna.

Kylning av bassängvattnet initieras automatiskt i samband med brottet och skergenom sprinkling av kompressionsutrymmet ovanför bassängen och recirkula-tion genom kylare (jfr 8.1.7). Sprinkling av reaktorrummet kan inkopplas ma-nuellt och begränsar tryck och temperatur i inneslutningsatmosfären genomkondensation av utströmmande ånga. Åtgärden tillgodoräknas dock inte förräntidigast 30 minuter efter primärhändelsen.

9.4.2 Brott på huvudångledning

I kokvattenreaktorer med intern cirkulation är ett antaget giljotinbrott på enhuvudångledning innanför reaktorinneslutningen representativt för en storLOCA. Utflödet av ånga orsakar då ökning av tryck och temperatur i reaktorin-neslutningen, vilket utlöser stängning av ångledningarnas skalventiler och reak-torsnabbstopp. Trycket i reaktortanken sjunker snabbt. Det leder till att vatten-nivån jäser upp och når ångutloppen. Utflödets karaktär ändras då från ångatill en tvåfasblandning av ånga och vatten. När vatteninnehållet i reaktortankenminskar övergår utflödet åter till ren ånga. Efter ungefär 1 min har trycken ut-jämnats mellan reaktortank och inneslutning och nedblåsningsfasen är över. Dåinleds en trycksänkningsfas genom sprinklersystemet för reaktorinneslutning-en, Figur 9.2. Sprinkling av kompressionsutrymmet och därmed bassängkylning

184

Tryck(MPa)

500

400

300

200

100

Utströmningsflöde

Inneslutnings-tryck i

Strilstart Strilstartbassängrum reaktorrum .

Flöde(kg/s)

2000

1000

0.1 1 10 100 1000 10000

Tid (sek)

Figur 9.2Tryck i reaktorinr.eslutningens reaktorrum efter brott på huvudängledning i OIII. Efter ref 902.

utlöses automatiskt i samband med brottet och antas starta efter 50 sek. Sprink-ling av reaktorrummet initieras manuellt och antas starta efter 30 min.

Härden förblir effektivt kyld under hela nedblås ningsfasen genom tvåfasström-ning av en häftigt kokande blandning av ånga och vatten. När reaktortrycketsjunkit till 1.5 MPa startar lågtryckshärdkylsystemet och reaktortanken åter-fylls. Det är osannolikt att vattennivån någonsin sjunker under härdens över-kant och att torrkokning inträffar. Kapslingstemperaturen stiger obetydligtöver sitt normala värde. Det innebär en mycket stor marginal till den kritiskatemperaturen 1 204°C.

9.4.3 Små och medelstora brott

Vid små och medelstora brott leder utströmning av ånga (toppbrott) eller vatten(bottenbrott) till förhöjd temperatur i reaktorinneslutningen, vilket utlöserstängning av skal ventiler, reaktorsnabbstopp och öppning av avblåsningsven'i-ler. Det fortsatta förloppet blir beroende av brottets karaktär och brottflödetsstorlek samt av vilken reaktortyp det gäller. Beskrivningen i det följande avseren internpumpsreaktor av typ Forsmark 3 (ref 902).

185

Vid små toppbrott, utflöde < 80 kg/s, kan vattennivån i reaktortanken upprätt-hållas med en eller två hjälpniat:'.r- attenkretsar. Var och en av de fyra kretsarnahar en kapacitet av 22.5 kg/s och tar sitt vatten från kondensationsbassängen.

Relativnivå

2 -

50 60 minTid

(T) Initialt utflöde 40 kg/s, spadmatning 22.5 kg/s

(2) Initialt utflöde 80 kg/s, spädmatning 45 kg/«

(3) Initialt utflöde 300 kg/s, spädmatning 67.5 kr»/s

Figur 9.3Exempel på beräknade nivå- och tryckförlopp vid små och medelstora topp-brott i Forsmark 3. Efter ref 902.

186

Det kalla hjälpmatarvattnet gör jämte utflödet att reaktortrycket och därmedbrottflödet sjunker. Vid smä utflöden sker trycksänkningen mycket långsamt.Figur 9.3, kurva 1. Resteffekten genererar ånga s< strömmar ut genom brott-stället. Vid större brottflöden. Figur 9.3, kur - ., sjunker trycket snabbare.Resteffekten producerar då en mindre and-: • ångan, större delen kommerfrän lagrad energi hos reaktorvatten och < . reaktordelar, jfr Tabell 3.4.

Vid medelstora toppbrott, utflöde <" S'\, kg/s, sjunker reaktortrycket snabbt. Fi-gur 9.3, kurva 3. Det orsakar jäi .j; i reaktorn. Utflödet minskar i proportiontill det sjunkande trycket. Si',-•• <nde nivå i reaktortanken leder till utlösningav tvängsnedblåsning och r1 • .'-jr start av lågtryckshärdkylsystemet som hållerhärden vattentäckt. Vid .. * .ia brottflöden över cirka 300 kg/s blir trycksänk-ningen sä snabb att tvåt .ledblåsningen saknar betydelse. Vid brottflöden upptill 300 kg/s räcker hi ipmatarvattensystemet (tre kretsar) för att hålla härdenvattentäckt.

Vid små bottenbrott, utflöde < 45 kg/s, kan nivån i reaktortanken upprätthällasmed hjälpmatanattensystemet. Det skall dock kompensera för bäde vattenut-flödet och den änga som genereras av resteffekten. Vid 45 kg/s initialt brottflödeoch ett hjälpmatarvattenflöde om 45 kg/s (två kretsar) sjunker först nivån i re-aktorn, eftersom änga avblåses för att hålla trycket konstant. Redan efter korttid minskar angavbläsningen och brottflödet så att de två hjälpmatarvattenkret-sarna kan återställa normal vattenivå i reaktortanken. Vattennivån befinner sighela tiden ovanför härdens övre kant.

För en kokvattenreaktor med intern cirkulation representerar 45 kg/s det störstabrottflöde som realistiskt kan erhållas vid bottenbrott. Dock postuleras i säker-hetsredovisningen för F3/O III ett bottenbrott om 80 cm2, motsvarande ett initi-alt bottenflöde av cirka 500 kg/s. Då räcker hjälpmatarvattensystemet inte tillför att kompensera vattenförlusten. Om det ordinarie matarvattensystemet inteär tillgängligt måste därför trycket snabbt sänkas sa att lågtryckshärdkylsyste-met kan komma in. Beräkningar visar att tvångsnedblåsning erhålls efter cirkaen minut och att trycket sjunkit till 1.2 MPa efter cirka fem minuter, dä läg-tryckshärdkylsvstemet kan börja pumpa in vatten. Vattennivån vänder dä ochstiger relativt snabbt Figur 9.4. Den maximla kapslingstemperaiuren inträffarefter cirka 6 minuter.

Allmänt karakteriseras förlopp vid toppbrott av förhållandevis snabb tryck-sänkning men långsam nivåsänkning, medan förlopp vid bottenbrott känne-tecknas av sjunkande nivå med bibehållet tryck. Brott pä mellannivåer, t ex irörledningar för matarvatten eller härdnödkylning, leder till förlopp som utgörett mellanting mellan de ovan beskrivna. Till en början liknar det förloppet vidbottenbrott med snabb nivåsänkning men bibehållet tryck. När den rörstuts fri-lagts genom vilken vattnet :..römmar ut, sker den foitstatta utströmningen i äng-fas. Dä sjunker trycket på samma sätt som vid ångledningsbrott.

De olika karakteristiska förloppen kan användas för att identifiera primärhän-delsen från kontrollrummet där ju endast symptomen i form av reaktortrycketoch vattennivåns beteende kan iakttas. En svårighet ligger i att den indikeradenivån kan avvika väsentligt från den verkliga, t ex vid snabba trycksänkningareller då huvudcirkulationspumparna är igång.

187

Relativvolym

1.5

1.0 -

0.5

V

-tHT

HTLT

Tryck

HjälpmatarvattensystemLågtryckshärdkylsystem

Volym^^ Härdens överkant

1

V t Härdens underkant

\i :i i T"-— i

Tryck(MPa)

- 8

- 6

- 2

100 200 300 400 500 sekTid

Figur 9.4Beräknade nivå- och tryckförlopp vid postulerat 80 cm : boUenbvott i Forsmark3. Maximalt brottflöde 500 kg/s. Efter ref 903

9.5 LOCA i tryckvattenreaktornVid analys av LOCA i tryckvattenreaktorn är det lämpligt att skilja mellan storLOCA, som kännetecknas av att utströmningsarean motsvarar en diameter avminst 250 mm, medelstor LOCA med 80-250 mm och liten LOCA med 10-80mm ekvivalent diameter. För att ersätta kylmedelsförlusten används ett ellerflera nödkylsystem, dvs högtryckssystem, ackumulatorsystem och lägtryckssys-tem (se 8.2.5). Högtrycks- och lågtryckssystemen utlöses på signal om säkerhet-sinsprutning, medan ackumulatorsystemet startar så snart reaktortrycket sjun-ker under cirka 4 MPa. När ir...r -utningsfasen är avslutad sker manuell om-koppling till recirkulation för den långvariga resteftektkylningen.

9.5.1 Stor LOCA

Konstruktionsstyrande haveri inleds av ett postulerat giljotinbrott på en in-loppsledning ("kalla benet") i en huvudcirkulationskrets. Händelseförloppetkan indelas i fyra perioder:

- nedblåsning som karakteriseras av snabb trycksänkning och kraftig utström-ning under 20-40 sekunder.

- ålerfyllning dä utflödet har stagnerat och det tillförda vattnet börjar fylla re-aktortanken. Under denna period är härden fylld med ånga och kylningenväsentligt försämrad, så att kapslingstemperaturen börjar stiga snabbt.

188

- [lödning av härden inleds da vattennivån natt härdens underkant. Underdenna period näs maximal kapslingstemperatur cirka 1 ä 2 minuter efterbrottet.

- långtidsky hung börjar da kapslingstemperaturen sjunkit till normala värden.Den pägår så långt nödvändigt tills härden är åtkomlig för uttag av bränsle,varefter reparationsarbeten kan vidta.

Brottet utlöser reaktorsnabbstopp och säkerhetsinsprutning pa signal om lågttryck i tryckhällningstanken eller högt tryck i inneslutningen. Inom 10-25 seksjunker trycket sä längt att ackumulatortankarna kan trycka in vatten. Läg-tryckssystemet börjar pumpa in vatten efter 20-40 sek. Ackumulatortankarnaär tömda efter ungefär 5 0 - 100 sek. Lagtryckssystemet fortsätter att tillföra vat-ten tills förrädstanken med borvatten är nästan tömd. Det beräknas inträffa ef-ter cirka 20 min. Reaktoroperatören har dä att koppla om lagtryckssystemet tillatt ätercirkulera vatten frän inneslutningssumpen via värmeväxlare i rest-effektkylsystemet. Figur K.9.

Schematiska nivå- och tryckförlopp visas i Figur 9.5. Under nedblasningsfasensjunker systemtrycket först mycket snabbt tills mättnadstryck nas da vattnetbörjar koka häftigt och utströmningsflödet begränsas. Nedblasningsfasen avslu-tas efter drygt 15 sek då trycket i primärsystem och reaktorinneslutning utjäm-nats vid 0.4-0.5 MPa och utflödet upphör. Dessförinnan har ackumulatorsyste-met utlösts. Under nedblasningsfasen kan det insprutade vattnet delvis hindrasfrån att nä härden av ett motriktat angflöde i fallspalten, dvs utrymmet mellanreaktortank och moderatortank, se Figur 5.1. Vattnet strömmar da direkt utgenom brottstället, s k bypass (förbiströmning).

Genom vattentillförseln frän först ackumulatorsystem och senare också fränlagtryckssystem börjar tanken att aterfyllas och härden att flödas. Under ater-flödnings- och flödningsfaserna sker ingen förbiströmning men vattnet mötermotstånd frän auga i härden som måste tryckas undan innan vattnet kan stiga.Denna s k ängblockering är besvärligast om brottet ligger mellan huvudcirkula-tionspumpen och anggeneratorn. eftersom strömningsmotstandet för den angåsom måste tryckas undan da blir störst.

Figur 9.5 visar också den maximala kapslingstemperaturen för den hetastebränslestaven, beräknad med licensieringsmodell. dvs med pessimistiska anta-ganden pa osäkra punkter. Kritiskt ytvärmeflöde nas mycket snabbt undernedblasningsfasen. När vattnet börjat koka kyls staven effektivt av häftigtströmmande vatten och ånga och kapslingstemperaturen passerar ett maximum.När härden sedan börjar friläggas försämras kylningen igen til's stavarna ater-väts under flödningsfasen och kapslingstemperaturen passerar ett andra maxi-mum.

Experiment i LOFT-reaktorn i USA har visat att atervätning inträffar rctlanunder nedblasningsfasen om huvudcirkulationspumparna iir i gang (904). hnligtlicensieringsförutsättningarna antas emellertid kraftmätningen till huvudcirku-lationspumparna utebli frän brottögonblicket och någon atervätning tillgodo-räknas inte under nedblasningsfasen.

isy

Tryck(MPa)

Relativvolym

1 5 10 15 20 50 100 150 sek

Maximalkapslingstemperatur

200

11

15

i

10i

15 20i

50i

100Tid

I150

Figur 9.5Nivå- och tryckförlopp samt beräknad kapslingstemperatur (licensieringsmo-dell) för DBA-LOCA i tryckvattenreaktorn. Efter ref 904.

9.5.2 Små och medelstora LOCA

I motsats till stora LOCA som utmärks av en snabb tömning och aterfvllningav reaktortanken, kännetecknas små och medelstora LOCA av långsammarenivåsänkning som endast vid utebliven spädmatning (nödkylning) eller felaktig

190

manöver leder till härdavtäckning I typiska fall utlöses reaktorisolering,snabbstopp och säkerhetsinsprutning inom 20-60 sekunder (beroende på brot-tets storlek) på signal om högt inneslutningstryek. lågt reaktortryck eller lågnivå i tryckhållningstanken. Huvudcirkulationspumparna stoppas och hjälpma-tarvattensystemet initieras automatiskt.

Härden kyls genom naturlig cirkulation, till en början i vattenfas och sedan tryc-ket sjunkit till mättnadsnivå i tvåfasblandning av ånga och vatten. Om och närfasseparation inträffar och vattennivån sjunker under reaktortankens utlopps-stutsar (se Figur 5.1) strömmar ånga till ånggeneratorerna och kondenserar där.Kondensatet rinner tillbaka till reaktortanken i motsatt riktning ("reflux con-denser mode"). Kylningen är mycket effektiv i detta fall. De olika strömnings-fallen har demonstrerats i flera storskaliga värmetekuiska experiment.

Vid medelstora LOCA, brottarea 50-500 cm : . faller reaktortrycket i en sådantakt att ackumulatorsystemet utlöses efter cirka 10-15 minuter. Trycket stabi-liseras så småningom vid ungefär 1 MPa. Då kan lågtrvckssystemet pumpa invatten i primärsystemet. Inpumpningen fortsätter tills vattnet i borvattentankenbörjar ta slut. Reaktoroperatören har då god tid på sig att koppla om till recirku-lation. Utflödet upphör när trycket i primärsystem och reaktorinneslutning ut-jämnats.

Vid små LOCA, brottarea <50cm : . faller reaktortrycket långsammare och sta-biliseras vid ett tryck som är högre än det då lågtryckssystemet börjar pumpa invatten. För att lågtryckssystemet skall kunna utnyttjas måste operatören sänkatemperaturen och ta ner trycket. Det sker normalt via änggeneratorerna, hjälp-matarvattensystemet och öppning av sekundärsidans avblåsningsventiler. Al-ternativt kan operatören manuellt bryta isoleringen av en krets i det ordinariematarvattensystemet och utnyttja turbinkondensorn som värmesänka.

Fenomenologiskt är skillnaden mellan små och medelstora LOCA att vid desenare är brottflödet tillräckligt för att transportera bort härdens resteffekt. Vidsmå LOCA krävs ytterligare en värmesänka. nämligen blasning pä sekundärsi-dan eller dumpning till turbinkondensorn. Ett alternativt sätt att sänka reak-tortrycket är att öppna och stänga de elstyrda avbläsningsventilerna pa tryck-hållningstanken. Det som egentligen är en liten LOCA förvandlas dä till en me-delstor LOCA.

Figur 9.6 illustrerar schematiskt nivå- och tryckförlopp vid olika brottareor. Isamtliga fal! antas 2 (av 4) högtryckssystem och 4 (av 8) borvattensystem varaverksamma. Ackumulatorsystem och lågtryckssystem är inte representerade.Beräkningarna avser en I 300 MWel PWR av tysk konstruktion men gäller iprincip även andra typer av tryckvattenreaktorer.

För brottareor mindre än ungefär 50 cnv begränsas nivåsänkningen i reaktor-tanken av utloppsstutsarna för kylmedelscirkulationen och till en tidsperiod somavtar med brottarean. Säkerhetsinsprutningen frän (halva) högtryckssystemetär tillräcklig för att kompensera utflödet och äterfylla primärsystemet. System-trycket faller först snabbt till mättnadstryck och följer sedan mättnadslinjen tillsreaktortanken toppfylls då trycket plötsligt ökar med ett belopp som motsvararhögtryckspumparnas tryckuppsättning.

191

Tryck(MPa)

14

12

10

8

6

4

2

-

-fl

—

. V- ^Neo^

177 *"*'

.

• ••

&— Urnr ' ^ s - ^I ° i ¥

-Q

•o

40

Brottarea

5 cm2

10

5 1

. • • • - • • > - .

1500 3000 4500 6000 sekTid

Mivå(m)

21

18

5 10 15 brottarea

'5 | \ \

9

/

60

177

100

Härd

1500 3000 4500 6000 sekTid

Figur 9.6Tryck- och niväförlopp vid smä och medelstora LOCA i en tryckvattenreaktor.Lfter ref 906.

192

För medelstora brottareor (> 50 cm2) minskar nivån snabbt till utloppsstutsarnaoch för areor > 100 cm : till och med längre med risk för härdavtäckning vid storbrottarea. Systemtrycket följer mättnadslinjen och de två högtryckspumparnaräcker inte till för att återfylla reaktorsystemet.

Cirklarna i Figur 9.5 indikerar tidpunkter då temperaturen i primärsystemetnätt 175°C vilket motsvarar lågtryckspumparnas dämda punkt, dvs det tryck dåde börjar ge flöde. Vid denna tidpunkt kan lågtryckssystemet pumpa in vattenom systemtrycket är lägre än det som motsvarar dämda punkten.

Kvadraterna i Figur 9.5 markerar tidpunkten då borvattentankarna är tömda. Igod tid dessförinnan skall operatören ha kopplat om till recirkulation med låg-tryckssystemet eller högtryckssystemet om trycket fortfarande är högt. Om om-kopplingen i det senare fallet misslyckas sjunker trycket snabbt till det mätt-nadstryck som motsvarar reaktorvattnets temperatur. Därefter kan lågtry.ks-system överta vattentillförseln till primärsystem och reaktorinneslutning.

Vissa brott- och läckageställen kan ge upphov till abnorm vattenfördelning i pri-märsystemet. Om t ex en avblåsningsventil i toppen av tryckhållningstankenfastnar i öppet läge och inga motåtgärder vidtas, fylls tanken med vatten på någ-ra minuter. Samtidigt kan det finnas fria vattenytor på andra ställen i systemet,t ex i reaktortanken. Eftersom tryckvattenreaktorerna saknar direkt indikationav vattennivån i reaktortanken, kan reaktoroperatören av den stigande nivån itryckhållningstanken förledas tro att systemet håller på att överfyllas. Det varvad som hände under inledningsskedet till haveriet i Three Mile Island - 2 vilketnärmare beskrivs i avsnitt 13.5.

9.6 Transienter i kokvattenreaktornTransienter är den sammanfattande benämningen på onormala händelser -utom LOCA - som kan inträffa vid effektdrift eller i den avställda reaktorn.Reaktorn är konstruerad för att bemästra sådana händelser utan att tillåtligavärden på väsentliga tillståndsparametrar, såsom kapslingstemperatur, ytvär-meflöde och reaktortryck, överskrids. Den deterministiska analysen är inriktadpä att beräkna förloppet och därvid verifiera att säkerhetskraven är uppfyllda.I det följande beskrivs några typiska transienter som kan uppkomma vid fel ireaktorns ordinarie drift- och reglersystem. Beskrivningen gäller i huvudsak eninternpumpsreaktor typ Forsmark 3. För andra typer av kokvattenreaktorerkan de detaljerande förloppen bli annorlunda bl a beroende på olikheter i nöd-kylsystemens utformning och funktion.

9.6.1 Fel i reaktivitetskontrollsystem

Dragning av styrstavar sker normalt med hjälp av anläggningens dator enligt enförutbestämd sekvens. Operatörens insats är begränsad till order om in- ellerutmanöver. Styrstavarnas läge i reaktorn presenteras på bildskärm. Vid effekt-nivåer över cirka 50 % av full effekt förhindrar en inbyggd förregling att enstyrstav dras ur mer än 5 % av sin längd. Beräkningar visar att 5 % rörelse aven godtycklig styr.>tav endast ger en obetydlig transient.

193

Felaktig styrstavsdragning kan inträffa vid låg effekt i samband med start av re-aktorn. Om en eller flera styrstavar felaktigt dras för långt så att effektnivånhöjs snabbare än avsett, förreglas fortsatt styrstavsdragning automatiskt enligtovan. Utebliven automatisk förregling kan leda till sådan effekthöjning att reak-torsnabbstopp utlöses.

En hypotetisk händelse, kategori H.» (se 9.1.4), där en styrstav med stor reakti-vitetsverkan plötsligt faller ur härden analyseras i den föreskrivna säkerhetsre-dovisningen. Händelsen benämns "fallande styrstav". Den kan medföra så storlokal effekthöjning att bränslestavar skadas och radioaktiva ämnen frigörs, menkonsekvenserna för omgivningen blir obetydliga. En sådan händelse kan endastinträffa genom en kombination av flera var för sig mycket osannolika fel. Falletanalyseras med datorprogram som ger en tredimensionell representation avhärden.

9.6.2 Fel i huvudcirkulationssystemet

Huvudcirkulationsflödet styrs normalt av reaktorns effektreglersystem (4.5.4).Fel pa effektregulatorn så att huvudcirkulationspumparna varvar upp ochmassflödet ökar leder till en ökning av reaktoreffekten. Snabbstopp och punip-nedstyrning utlöses då på signal om högt neutronflöde. Analyser visaratt margi-nalen till torrkokning är betryggande. Denna transient tillhör kategori H: .

Fel i effektregulatorn så att pumpvarvtalet och därmed massflödet minskar le-der till en ofarlig transient (kategori H:). Reaktoreffekten stabiliseras pä en nivåsom motsvarar det lägre pumpvarvtalet utan att snabbstopp utlöses.

Stopp av en huvudärkulationspump ger en plötslig minskning av kylflödet somdelvis kompenseras av att effektregulatorn strävar att öka varvtalet pa övrigapumpar. I reaktorer av Forsmark-typ är det mest sannolikt att två pumpar stop-par, nämligen vid bortfall av elförsörjningen från en skena som matar två pum-par. Det ger en måttlig reduktion av kylflödet som inte föranleder snabbstoppStopp av samtliga huvudcirkulationspumpar kan endast inträffa vid totalt bort-fall av hjälpkraftsystemet vilket är mycket sällsynt, kategori Ht.

9.6.3 Fel i matarvattensystemet

Fel på matarvattenregleringen så att flödet minskar, oavsiktlig stängning avskalventil i matarvattenledning, stopp av matarvattenpump eller bortfall avhjälpkraft kan innebära partiell eller fullständig förlust av matarvatten. Det le-der till låg vattennivå i reaktortanken, vilket utlöser nedstyrning av huvudcirku-lationspumparna, snabbstopp och start av hjälpmatarvattenpumparna (8.1.5).

Fel pä matarvattenregleringen så att flödet ökar okontrollerat leder till att ma-tarvattenflödet stoppas på hög vattennivå i reaktorn. Då stängs huvudånglcd-ningarnas och matarvattenledningarnas skalventiler, snabbstopp utlöses ochavblåsningsventilerna öppnar. Vattennivån regleras därefter med hjälpmatar-vattensystemet.

Ökning av matarvattenflödet eller sänkning av temperaturen på det tillfördavattnet leder till ökad underkylning av reaktorvattnet och därmed till ökad reak-

tivitet. Måttliga ändringar, t ex genom oavsiktlig start av en hjälpmatarvatten-pump eller bortfall av en matarvattenförvärmare, ger ingen signifikant påver-kan på reaktorn och leder inte till snabbstopp.

Störningar i matarvattentillförseln är relativt vanligt förekommande (kategoriH:). Detaljerade analyser av ovannämnda och andra fall visar att om säkerhets-systemen fungerar som avsett hålls trycket i reaktorn inom acceptabla gränseroch härden förblir med god marginal vattentäckt och kyld under hela förloppen.

9.6.4 Störningar i ånguttaget

En plötslig ändring av ångflödet till turbinen påverkar reaktorn pä tvä sätt:

— en minskning av ångflödet ger en ökning av reaktortrycket och minskad äng-halt i härden med åtföljande reaktivitetsökning.

- en ökning av ångflödet ger en reaktivitetsminskning samt en minskning avvatteninnehållet i reaktorn och en trycksänkning som kan åstadkomma stöt-kokning och nivåjäsning.

Båda slagen av händelser karakteriseras av snabba transienler i reaktorn.

Ångflödet till turbinen avbryts helt vid reaktorisolering, som innebär att huvud-ångledningarnas skalventiler stänger. Reaktorisolering leder till automatisk ut-lösning av reaktorsnabbstopp, pumpnedstyrning och ångavbläsning. Den mo-mentana tryckökningen orsakar en ökning av reaktiviteten som motverkas avdet minskade cirkulationsflödet och inskjutningen av styrstavarna. Sedan av-blåsningsventilerna öppnat reduceras trycket till normala värden. Spädmatningupprätthålls av matarvattensystemet eller hjälpmatarvattensystemet.

Obefogad reaktorisolering klassificeras som en H:-händelse om yttre nät är till-gängliga under transienten och som en Hi-händelse om de inte är tillgängliga.Om >nabbstoppsignal uteblir i samband med den obefogade utlösningen av iso-lerkedjan kommer snabbstopp att initieras av högt neutronflöde och högt reak-tortryck samtidigt som avblåsningsventilerna i reaktorns tryckavsäkringssystemöppnar.

Ett dimensionerande haveri, kategori H4 , för tryckavsäkringssystemet inledsav reaktorisolering i kombination med uteblivet snabbstopp eller uteblivenpumpnedstyrning. Vid uteblivet snabbstopp antas reaktoravstängning ske ge-nom pumpnedstyrning i kombination med skruvstopp. Det beräknade förlop-pet vid en sädan transient i Forsmark 3 illustreras i Figur 9.7 (ref 907).

I begynnelsetillståndet befinner sig reaktorn vid 100 % effekt och 100 r/< kylflö-de. Vid tiden t = 1 sek initieras reaktorisolering, pumpnedstyrning. reaktorav-stängning och ångavbläsning. Snabbstopp antas utebli liksom den elektriskt ini-tierade öppningen av avblåsningsventilerna. Öppning av dessa utlöses dä påhögt tryck.

Reaktoreffekten minskar först tills skalventilerna på huvudängledningama bör-jar stänga och ökar sedan. Vid t = 2.5 s når reaktoreffekten ett maximum och

195

Relativfissionseffekt

1.6

1.4

1.2

1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0

Ang flöde i av-blåsningssystemetkg/s

1500

1000

500

0 2

Ångdomstryck

MPa

4Tid

6(s)

8 0 2

Vattennivå ireaktor tan ken

4

Tid6

VI

m

3.95

3.90

3.85

I I I

4 6

Tid (s)

8 0 4 6

Tid ( s )

Figur 9.7Beräknade förlopp vid reaktorisolering utan snabbstopp i en kokvattenreaktor.

minskar därefter till följd av det reducerade kylflödet och styrstavsinskruvning-en. Trycket uppnår sitt högsta värde, 9.1 MPa, efter cirka 7 s. Då har alla av-blåsningsventiler öppnat och trycket sjunker och regleras in pä ett normalt vär-de.

Fel i turbinsystemet kan ge upphov till snabb ändring av ångflödet vid full reak-toreffekt. Den mest allvarliga transienten inträffar vid turbinsnabbstopp. dåstängning av turbinens snabbstängningsventiler initierats, samtidigt som dump-

196

ning av ånga förbi turbinen till kondensorn inte är möjlig, s k turbinsnabbstäng-ning med dumpförbud. Det blockerade ångflödet leder till stigande reaktortryckoch den fortsatta transienten blir mycket lik den som illustrerats i Figur 9.7.

Partiell eller fullständig ångblockering kan även erhållas vid fel i turbinenstryckregulator så att pådragsventilerna stänger utan att dumpventilerna öppnar.Ångblockering utlöser reaktorsnabbstopp, pumpnedstyrning och öppning avavbJåsningsventiler.

Om turbinens tryckregulator felaktigt begär trycksänkning kommer det att ledatill ökat ånguttag genom öppning av pådragsventilerna och eventuellt också del-vis av dumpventilerna. Det sjunkande reaktortrycket åstadkommer ökning avreaktiviteten och jäsning av vattennivån i reaktorn, vilket utlöser reaktor-snabbstopp, pumpnedstyrning, stängning av ångledningarnas skalventiler ochöppning av avblåsningsventilerna. Trycksänkningen och nivåjäsningen upphörnär huvudångledningarna isolerats.

Om en avblåsningsventil öppnar obefogat under drift kommer ånga att blåsastill kondensationsbassängen. Den plötsliga ökningen av ångflödet motverkas avreaktorns tryck- och effektreglersystem. Högst två ventiler kan öppna obefogatvid enkelfel i elutrustningen.

9.6.5 Fel i resteffektkylsystemDet normala händelseförloppet när turbinkondensorn inte är tillgänglig somvärmesänka är att överskottsånga blåses till kondensationsbassängen så att re-aktortrycket hålls konstant vid 7 MPa. Kondensationsbassängen kyls med dendieselsäkrade kylkedjan till havet (jfr 8.1.8). Spädmatarvatten hämtas från ma-tarvattensystemet eller hjälpmatarvattensystemet. Trycket tas ner kontrolleratmed avblåsningssystemet tills kylsystemet för avställo reaktor kan överta kyl-funktionen. Om detta driftsystem är otillgängligt sker kylningen via kondensa-tionsbassängen även under längre tid.

Avblåsningen av resteffekt och upplagrad energi i bränslet ökar till en börjantemperaturen i kondensationsbassängen. Kyleffekten för bassängkylkedjan ärproportionell mot temperaturskillnaden mellan bassängen och havet och därförlåg i inledningsskedet. Efter några timmar är kyleffekten större än resteffekten(jfr. Figur 8.10). Bassängtemperaturen når ett maximum och avtar med densjunkande resteffekten.

Några beräknade förlopp för F3/OIII visas i Figur 9.8. Maximal temperatur,cirka 54°C nås efter ungefär 4 timmar. Om endast två av fyra kylkretsar är verk-samma tar det ungefär 12 timmar innan temperaturmaximum 72°C uppnås. Vidhelt utebliven bassängkyining stiger vattentemperaturen till 100°C på cirka 7timmar. Man kan då tillföra kallt vatten för att begränsa temperaturstegringen.Figur 9.8 illustrerar också fallet att bassängkylningen startar med 1-4 timmarsfördröjning. Om kylkedjan inkopplas innan temperaturen når sitt maximum ireferensfallet (100 % kyleffekt utan fördröjning), dvs så länge resteffekten ärstörre än kyleffekten, blir temperaturstegringen endas! några grader högre än ireferensfallet.

197

Ingen kyleffekt

, t . = 4 tim\ 50 % kyleffekt

6 8 10 timmarTid

Figur 9.8Temperaturförlopp i kondensationsbassängen vid otillräcklig resteffektkylning.Beräkningarna avser F3/OIII. Efter ref 902.

9.6.6 Fel i hjälpkraftsystem

Vid normal drift är stationens hjälpkraftnät anslutet till huvudgeneratorn viastationstransformatorer, se 4.6.2. Vid t ex reaktorsnabbstopp eller turbin-snabbstängning avskiljs generatorn från yttre nät och hjälpkraftnät. Hjälp-kraftförsörjningen sker då från yttre nät via antingen huvudtransformatorn ochstationstransformatorerna eller starttransformatorn (se nedan). Vid fel på yttrenät övergår stationen till husturbindrift, dvs generatorn försörjer endast hjälp-kraftsystemet.

Vid lastfrånslag på grund av t ex fel i yttre nät ökar turbinvarvtalet snabbt. Tur-binregulatorn stänger då pådragsventilerna och öppnar dumpventilerna. Samti-digt kopplas generatoin bort från det yttre nätet och reaktorns effektregulator

198

styr ned huvudcirkulationspumparna till ungefär 20 c/c av fullt varvtal motsva-rande cirka 60 9r av full effekt. Turbinens pådragsventiler öppnar igen och tur-binen får tillräcklig! med ånga för husturbindrift. Tryckökningen i reaktorn nårnormalt inte en sådan nivå att reaktorsnabbstopp utlöses, men förlopp i turbi-nanläggningen kan leda till turbinsnabbstängning så att övergången till hustur-bindrift misslyckas. De beskrivna transienterna tillhör kategori H:.

Vid bortfall av huvudnätet och misslyckad övergång till husturbindrift skeröverkoppling till startnätet som ger hjälpkraft via starttransformatorn. Figur4.12. Om även denna överkoppling misslyckas talar man om nätbortfall, katego-ri Hi. Då upphör kraftmatningen till t ex matarvattenpumpar och huvudcirkula-tionspumpar. Bortfall av kylvattenpumpar till turbinkondensorn leder till för-sämring av vakuum och dumpförbud.

Vid nätbortfall erhålls kraft till säkerhetsanknutna behov frän den dieselmo-tordrivna reservkraftanläggningen. Objekt som kräver kontinuerlig elförsörj-ning eller vars funktion inte kan fördröjas tills dieselaggregaten startat matasfrån oberoende batterinät, s k avbrottsfritt nät. Totalt elkraftbortfall, dvs bort-fall av huvudnät, generator, startnät och dieselaggregat, anses tillhöra kategoriR». Sannolikheten för långvarigt totalt bortfall är mycket liten.

9.7 Transienter i tryckvattenreaktornI detta avsnitt ges en översiktlig beskrivning av några typiska transienter i tryck-vattenreaktorn, förorsakade av fel i de ordinarie drift- och reglersystemen. Föratt underlätta jämförelse med kokvattenreaktorn följer beskrivningen i stortsett samma indelning som i föregående avsnitt.

9.7.1 Fel i reaktivitetskontrollsystemFel i reaktivitetskontrollsystem hänförs generellt till kategori H:, dvs händelserav måttlig frekvens som i värsta fall leder till snabbstopp, men där mer ellermindre omedelbar återstart är möjlig. De väntas inte medföra bränsleskada el-ler övertryckning av primärsystemet.

Obefogad styrstavsdragning vid effektdrift åstadkommer en ökning av värmeut-vecklingen i reaktorn. Eftersom värmeuttaget i ånggeneratorerna förblir kon-stant ökar reaktorvattnets temperatur. Det kan leda till att kritiskt värmeflödeuppnås i härden. Reaktorns skyddssystem utlöser därför snabbstopp på signalom högt neutronflöde, hög temperaturstegring över härden, högt tryck ellerhögvattennivå i tryckhållningstanken. Snabbstoppsvillkoren är satta så att mar-ginalen till kritiskt ytvärmeflöde är minst 30 %, dvs DNBR > 1.30, vilket ger enbetryggande marginal mot kapslingsskador.

Figur 9.9 visar det beräknade förloppet av neutronflöde, reaktortryck, kylme-delstemperatur och DNBR vid en snabb styrstavsutdragning (75 pcm/sek).Snabbstopp utlöses efter 1.9 sek på signal om högt neutronflöde. Eftersom den-na tid är kort i förhållande till bränslets och moderatorns tidkonstant blir änd-ringen i moderatortemperatur liten. Minsta DNBR under transienten beräknastill 1.37.

199

Relativreaktoreffekt

1.4

1.2

1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

Styrstavarna börjargå in i härden

i

t 6 sekTid

Genomsnittligmoderatortemperatur

°C

310

300

Tid6 sek

Tryck itryckhållningstanken

MPa

DNBR

16

15

4 6 sekTid

2.2

2.0

1.8

1.6

1.4

1.2

4 6 sekTid

Figur 9.9Beräknade förlopp för en transient med obefogad styrstavsutdragning i entryckvattenreaktor. Efter ref 909.

Felaktig styrstavsdragning i underkritiskt tillstånd vid start av reaktorn förhind-ras genom förreglingar och begränsning av utdragningshastigheten. Om felskulle uppstå så att reaktiviteten ökar snabbare än tillåtet kan en kortvarig ef-fekttransient inträffa. Den motverkas och begränsas av sig själv genomDopplereffekten som ger en negativ reaktivitetsåterkoppling (jfr 3.3.4).

Vid obefogad insättning av en styrstav, vilket kan inträffa om dmatningen tilldrivmekanismen förloras, sjunker reaktoreffekten samtidigt som formfaktorn

200

(3.3.2) försämras. Om ingen motåtgärd vidtas, strävar effektreglersystemet attöka effekten, vilket skulle leda till en minskad marginal mot kritiskt värmeflö-de. En "tappad" styrstav ger därför signal till reduktion av turbineffekten ochblockering av automatisk styrstavsutdragning.

Långsam reaktivitetsreglering sker normalt genom kerni- och volymkontrollsys-temet (5.4.2) som styrs manuellt från kontrollrummet. Vid oavsiktlig utspädningminskar borhalten i reaktorvattnet varigenom reaktiviteten ökar. Vid effekt-drift utlöses då reaktorsnabbstopp på signal om hög effekt och hög moderator-temperatur. För att förhindra oavsiktlig utspädning är de manuella procedurer-na noga reglerade. Mängden rent vatten som kan tillföras är begränsad liksomtillförselhastigheten, sä att operatören vid felaktig utspädning har tid pä sig attvidta motåtgärder.

9.7.2 Fel i huvudcirkulatior.ssystemetSvenska tryckvattenreaktorer har tre huvudcirkulationskretsar (5.2.1). Omkylflödet minskar, t ex genom bortfall av kraftmatningen till en huvudcirkula-tionspump eller mekaniskt fel på pumpen blir den omedelbara konsekvensenatt kylmedelstemperaturen ökar. Det kan leda till att det kritiska värmeflödetöverskrids om inte reaktoreffekten snabbt minskar. Reaktorsnabbstopp utlösesdärför på signal om reducerat kylflöde. Beräkningar visar att om snabbstoppinitieras då kylflödet sjunkit till cirka HO ''A av fullt flöde kommer minsta tillåtnaDNBR = 1.30 inte att underskridas. Händelser som medför partiellt kylflödes-bortfall hänförs till kategori H;.

Samtidigt bortfall av elförsörjningen till alla huvudcirkulationspumpar innebärdet allvarligaste fallet av kylflödesminskning. Denna händelse tillhör kategoriHi. Snabbstopp utlöses på signal om reducerat kylflöde och förhöjd tempera-turstegring över reaktorhärden. Ökning av reaktortrycket leder till att avblås-ningsventilerna på tryckhållningstanken öppnar. Kylflödet upprätthålls till enbörjan av trögheten hos kylmediet och huvudcirkulationspumparnas roterandedelar och därefter genom naturlig cirkulation. DNBR beräknas inte understiga1.30 under transienten.

Drift av reaktorn med en inaktiv krets ger motriktat flöde i den inaktiva kretseneftersom det inte finns några backventiler eller isoleringsventiler i kretsarna.Om reaktorn drivs vid (reducerad) effekt med en inaktiv krets kommer kylme-delstemperaturen att vara lägre i den inaktiva kretsen än i övriga kretsar. Vidåterstart av den inaktiva huvudcirkulationspumpen kommer da "kallt" vattenatt tillföras reaktorn, vilket ger en snabb reaktivitetsökning. Analys av dennatransient visar att motsvarande effektökning inte föranleder snabbstopp och attmarginalen mot kritiskt värmeflöde är betryggande.

9.7.3 Fel i matarvattensystemetMinskning av matarvattenflödet, t ex på grund av pumpbortfall, leder till reak-torsnabbstopp pä signal om låg vattennivå i ånggeneratorerna. Hjälpmatarvat-tensystemet (8.2.4) startar automatiskt. Ånga dumpas till turbinens kondensor.Om dumpförbud råder blåses ånga genom säkerhetsventilerna pä huvudångled-ningarna.

201

Beräkningar visar att bortfall av ordinarie matarvattensystem under ovan angiv-na förutsättningar leder till en initial ökning av kylmedelstemperaturen och höj-ning av vattennivån i tryckhållningstanken. Tryckhållningstanken toppfyllsdock inte varför ingen kylmedelsförlust sker. Vattennivån i ånggeneratorernasjunker men inte så mycket att överförir jen av härdens resteffekt äventyras.Transienten leder därför inte till några bränsleskador.

Obefogad ökning av matarvattenflödet leder till en effekttransient som bemäst-ras genom reaktorsnabbstopp utan att minsta tillåtna DNBR underskrids. Dettagäller även transienter som uppkommer genom plötslig reduktion av matarvatt-nets inloppstemperatur. Händelser som inleds av störningar i matarvattentill-förseln tillhör kategori H:.

9.7.4 Störningar i ånguttaget

En mindre ökning av ängflödet och sänkning av ångtrycket uppfatta» av reak-torns effektregulator som en ökning av lasten. Effektregulatorn strävar då attöka reaktoreffekten. Vid brott på en huvudångledning (kategori Ha) sker enplötslig ökning av angflödet. Dä utlöses säkerhetsinsprutning, snabbstopp,stängning av huvudångledningarnas skalventiler och start av hjälpmatarvatten-pumparna. För det fortsatta förloppet är det av betydelse om brottet inträffarinnanför eller utanför reaktorinneslutningen.

Vid brott utanför reaktorinneslutningen isoleras brottet genom att skalventiler-na stänger. Eftersom det ordinarie matarvattensystemet kopplas bort på signalom säkerhetsinsprutning, bortförs resteffekten till en början genom säkerhet-sinsprutningen och blåsning av ånga genom tryckhållningstankens säkerhets-ventiler och på sikt genom hjälpmatarvattensystemet och blåsning av ånga ge-nom ångledningarnas säkerhetsventiler. Säkerhetsinsprutningen med boreratvatten garanterar att reaktorn inte blir kritisk när reaktorvattnets temperatursjunker, även om en styrstavsgrupp skulle strejka vid snabbstoppet.

Vid brott innanför reaktorinneslutningen måste reaktoroperatören stoppa ma-tarvattentillförseln till den ånggenerator som påverkas av brottet. Annars kom-mer reaktoreffekten att överföras till inneslutningen genom den skadade ångge-neratorn och ge högt tryck och hög temperatur i inneslutningen. Sedan den ska-dade ånggeneratorn isolerats, sker den långsiktiga resteffektkylningen genomde opåverkade ånggeneratorerna, hjälpmatarvattensystemet och ångblåsningpå sekundärsidan.

Obefogad öppning av en säkerhetsventil pä sekundärsidan kan likställas medett (mindre) ängledningsbrott. Detsamma gäller en icke-återstängande säker-hetsventil. Dessa händelser tillhör kategori H: och bemästras utan reaktor-snabbstopp.

9.7.5 Fel i turbinsystemet

Fel i turbingeneratorsystemet eller på yttre nätet kan göra att anläggningenkopplas bort från nätet, s k last)"rånslag (kategori \\z). Angflödet till turbinenreduceras dä genom att dess reglerventiler stänger. Samtidigt öppnar dumpven-tiler så att ånga leds förbi turbinen direkt till kondensorn. Reaktoreffekt och

202

turbinpädrag regleras in pä en nivå som motsvarar anläggningens eget elbehov(husturbindrift). Om övergången till husturbindrift misslyckas erhålles reak-torsnabbstopp, vanligen på signal om hög vattennivå i ånggeneratorerna.

Vid turbinsnabbstängning med dumpförbud (kategori H:) utlöses reaktor-snabbstopp på signal från turbinens regler- och säkerhetsol jesystem. Tempera-tur och tryck stiger i primärsystemet, vilket också utgör snabbstoppsvillkor. Re-aktortrycket avlastas genom att tryckhallningstankens säkerhetsventiler öpp-nar. Trycket stiger på sekundärsidan tills ångledningarnas säkerhetsventileröppnar. Härdens resteffekt bortförs med den avblåsta ångan. Förloppet illust-reras schematiskt i Figur 9.10. Den beräknade DNB-kvoten är större än 1.30under i.eta transienten. En liknande transient erhålls vid fel i turbinregulatornså att reglerventilerna obefogat stänger vid full effekt.

Relativreaktoreffekt

1.2

1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

Styrstavarna börjar- gå in i härden

-

•

-

• V• i i i i

Tryck i

tryckhällningstanken

MPa

20

18

16

14

12

•

-

t 1 1 1 1

10 20 30 to BO sekTid

io 20 30 40 so sekTid

DNBR

4.00

3.00

2.00

Genomsnittligmoderatortemperatur

1.00

°C

320

310

300

Sekundärsidan säkerhets-• ventiler öppna

to 20 30 40 so sekTid

io 20 30 40 so sek

Tid

Figur 9.10Temperatur- och tryckförlopp vid turbinsnabbstängning med dumpförbud i entryckvattenreaktor.

203

Obefogad öppning av reglerventiler eller dumpventiler ger en ökning av ängflö-det och en missanpassning mellan tillförd effekt frän reaktorn och avgiven effekttill turbinen. Transienten påminner om den som erhålls vid ångledningsbrottmen leder i all mänhet inte till reaktorsnabbstopp eller till att marginalen motkritiskt värmeflöde underskrids.

9.7.6 Bortfall av hjälpkraftVid nätbortfall och misslyckad övergång till husturbindrift (kategori H:) utlösesreaktorsnabbstopp och start av dieselaggregat, som matar säkerhetsmässigt pri-oriterade objekt. Sedan huvudcirkulationspumparna upphört att fungera, upp-rätthälls härdens kylflöde genom naturlig cirkulation. Eftersom huvudkonden-sorn inte är tillgänglig pä grund av förlust av kondensorvakuum i samband medelbortfallet. bortförs resteffekten via hjälpmatarvattensystemet och bläsninggenom huvudångledningarnas säkerhetsventiler. Beräkningar visar att DNBRär större än LM) under förloppet och att öppningstrvcket för trvekhällningstan-kens avbläsningsventiler inte nas. Reaktoroperatören tar sedan ner tryck ochtemperatur i primärsystemet tills resteffektkylsystemet kan användas. Omhjälpmatarvattensystemet inte är tillgängligt kan härdens effekt bortföras ge-nom spädmatning med laddpumparna och ängbläsning genom tryckhållnings-tankens avbläsningsventiler.

9.8 Yttre påverkanDen deterministiska säkerhetsanalysen ägnas huvudsakligen ät händelser somväntas eller postuleras uppkomma pä grund av fel i anläggningens ordinariedrift- och reglersystem. Därtill mäste emellertid också yttre påverkan pa an-läggningen beaktas. Sådan påverkan kan ha naturliga orsaker, t ex starka vin-dar, blixtnedslag, snö och is, översvämning eller jordskalv, eller bero pä mänsk-lig verksamhet, säsom flygplanshaveri, kemiska explosioner, sabotage, terror-aktioner och krigshandlingar. Till yttre påverkan brukar också räknas brandoch översvämning i anläggningen.

9.8.1 Kriterier

Förekomsten och omfattningen av yttre påverkan varierar med kärnkraftver-kets läge. Därför blir kraven på skydd mot sådana händelser olika för olika an-läggningar. I USA finns exempelvis konstruktionskriterier för starka vindar(tornados), nederbördsförhällanden och vattenstånd, explosioner och jordbäv-ningar. I Västtyskland måste reaktorinneslutningen konstrueras sä att den kanmotstå inverkan av störtande flygplan.

I Sverige har kärnkraftinspektionen angett vissa konstruktionsförutsättningarför Forsmark 3/Oskarhamn III med hänsyn till yttre påverkan (911). Enligt des-sa indelas inverkan av meteorologisk», hydrologiska och seismologiska förhål-landen i "normal" och "extrem". Med normal yttre påverkan menas den värstapåverkan som kan antas ske någon gäng under anläggningens livstid, sannolik-het I O'2 per år. Denna förutsätts kunna inträffa när som helst, dvs i alla driftsi-tuationer som anläggningen är konstruerad för, utan att någon signifikant inver-kan på anläggningen erhålls.

204

Extrem yttre påverkan utgörs av de värsta förhallanden som fysikaliskt kan er-hållas pä förläggningsplatsen. Om sannolikheten är lägre än 10 ~ per är behöversådana händelser inte beaktas. Extrem yttre påverkan skall antas inträffa en-dast vid normal drift av anläggningen, varvid denna med ett samtidigt enkelfeli erforderlig utrustning skall kunna avställas och kylas ned till kall reaktor panormalt sätt och bibehållas i detta tillstånd.

Med den i avsnitt 9.1.4 använda klassificeringen tillhör normal yttre påverkankategori H.i och extrem yttre påverkan kategori IU.

9.8.2 Jordbävning

Möjligheten till markrörelser genom jordskalv spelar i manga länder en stor rollför konstruktionen av reaktoranläggningen frän säkerhetssynpunkt. Determi-nistiska jordbävningskriterier har fastställts i USA. Pa grund av den laga jord-bävningsrisken i Sverige har några seismiska konstruktionsvillkor inte specifice-rats för tidigare reaktoranläggningar, men vissa krav har uppställts avkärnkraftinspektionen för Forsmark 3 Oskarshamn III.

Innan en reaktoranläggning byggs kartläggs de seismiska förhållandena pa för-läggningsplatsen. En jordbävning karakteriseras av den maximala markaccele-rationen, samt skalvets frekvensspektrum ("stötspektrum") och varaktighet.Inverkan pa reaktoranläggningen analyseras strukturmekaniskt. varvid anlägg-ningen vanligen approximeras med ett system av elastiskt förbundna masspunk-ter. Systemets naturliga frekvenser och svängningsmoder är av speciellt intres-se. Om de naturliga frekvenserna ligger nära starka frekvenser i stötspektretkan utböjningar. accelerationer och energiöverföring förstärkas och leda tillstora päkänningar i konstruktionen.

I typiska fall har marken som ; 'äggningen star pa en lag naturlig frekvens ochen hög dämpningsfaktor. Reaktoiinneslutningen har en medelhög frekvens ochdämpning, medan primärsystemet, som är föran; at i inneslutningen och där-för påverkas av markrörelser via inneslutningen. har en förhållandevis litenmassa, hög naturlig frekvens och liten dämpning. Anläggningens reaktion paett jordskalv blir därför en snabb skakning av primärsystemet, överlagrad paen utböjning av reaktorinneslutnmgen med en frekvens av storleksordningen 1peiiod per sekund, som i sin tur är överlagrad pa en långsammare gungning av-hela systemet i marken.

I de amerikanska säkerhetsbestämmelserna stipuleras normalvärden och ex-tremvärden pa markacceleration m m , De är specifika för varje förläggnings-plats. Anläggningen skall visas kunna motstå en jordbävning enligt normalvär-dena utan några skador, och en jordbävning enligt extremvärdena utan skadorpä säkerhetsmässig väsentlig utrustning och utan utsläpp av radioaktiva ämneni omgivningen. Extremvärdena anger således förutsättningar tor konstruk-tionsstyrande haveri, s k Safe Shutdown Earthquake (SSE).

205

Referenser

901 WASH-1250The Safety of Nuclear Power Reactors (Light Water-Cooled) and Relat-ed FacilitiesU.S. Atomic Energy Commission (1973)

902 Handbok över processamband vid störningar i svenska kokvattenreaktorerInternpumpsanläggningarStatens kärnkraftinspektion (1985)

903 D Caraher, J Eriksson, O SandervågAudit Calculations of a Bottom Break and a Spruy Line Break in Fors-mark-3STUDSVIK'NR-84/356 (1984)

904 D SmidtReaktorsicherheitstechnikSpringer-Verlag(1979)

905 M L RussellLoss-of-Fluid Test. Findings in Pressurized Water Reactor Core's Ther-mal Hydraulic BehaviorThermal Hydraulics of Nuclear ReactorsAmerican Nuclear Society (1983)

906 D Hein, H WatzingerSmall Break LOCAs. Analysis, Control and Experimental ResultsPaper IAEA-CN-39/30Int Conf on Current Nuclear Power Plant Safety IssuesStockholm 20-24 October (1980)

907 Forsmark Nuclear Power Plant Unit 3 Final Safety Analysis ReportForsmarks Kraftgrupp AB (1983)

908 Ringhals 2 Safety StudyStatens vattenfallsverk (1983)

909 Ringhals 314 FSARSäkerhetsrapport, Kapitel 15Statens vattenfallsverk (1983)

9i() USNRC Standard Review PlanNUREO-0800U.S. Nuclear Regulatory Commission (1981)

911 Sammanställning av regler och praxis för svenska kärnkraftanläggningarBilaga till skrivelse 1980-04-02 från kärnkraftinspektionen till regering-en

206

10 PROBABILISTISK SÄKERHETS-ANALYS

Den deterministiska säkerhetsanalysen är inriktad pa att beskriva de fysikaliskaförloppen vid antagna fel i reaktoranläggningens ordinarie process- och regler-system. Säkerhetssystemen antas fungera som avsett. Analysen bildar underlagför säkerhetssystemens dimensionering och verifierar att tillatliga värden pä sä-kerhetsmässigt väsentliga parametrar inte överskrids. Den deterministiska ana-lysen ger inget besked om händelseförloppens sannolikhet. Inte heller beaktasmöjligheten att säkerhet .systemen inte fungerar som avsett när deras behov på-kallas. Sådana händelser anses enligt den deterministiska säkerhetssynen liggautanför konstruktionsförutsättningarna. Om säkerhetssystemen inte fungerareffektivt kan härden överhettas med mer eller mindre allvarliga härdskadorsom följd. I värsta fall kan hela härden eller delar av der. smälta. I delta kapitelanvänds härdskada, härdöverhettning och härdsmältning som synonyma be-grepp.

Härdskada medför driftavbrott och därmed kostnader tor stillestand och repa-ration. Därtill kan man få förhöjda utsläpp av radioaktiva ämnen. Det är därförangeläget att söka bedöma sannolikheten för härdskada och konsekvensernaför reaktoranläggning och omgivning. Det är målet för den probabilistiska risk-analysen . Den fick sitt genombrott vid mitten av 1970-talet genom den s k Ras-mussen-studien i USA och har sedan dess i ökande grad kommit till användningi säkerhetsarbetet som komplement till den deterministiska analysen.

10.1 AmbitionsnivåerProbabilistisk riskanalys (PRA) omfattar flera led. som kännetecknar olika am-bitionsnivåer (l(M)l). Första ledet. PRA nivå /. inriktas pa beräkning av densannolika frekvensen, dvs sannolikheten perdriftar. för härdskada. Däri ingårföljande moment:

- Identifiering av händelsesekvenser som kan leda till härdskada

- Analys av säkerhetssystemens funktion och tillförlitlighet

- Kvantifiering av händelsesekvensernas sannolikhet.

Andra ledet omfattar analys av de fysikaliska processerna vid härdsmiiltnini'.Häri ingår:

- Studium av härdsmälteförlopp och frigörelse av radioaktiva ämnen i reak-tortanken

- Analys av härdsmältans och den frigjorda aktivitetens beteende i rcaktorin-neslutningen

- Studium av inneslutningens integritet

- Beräkning av sannolikheten för utsläpp av radioaktiva ämnen

207

Riskanalys som omfattar första och andra ledet betecknas PRA nivå 2.

Som ett tredje led i riskanalysen studeras de radioaktiva ämnenas spridning iomgivningen och konsekvenserna för liv. hälsa och egendom. Häri ingär:

- Beräkning av de radioaktiva ämnenas koncentration vid olika tidpunkteroch avstånd frän kärnkraftverket

- Beräkning av resulterande stråldoser och skador

- Beräkning av sannolikheten för olika omfattande skadekonsekvenser

Riskanalys som omfattar första till o*:h med tredje ledet betecknas PRA nivå 3.En fullständig riskanalys måste beakta alla typer av händelser som kan leda tillhärdskada, dvs även yttre påverkan pä reaktoranläggningen av t ex brand, jord-bävning, översvämning.

De första kompletta riskanalyser som genomfördes var Rasmussen-studien ochen liknande studie som senare gjordes i Västtyskland. I dessa studier gjordeshaverianalysen för utvalda reaktoranläggningar och konsekvensanalysen för"genomsnittliga" förläggningsplatser. Resultaten ansågs möjliga att generalise-ra och användes för bedömning av säkerheten för kärnkraftverk med kokvat-tenreaktor eller tryckvattenreaktor i allmänhet. Studier av denna typ benämnsgeneri.sku.

Anläggningsspecifika säkerhetsstudier har senare genomförts i flera länder,däribland Sverige. De svenska studierna har hittills beiränsats till PRA nivä 1och 2 men separata studier av omgivningskonsekvenser samt härdsäkerhet vidyttre händelser har också gjorts. De anläggninsspecifika studierna har visat attresultaten inte enkelt kan generaliseras som i de tidigare studierna.

10.2 TillförlitlighetsanalysPRA nivå I baseras pa systematisk tillförlitlighetsanalys (STA) av system ochkomponenter av betydelse för händelsesekvenser som kan leda till härds ida.Härvid används vanligen s k händelseträd - felträdsmetodik. Speciell upp-märksamhet ägnas at säkerhetssystemens funktion och samverkan, inbegripetoperatörsatgärder. I detta avsnitt beskrivs huvuddragen av den systematiskatillförlitliiihetsanalvsen.

10.2.1 Händelseträd

Det grundläggande kravet för att undvika härdöverhettning är att härden för-blir vattentäckt och kyld. Härför erfordras följande säkerhetsfunktioner:

- den nukleära kedjereaktionen avbryts tillräckligt snabbt

- vatten tillförs härden i tillräcklig mängd

- lagrad energi och resteffekt bortförs i tillräcklig takt

208

När det gäller att identifiera händelsesekvenser som kan leda till härdskada, s khärdskudesekvenser, utgår man från en inledande händelse och studerar däref-ter om de grundläggande säkerhetsfunktionerna tillgodoses eller inte. För attsystematisera förloppen och vinna åskådlighet används händelseträd . Trädetsstam utgör den inledande händelsen och dess grenar utvisar om de grundläggan-de säkerhetsfunktionerna inträffar eller uteblir. Slutpunkten för varje gren rep-resenterar ett tillstånd som resultat av den inledande händelsen och en viss kom-bination av följdhändelser. Händelseträd konstrueras genom induktion (frånorsak till verkan).

I Figur 10.1 visas ett exempel på ett förenklat händelseträd. Den inledandehändelsen är ett rörbrott. Därefter anges om erforderliga säkerhetsfunktionerär tillgängliga eller ej. nämligen reaktoravstängning, härdnödkylning och rest-effektkylning. Vid varje förgreningspunkt representerar den övre grenen att i-frågavarande säkerhetsfunktion inträffar och den undre att den uteblir. Att ensäkerhetsfunktion inträffar betecknas i figuren med en bokstav och en uppåtrik-tad pil, t ex X t • Analogt betecknar X [ att ifrågavarande säkerhetsfunktionuteblir. De olika händelsesekvenserna karakteriseras av tillhörande bokstavs-

Händelse

O.a

H

O)

iL CO O)

CO *^o, ^(T ra

c c"5 =

O) •{= O>C- •*- e-C

ja

nej

Xt

YlZt

ZtZl

Sekvenskod

HXfYtZt-H

HXtYtZl-HZ

HX|YiZ|-HYZ

HX|YtZ|-HXZ

HX|YlZt-HXY

HX|Y|ZI-*HXYZ

Figur 10.1Förenklat händelseträd.

209

14

kombinationer, t e x H X f Y j Z f , där H betecknar den inledande händelser?.Vanligen används ett förkortat skrivsätt där endast uteblivna säkerhets-funktioner anges (utan nedåtriktad pil). Således sätts till exempelH X T Y i Z T = H Y.

Om antalet säkerhetsfunktioner som påverkar händelseförloppet efter en inled-ande händelse är n blir antalet grenar 2" . I allmänhet kan många grenar elimin-eras därför att de är oväsentliga med hänsyn till den resulterande konsekven-sen. Man får då ett reducerat händelseträd . Om H i Figur 10.1 betecknai ettmindre eller medelstort rörbrott är det, om reaktoravstängning inte fungerar,oväsentligt om härdnödkylning och resteffektkylning är tillgängliga eller inte.eftersom sekvensen ändå leder till härdöverhettning. Figur 10.2.

Med hjälp av händelseträdet. Figur 10.2, kan beräkningen av härdskadefre-kvensen åskådliggöras. Om frekvensen av den inledande händelsen är fh ochsannolikheten att systemfunktionerna X, Y, Z uteblir betecknas px. pv, pz er-hålls frekvensen för härdöverhettning genom multiplikation av delsannolikhe-terna (om de är oberoende av varandra) och frekvensen för den inledandehändelsen. (Obscrveia att en sannolikhet per definition är ett tal mellan 0 och1, medan en frekvens, uttryckt exempelvis som sannolikt antal händelser perär. kan vara större än 1.) Eftersom sannolikheten att vitala säkerhetsfunktioneruteblir är liten, representerar px, pv och pz små tal. De komplementära sanno-likheterna, 1-px etc, att den betraktade funktionen inträffar kan då vid multipli-kationen approximativt sättas lika med 1.

fH

P

Px

Sekvenssannol i khet

« ff

yi-px)d-pY)pz * fHpz

fH( l-px)pY( l-pz) » fHpY

fHd-px)pYPz as ^HPYPZ

fHPX

Figur 10.2Reducerat händelseträd.

210

De förenklade händelseträden i Figur 10.1 och 10.2 illustrerar också en prak-tisk, om än ej principiell komplikation med händelseträdsmetodiken. Beskriv-ningen är binär och statisk. Möjligheten att systemfunktioner är tillgängligadelvis och tidvis är inte representerad. Intermittenta förlopp är mycket vältänkbara i situationer som påverkas av mänskliga ingrepp. Det säger sig självtatt händelseträden blir mycket komplicerade om alla sädana möjligheter skullebeaktas.

Principiellt kan man tänka sig ett mycket stort antal inledande händelser. Grovtsett indelas de i LOCA och transienter så som beskrivits i kapitel 9. I praktikensöker man inom dessa kategorier sammanföra likartade inledande händelser igrupper. Grupperna karakteriseras av att samma säkerhetsfunktioner erfordrasför att förhindra härdöverhettning. Härigenom kan antalet händelseträd reduc-eras till en hanterbar mängd.

Kriteriet pa härdöverhettning antas vanligen vara att kapslingstemperaturenöverstiger 1 200cC (jfr 9.2.1). Vanligen används benämningen härdsmältningsom synonym till härdöverhettning, även om en kapslinj»stemperatur större än1 2l)0oC inte är liktydigt med en smält härd (urandioxidens smaltpunkt är2 8(KfC). En händelsesekvens antas således leda till antingen total härdsmält-ning eller ingen härdsmältning, aldrig till begränsad härdskada eller partiellhärdsmältning. Antagandet är pessimistiskt och motiveras bl a av svårighetenatt exakt beräkna vad som händer i en överhettad härd.

10.2.2 FunktionsanalysSom framgått av kapitel 8 kan samma säkerhetsfunktion i allmänhet tillgodosesav flera lika system (redundans) eller av olika system (diversifiering). I vissa fallkrävs samverkan mellan flera system, vari inkluderas ingrepp av reaktoropera-tören. System som behövs snabbt utlöses automatiskt, medan system som er-fordras senare under förloppet kan initieras manuellt. Funktionsanalysens syfteär att klarställa hur och när erforderliga systemfunktioner kan och behöver re-aliseras.

Av särskild vikt är att fastställa de\s systemkraven, dvs minsta erforderliga kom-binationer av (redundanta och diversifierade) system för en viss säkerhetsfunk-tion, dels beroenden mellan system. I sistnämnda avseende är det lämpligt attskilja mellan direktpäverkande system och hjälpsystem (jfr 8.3).

Sambandet mellan direktpäverkande system och hjälpsystem kan åskådliggörasi matrisform. Figur 10.3. Figuren visar beroendet mellan härdnödkylsystem ochhjälpsystem i en tryckvattenreaktor (Ringhals 2). De olika hjälpsvstemen ärvardera uppdelade på fyra skenor. Högtryckssystemet består av tre redundantastråk och lagtryckssystemet av två. Pumparna kräver 6.6 kV växelspänning fördrift och 1 K) V likspänning för start. Komponentkylsystemet och saltvattensys-temet behövs för bortförsel av värme från högtrycks- och lagtryckssystemen.Även de sekundära kylsystemen är beroende av elmatning för sina pumpar.

DIREKTPAVERKANDESYSTEM (Komponenter)

Stråk

HJÄLPSYSTEM Skena

6.6 kV AC(dieselsäkrad)

110 V DC(batterisäkrad)

Komponentkyl-svstem

Saltvattensystem

ABCD

ABCD

Högtr/ckssystem(Pumpar)1 2 3

X

X

X

X

X

X

X X X

Lågtryckssystem(Pumpar)1 2

X

X

X

X X

Figur 10.3Exempel på beroenden meilan direktpaverkande system och hjälp ystem iRinghals 2.

Ett exempel på systemkrav för att fullgöra nödkvlning och resteffektkvlning vidstor LOCA i Ringhals 2 visas i Figur 10.4. Figuren belyser den höggradiga re-dundans som finns för dessa väsentliga säkerhetsfunktioner.

NÖDKYLNING

antingen

o 1 (av 3) pump i lag-tryckssystemet

o 2 (av 3) effektivaackumulatorer

o 1 (av 4) pump i sprink-lersystemet för reaktor-inneslutningen

eller

o 2 (av 3) pumpar i låg-tryckssystemet

o 1 (av 3) effektivackumulator

o 1 (av 4) pump i sprink-lersystemet för reaktor-inneslutningen

RESTEFFEKTKYLNING

antingen

oo

o

o

I (av 3) lågtryckspump1 (av 3) pump i komponent-kylsystemet1 (av 6) pump i saltvatten-systemet1 (av 3) kylare i lågtivckssystemet

eller

oo

o

o

1 (av 3) lågtryckspump1 (av 3) pump i komponent-kylsystemet1 (av 6) pump i saltvatten-vattensystemet2 (av 4) pumpar och kylarei sprinklersystemet förinneslutningen

Figur 10.4Alternativa systemkrav vid stor LOCA i en tryckvattenreaktor.

212

10.2.3 Felträd

Anledningen till att en säkerhetsfunktion uteblir kan vara apparatfel, felman-över eller yttre omständighet. Felträdsanalysen syftar till att åskådliggöra dekombinationer av fel som leder tiil att funktion uteblir. Felträd konstrueras ge-nom deduktion (från verkan till orsaker). Man utgår från den oönskade händel-sen, den s k topphändeken (trädet ritas upp och ner). Topphändelsen bryts suc-cessivt ner till bashändelser som förbinds genom trädets grenar i ett samman-hängande schema.

Felträd upprättas på tre nivåer:

- funktionsfelträd. där topphändelsen utgörs av en utebliven säkerhetsfunk-tion och bashändelserna av uteblivna systemfunktioner

- systemfelträd, där topphändelsen är en utebliven systemfunktion och bas-händelserna fel i komponenter av typen pumpar, ventiler, fläktar etc

- komponentfelträd, där topphändelsen är utebliven komponentfunktion ochbashändelserna felhändelser av typen mekaniskt fel. utebliven kraftmat-ning, läckage. obefogad manöver o s v

Genom den successiva nedbrytningen kan den uteblivna säkerhetsfunktionenåterföras på primära felhändelser vars sannolikhet kan bestämmas ur experi-ment och drifterfarenheter. Dessa sannolikheter kombineras genom felträdetslogiska mönster till en resulterande sannolikhet för utebliven säkerhetsfunk-tion.

Uteblivensäkerhets-funktion

System A

uteblir

System B

uteblir

System C

uteblir

System D

uteblir

'BFigur 10.5Förenklat funktionsfelträd.

213

Principen för ett funktionsfelträd illustreras i Figur 10.5. I exemplet antas syste-men A och B var för sig fullgöra samma funktion, och systemen C och D var försig en annan funktion. Det innebär att både A och B måste fela för att den enafunktionen skall utebli, och både C och D för att den andra funktionen skallutebli. Det markeras i felträdet genom s k "och"-grindar. Vidare antas att bådafunktionerna behövs för den slutliga funktionen. Om därför antingen den enaeller den andra (eller båda) uteblir, så uteblir den slutliga funktionen. Detmarkeras genom symbolen för "eller".

, PB etc blir san-Om sannolikheten att de enskilda systemen felar betecknasnolikheten att den slutliga funktionen F uteblir

pp = pA pB + pr po

om systemen är oberoende av varandra.

Om beroenden föreligger, t ex gemensam elmatning. ökar sannolikheten förutebliven funktion (se 10.2.5).

Sannolikheten för utebliven funktion kan minskas genom redundans. I Figur10.5 kan eyempelvis A och B respektive C och D representera redundanta sys-tem. Viktiga säkerhetsfunktioner realiseras ofta genom s k "2 av 4"-system. Det

Figur 10.6Felträd för ett "2 av 4"-system. Minst 3 av de 4 delsystem måste utebli för attsystemfunktionen skall utebli.

214

innebär att systemet består av fyra stråk av vilka två är tillräckliga för den erfor-derliga säkerhetsfunktionen. Felträdet för ett sådant system, upplöst i sinastråk, visas i Figur 10.6.

Om delsystemen är lika och sannolikheten att det enskilda delsystemet uteblirär p, blir sannolikheten att säkerhetsfunktionen uteblir lika med sannolikhetenatt minst tre system uteblir dvs

sannolikheten atttre system utebliroch ett fungerar

4 p ' ( l - p )

sannolikheten attfyra system uteblir

= 4 p* - 3

Härav följer att tillgängligheten för ett 4x50 %-system är bättre än för ett2x 100 %• system om p < 1/3.

För varje system i funktionsfelträden upprättas systemfelträd och för varje kom-ponent i sin tur komponentfeltråd. Eftersom samma komponenter ingår i flerasystem kan konstruktionen av systemfel träden förenklas genom att "standard-felträd" för komponenter tas fram. I Figur 10.7 visas ett exempel på ett sådantfelträd för en motordriven pump. Utöver de symboler som definierats i sam-band med Figur 10.5 betecknar cirklarna bashändelser, som inte kräver ytterli-

Uteblivenpumpstart

Uteblivenaktiverings-signal

Test ellerunderhåll

Uteblivenpump-kylning

O A

Uteblivenspänningpå skenor

Uteblivenmanuellaktivering

Uteblivenautomatiskaktivering

Uteblivenspanning påkraftskena

Uteblivenspänning tillkontr.utrustn

O OFigur 10.7Förenklat felträd för motordriven pump.

215

gare nedbrytning utan for vilka felsannolikheter kan anges direkt. Trianglarnamarkerar överföring från andra felträd som är gemensamma för flera felträd.

Vid konstruktion av felträd av den typ som illustreras i Figur 10.7 måste manbeakta olika felmoder, t ex att komponenten inte startar när dess behov påkal-las eller att avbrott uppstår under driften. Utebliven start kan orsakas av tillfälli-ga fel på utrustningen, felaktig signal eller manöver. Den kan också bero på attkomponenten ifråga är otillgänglig på grund av test eller underhåll.

På grund av det stora antalet komponenter och felmoder blir systemfelträdenofta mycket komplicerade och svåra att överblicka. Let finns ingen allmänt ac-cepterad metod för felträdskonstruktion. Logiken är ibland inte entydig ochfullständighet kan inte garanteras. Stor uppmärksamhet måste ägnas åt beroen-den och fel av gemensam orsak.

Varje felträd representerar ett stort antal olika kombinationer av bashändelsersom leder till topphändelsen. En sådan kombination kallas en hindermängd (cutset). För analys av felträd finns speciella datorprogram som tar fram minst.-, er-forderliga kombinationer, s k minsta hindermängder ("minimal cut sets") ochberäknar deras sannolikhet. En minsta hindermängd är sådan att om en god-tycklig bashändelse elimineras från mängden representerar den återståendekombinationen av bashändelser inte längre en hindermängd. Kopplingen avfelträdsanalysen till händelseträdsanalysen sker via funktionsfelträden.

T 0.2.4 Tillförlitlighetsdata

I felträdsanalysen uppträder två typer av felsannolikheter:

- sannolikheten att en komponent som är i drift drabbas av fel- sannolikheten att en komponent i beredskap inte startar vid behov

Om felet är slumpmässigt (oberoende fel) kan den förstnämnda sannolikhetenskrivas

p(t) = At

om At är < < 1. Uttrycket ger sannolikheten att komponenten felar under tiden 0till t. A kallas felintensiteten. Om sannolikheten för utebliven start per behovbetecknas q blir den totala sannolikheten för utebliven funktion

q + At

Felsannolikheten per behov q kan erhållas experimentellt genom bestämning avantalet uteblivna starter på ett (stort) antal försök.

För en komponent i beredskap upptäcks fel huvudsakligen i samband med pe-riodiskt återkommande funktionsprov. Sannolikheten att funktionshindrandefel inträffar under perioden mellan två tester är i genomsnitt AT/2 där T är tidenmellan testerna. Bidraget till otillgängligheten på grund av reparation kan sättaslika med AtR där tR är den genomsnittliga reparationstiden.

Felintensiteten A varierar i typiska fall med tiden som Figur 10.8 illustrerar("badkarskurvan"). De flesta komponenter konstrueras, testas och används såatt de befinner sig i fas 2, dvs med konstant (låg) felinte,sitet. Detta åstadkomsgenom kvalitetskontroll och provdrift som rensar bort komponenter med hög

216

Tidiga fel Förslitningsfel

Tillfälliga fel

Figur 10.8Typisk felintensitetskurva för tekniska komponenter.

Tid

initial felintensitet. I andra änden av skalan ökar felintensiteten på grund avförslitning och åldring. Komponentern.. ersatts därför innan denna fas uppnås.

Tubeli 10.1Exempel på feldata för komponenter i svenska kokvattenreaktorer.Källa: ref 1002.

Komponent Fel Felsannolikhet Felintensitetper K)3 behov per 10h 'immar

Centrifugalpumpdriftsätt

Kolvpump, i be-redskap

Avstängnings-ventil, motor-manövrerad

Backventil

Säkerhetsventil

Styrstavar

Dieselaggregat

Batteri

Obefogat stopp 30

1 ''ebliven start 4

Utebliven lägesändring 7

Utebliven/felaktig indikering 0.9Obefogad/felaktig indikering 0.9

Utebliven stängning 3Utebliven/felaktig indikering 33Obefogad/felaktig indikering 23

Obefogad öppning 1.3Utebliven öppning huvudventil 0.78Utebliven öppning styrventil 8.3Utebliven återstängning huvud-ventil 2.4Utebliven återstängning styr-ventil 1.2

Utebliven snabbstoppsfunktion 0.028Utebliven skruvstoppsfunktion 0.66

Utebliven start 7.7Obefogat stopp 5500

Utebliven utmatad effekt vidanfordran 13

217

Felstatistik från svenska kärnkraftverk finns samlad i det s k ATV-systemet. Endatabas av tillförlitlighetsvärden har tagits fram, den s k T-boken, genom bear-betning och komplettering av ATV-systemets information av rådata (1002). Föranläggningsspecifika studier kan generiska värden av feldata som exemplifierasav Tabell 10.1 uppdateras med hänsyn till drifterfarenheter från den egna an-läggningen. Därigenom kan osäkerheten i data reduceras.

10.2.5 Beroenden

Man skiljer mellan oberoende fel, som uppträder slumpmässigt, och beroendefel. som är korrelerade. Felträdsanalys som endast beaktar oberoende fel skullege missvisande låga felsannolikheter. Det finns flera slag av beroenden hoskomponenter och system. Beroenden kan t ex innebära att ett funktionshind-rande fel i ett hjälpsystem slår ut flera andra system, eller att identiska kompo-nenter felar på grund av en gemensam orsak. Det är lämpligt att särskilja tvågrupper av beroende fel:

1. Fel på grund av funktionella beroenden

2. Fel av gemensam orsak (Common Caust Failures, CCF)

Exempel på system och funktioner som kan ge fel av det första slaget är: hjälp-kraftsystem, komponentkylsystem, saltvattensystem, ventilationssystem, styr-signaler och mänskligt felhandlande. Sådana beroenden beaktas explicit i funk-tionsanalysen (jfr 10.2.2) och representeras i funktionsfelträden.

Fel av det andra slaget avser komponenter och system utan direkt funktionsbe-roende, t ex:

- fel genom yttre händelser, såsom brand i anläggningen, jordbävning, inreoch yttre översvämning m m

- fel genom propagering. då ett primärt fel orsakar sekundära fel. Exempel:strålkrafter i samband med stort rörbrott kan skada utrustning i reaktorinne-slutningen

- fel i identiska komponenter genom tillverkningsfel, miljöpåverkan (t ex kor-rosion), normal förslitning, felkalibrering m m

Yttre händelser behandlas vanligen inte fullständigt i PRA nivå 1 utan endastgenom den påverkan de kan ha genom att viss säkerhetsutrustning är placeradi gemensamm.- utrymmen. Felmoder på grund av propagerande fel kan identifi-eras och kvantifieras i systemfelträden.

Fel i identiska komponenter kan som ovan antytts ha en mängd orsaker som ärsvåra att representera i felträden. De behandlas därför med speciella metoder.En sådan är den s k beta-faktormetoden. Den innebär att de minsta hinder-mängdernas sannolikheter modifieras med hänsyn till beroende fel hos deidentiska komponenterna I enklaste fall med två redundanta komponenter an-sätts en resulterande felsannolikhet på formen

p : + (Jp

där p är den individuella felsannolikheten och B anger beroendet. För tre ellerfler identiska komponenter erhålls liknande uttryck.

218

Beta-faktorn kan uppskattas ur driftstatistik. Man söker då identifiera felhän-delser som drabbat flera identiska komponenter samtidigt och som inte är mo-dellerade i felträdet. Ett approximativt värde på beta-faktorn erhålls då somförhållandet mellan samtidiga felhändelser och totala antalet felhändelser förkomponenten. Beta-faktorn ligger vanligen i området 0.01-0.1. Det innebär attför små värden på den oberoende felsannolikheten (p < 0.01) kommer bidragetfrån beroende fel att dominera den totala felsannolikheten.

10.2.6 Mänsklig tillförlitlighet

Mänskligt felhandlande kan påverka utfallet av en händelsesekvens på två sätt:

- felaktig åtgärd under rutinmässiga förhållanden, t ex vid test och underhåll

- utebliven eller obefogad åtgärd under loppet av en onormal händelse

Fel av det första slaget kännetecknas av manuella ingrepp i strid med gällandeinstruktion och benäinns därför ofta procedurfel. Som exempel kan nämnas sys-tematisk felkalibrering eller felaktig basläggning av komponenter. Sådana felingår i allmänhet i den felstatistik för komponenter som redovisas från anlägg-ningarna. De kan därmed kvantifieras direkt i komponentfelträden.

Fel av det andra slaget kan modelleras i händelseträd eller systemfelträd menför kvantifieringen saknas direkt erfarenhetsunderlag. Därför krävs speciellaanalyser, t ex genom att man upprättar operatörsåtgärdsträd. Figur 10.9. Princi-pen baseras på de tre huvudstegen: uppmärksammande av en onormal situa-

IObserveraprimärstörn.

Observerasekundär -parametrar

Klarställakorrektåtgärd behov

Korrektmanuell åtgärd

Korrigerafelaktig åtgärd

Figur 10.9Exempel på operatörsåtgärdsträd (1003).

219

tion. diagnosticering och korrigerande åtgärd. Sannolikheten att något av ste-gen uteblir eller verkställs felaktigt kan uppskattas genom analys av mänskligförmåga att genomföra en sekvens operationer enligt givna instruktioner. Här-vid beaktas den stressituation operatören befinner sig i och den tid han har påsig för olika moment.

10.2.7 Kvantifiering

Som antytts i händelseträdet Figur K).2 är beräkningen av frekvensen för olikahändelsesekvenser formellt enkel om frekvensen av den inledande händelsenoch sannolikheterna för uteblivna säkerhetsfunktioner är kända. De senare er-hålls genom felträdsanalyser som successivt för ner till ett antal bashändelservars sannolikhet kan direkt anges eller uppskattas ur driftstatistik.

Felträden blir i allmänhet myckei stora även för relativt enkla system. För attberäkna sannolikheten för topphändelsen används datorprogram rom utnyttjarträdets logikstruktur och vars ingångsdata utgörs av punktskattningar av bas-händelsernas sannolikheter. Beroenden introduceras pä funktionsnivå ochmänskliga ingrepp på sekvensnivå om ingreppet är unikt för sekvensen ifråga,annars på lägre nivåer i felträdshierarkin.

Gången i kvantifieringen av härdskacesekvenser il'uscreras i Figur K). 10 (ref1003). För att inte underskatta sek. .^sannolikheten måste man beakta beroen-

Sekvensniv-jträd

Inledandehändelse 1

Funk-tion

X

L

Funk-tion

y

Funk -tion

z

L

Funk-tionu Sekvenskoc

IYU

SekvensIYU

Funktionsnivåträd

inträffarX

felarY

felarz

felar

Ufelar

System Afelar

_LSystem B

felar System fel träd

Figur 10.10Logik för kvantifiering av härdskadefrekvenser.

220

den pä sekvensnivå melL olika direktpåverkande system och gemensammahjälpsystem. Eftersom händelseträden i allmänhet innehåller både erhållna ochuteblivna funktioner, t ex för X respektive Y i Figur K). 10, måste man dessutomför att inte överskatta sekvenssannolikheten eliminera hindermängder som ute-sluter varandra. Funktion X kan exempelvis förutsätta att hjälpkraft är tillgäng-lig, medan en hindermängd för funktion Y förutsätter att hjälpkraft uteblir, vil-ket inte kan vara fallet samtidigt.

Kvantifieringen leder till numeriska värden pä frekvensen för de olika sekven-serna. Den totala härdskadefrekvensen erhålls som summan av frekvensen förde enskilda sekvenserna. Alternativt kan man addera alla sekvensnivåfelträdför en given inledande händelse innan kvantifiering sker (1009). Då eliminerasautomatiskt hindermängder som utesluter varandra, och kvantifieringen blirväsentligt enklare. Å andra sidan förlorar man dä information om de individuel-la sekvensernas sannolikhet.

I allmänhet visar det sig att ett fätal sekvenser ger dominerande bidrag. För des-sa är det av intresse att undersöka bidragen frän olika bashändelser. Det kangöras genom s k känslighetsanalxs. Da varieras värdet pa ingångsdata och effek-terna på slutresultatet undersöks. Inverkan av osäkra parametrar, såsommänsklig felfrekvens och fel av gemensam orsak (beta-faktorn), studeras lämp-ligen på detta sätt.

En viktig aspekt av kvantifieringen är att bestämma den relativa betydelsen av-olika komponenter för otillgängligheten av ett visst system eller för en (domine-rande) härdskadesekvens. Betydelsen av en viss komponent kan anges somkvoten mellan alla hindermängder som komponenten bidrar till. och totala an-talet hindermängder för systemet eller sekvensen ifråga. Kvoten är ett matt pasystemets eller sekvensens känslighet för den aktuella komponenten.

10.2.8 OsäkerheterSannolikheten för en bashändelse, t ex ett komponentfel, karakteriseras av enfördelningsfunktion, som kan bestämmas experimentellt. Den kan uttryckas ge-nom ett medelvärde och ett spridningsmått eller av ett medianvärde och övreoch under gränsvärden. Vid kvantifiering av felträd används vanligen medel-värden av bashändelsernas sannolikheter som ingångsdata. Det gör att de be-räknade sekvenssannolikheterna också blir medelvärden.

Osäkerheten i ingångsdata fortplantar sig genom felträd och händelseträd tillen resulterande osäkerhet för sekvenssannolikheten. Den resulterande osäker-heten kan beräknas med statistiska metoder och cL- algcbraiska uttrycken försekvenssannolikheterna. Det finns särskilda datorprogram för sädana beräk-ningar.

En annan typ av osäkerhet som är svårare att kvantrfiera ligger i modelleringenav felträden, t ex av fel med gemensam orsak och mänskligt felhandlande. Tilldetta slags osäkerhet kan också räknas ofullstiindighet, d v s utelämnande avrelevanta felmoder. Exempel pa felmoder som kan vara svara att fånga in ärsådana som sammanhänger med oförutsedda förändringar i materialegenska-per. Tillförlitlighetsstudier måste därför fortlöpande uppdateras.

221

10.3 HärdsäkerhetsstudierDen första systematiska säkerhetsstudien med probabilistiska metoder gjordespå uppdrag av den amerikanska tillsynsmyndigheten av en arbetsgrupp underledning av Norman C Rasmussen och publicerades 1975 (ref 1(K)4). Den har va-rit vägledande för en rad efterföljande studier. I detta avsnitt ges en kort sam-manfattning av Rasmussen-studiens första del, nämligen beräkningen av härd-skadefrekvenser för anläggningsinterna fel. s k inre händelser. Därefter redovi-sas några resultat av en liknande studie som utförts i Västtyskland samt av någraanläggningsspecifika svenska studier. Slutligen görs en jämförelse mellan resul-tat för kokvattenreaktorer och tryckvattenreaktorer. Inverkan av yttre händel-ser behandlas i avsnitt 10.5.

10.3.1 Rasmussen-studien

Studien gällde en tryckvattenreaktor. Surry-l mecl 788 MW elektrisk effekt le-vererad av Westinghouse 1972. och en I 065 MWe! kokvattenreaktor. PeachBottom-2. av General Electric's konstruktion som togs i drift 1974. Dessa reak-torer var typiska för reaktorteknikens läge i slutet av 1960-talet. Sedan dess harmodifieringar och förbättringar vidtagits vilket gör att Rasmussen- studiens re-sultat inte utan vidare är tillämpbara på dagens reaktoranläggningar.

Mer än tusen händelsesekvenser studerades med händelseträd - felträdsmeto-dik. Dominerande sekvenser underkastades detaljerad kvantitativ analys. Dentotala sannolikheten för härdskada uppskattades till 6x l ( ) 5 per reaktordriftarför tryckvattenreaktorn och 3x10° per reaktordriftar för kokvattenreaktorn.Dessa värden ligger inom varandras osäkerhetsområden. Rasmussen- studienanger därför en gemensam sannolikhet av 5x 10s per driftär för bada slagen avreaktorer. Den övre gränsen uppskattas till 3x10"* per ar. vilket innebär atthärdskadefrekvensen med 95 ''/<- sannolikhet är lägre än detta värde.

De dominerande sekvenserna för tryckvattenreaktorn är sammanställda i Tabell10.2. Det framgår att sekvenser som inleds av små rörbrott eller läckage i pri-märsystemet ger störst bidrag, 17 per miljon driftär (17xl()' ' per ar), till dentotala härdskadefrekvensen. Skälet är att frekvensen inledande händelser ärväsentligt större och sannolikheten för utebliven säkerhetsfunktion inte väsent-ligt mindre än för stora brott. Sannolikheten för utebliven säkerhetsfunktiondomineras av mänskligt felhandlande, främst misslyckad överkoppling till recir-kulation.

En felmod med relativt hög frekvens som "upptäcktes" i Rasmussen-studienvar övertryckning av lågtryckssystem, s k V-LOCA, som beräknades kunna in-träffa fyra ganger per miljon driftär. Denna händelse förorsakas av fel i de back-ventiler som isolerar lägtryckshärdkylsystemet frän reaktorns huvudcirkula-tionssystem. Händelsen kräver fel i två seriekopplade backventiler. Om det in-träffar utsätts lågtryckssystemei för ett tryck som det inte är konstruerat för.vilket nästan säkert leder till att dess funktion uteblir. Resultatet blir en medel-stor LOCA utan fungerande lägtryckssystem för härdnödkylningen. Sannolik-heten för denna felmod har kunnat nedbringas väsentligt genom enkla åtgärder,såsom tätare återkommande inspektion av backventilerna.

222

Tabell 10.2Dominerande härdskadesekvenser i en amerikansk tryckva'tei 'eaktor (Surry1) enligt Rasmussen-studien. Angivna frekvenser och sannolikheter är median-värden.

Inledandehändelse

Stor LOCA

Medelstor LOCA

Liten LOCA

Övertryckning avlägtryckssystem

Nätbortfall

Uteblivetreaktorsnabbstopp

Frekvens(per ar)

l x l ( ) 4

3xl(V4

1x10'

4x10"

2 x 1 0 '

4x l ( ) 4

Utebliven säker-hetsfunktion

Si'kerhetsinsprutningRccirkulation

SäkerhetsinsprutningRccirkulation

SpädmatningRecirkulationInneslutningssprinkl

Lägtryckshärdnod-kylning

Resteflektkylning

Stängning avavblasningsventil

Sannolikhettör uteblivensäkerhetsfunk

l x l ( ) :

2xKl ;

l x l ( ( :

1 x 10-"

6 x l O !

9 x 1 0 '2 x 1 0 '

1

3 x 1 0 '

2.5x KV'

Härdskade-frekvens(per miljon ar)

1

33

y

4

6

1

Transienter som inleds med att det yttre nätet faller bort ger betydande bidragtill härdskadefrekvensen. De leder till att matarvattenpumparna stannar. Omäven hjälpmatarvatten uteblir kommer änggeneratorerna att koka torrt inomungefär 1 timme. Öppning av tryckhällningstankens säkerhetsventiler leder datill kylmedelsförlust, friläggning och smältning av härden inom 2 ä 3 timmar.Om hjälpkraft är tillgänglig, antingen genom att det yttre nätet återställs elleratt dieselaggregaten startat, svarar sprinklersystemet för reaktorinneslutningenför att inneslutningens integritet inte äventyras.

Härdskadefrekvensen vid nätbortfall beräknas pa följande sätt. Erfarenheter iUSA visar att nätbortfall inträffar ungefär 0.2 ganger per reaktordriftär. Vidbortfall av yttre nät är sannolikheten att hjälpmatarvattensystemet uteblir1.5x 104 per behov. Om det yttre nätet återställs inom 1 timme kan det ordina-rie matarvattensystemet användas för resteffektkylningen. Sannolikheten attnätet inte återställs inom denna tid är 2x K)' . Sekvenssannolikheten blir såle-des ().2xl.5xl()4x(),2 = fixll)*. Om elkraft inte kan etableras inom cirka 3timmar brister inneslutningen pä grund av övertryckning med stora utsläpp somföljd.

De dominerande härdsmältningssekvenserna för kokvattenreaktorn återges iTabell 10.3. Nödkylsystemens tillgänglighet bedöms vara bättre än för tryckvat-tenreaktorn varför LOCA ger mindre bidrag till den totala härdskadefrekven-sen. Den domineras istället av transienter med otillräcklig restcffektkylning samtutebliven reaktoravstängning. Resteffektkylning behövs oavsett orsaken till re-aktoravstängning. Eftersom man antog att reaktorsnabbstopp inträffar K) gang-er per driftär och otillgängligheten för resteffektkylsystemet bedömdes vara1.6x 10'' per behov blir härdskadefrekvensen 16 per miljon driftar.

223

Transienter med uteblivet reaktorsnabbstopp (Anticipated Transients WithoutScram. ATWS) har för den betraktade reaktorn en relativt hög frekvens. Reak-toravställning kan åstadkommas på två sätt: antingen genom reaktorns snabb-stoppsystem eller genom en kombination av pumpnedstyrning och åtgärder avreaktoroperatören, såsom utlösning av borsystemet eller manuell insättning avstyrstavarna. Medianvärdet för uteblivet snabbstopp uppskattas till L.ixHrper behov med en osäkerhetsfaktor 3 och motsvarande värde för utebliven al-ternativ reaktoravställning till 0.1. Härdskadefrekvensen blir därför 13 per mil-jon driftår med en osäkerhetsfaktor 4.

Tabell 10.3Dominerande härdskadesekvenser i en amerikansk kokvattenreaktor (PeachBottom 2) enligt Rasmussen-studien.Angivna frekvenser och sannolikheter är medianvärden.

Inledandehändelse

Stor LOCA

Medelstor LOCA

Liten LOCA

Godtyckligtransient

Transient med ute-blivet reaktor-snabbstopp

Bortfall av huvud-matarvattensvstem

Frekvens(per år)

1 x 104

3xKr

I x !()-•'

10

1.3x10"»

3

Utebliven säker-hetsfunktion

Härdnödkylning

Härdnödkylning

Spädmatning

Resteffektkylning

Resteffektkylning

Reaktoravställning

.Spädmatning

Sannolikhetför uteblivensäkerhetsfunk

1 x nr7 x 1 0 '

2 x ]()-*

1 x 10-»

1.6x10"

1 x 1 0 '

i . 3x | i r

Härdskade-frekvens(per miljon är)

0.1

0.2

0.2

0.1

16

13

0.4

Rasmussen-studien var en pionjärinsats när det gäller tillämpning av systema-tisk tillförlitlighetsanalys inom rekatortekniken som gav nya möjligheter tillkvantitativ analys av säkerheten. Vid bedömningen av resultaten m;iste man be-akta att de gäller reaktorer som byggdes omkring 1970. Studien har därför be-gränsad giltighet för dagens reaktorer, för vilka säkerhetshöjande åtgärder vid-tagits i skilda hänseenden bl a som följd av probabilistiska säkerhetsstudier, jfr12.3.6.

10.3.2 Birkhofer-studien1 Västtyskland publicerades 1979 en säkerhetsstudie, genomförd under ledningav A Birkhofer (1005). Den använde Rasmussen-metodik på en tysk tryckvat-ten reaktor, Biblis B med 3 750 MW termisk effekt, som togs i drift 1976. Detfinns flera skillnader i konstruktion mellan denna reaktor och Rasmussen-studi-ens referensanläggning Surry-1. men resultat och slutsatser av studiens förstadel, beräkningen av härdskadefrekvenser, är i stort sett desamma.

224

Dominerande härdskadefall är sammanställda i Tabell 10.4. Det framgår attliten LOCA ger det största bidraget till den sannolika härdskadefrekvensen,följd av nätbortfall. Medelvärdet av den totala härdskadefrekvensen uppskat-tas till 90 per miljon reaktordriftär Motsvarande medianvärde är 40 per miljonär. vilket kan jämföras med Rasmussen-studiens 60 per miljon år. Den totalahärdskadefrekvensen bedömdes med 90 % sannolikhet ligga i området 3x 10 4

- I x 1(F per driftår.

Tabell 10.4Dominerande härdskadesekvenser för en tysk tryckvattenreaktor (Biblis B) en-ligt Birkhofer-studien.Angivna frekvenser och sannolikheter är medelvärden.

Inledandehändelse

Stor LOCA

Medelstor LOCA

Liten LOCA

Bortfall av yttre nät

Bortfall av huvudmatarvatten-sysiemet

Nätbortfall med icke återstäng-ande avblåsningsventil

Ickc-äterstängande avblåsnings-ventil

Uteblivet reaktorsnabbstopp

Frekvens(per år)

2.7X104

8x UV*

2.7x10"'

lxlO 1

8x 10'

2.7 xlO'4

1x10'

3xl0-s

Sannolikhet förutebliven säker-hetsfunktion

1.7x10'

2.3x10'

2.1xl0-:

1.3X104

4xlOfl

2.6x10-

2x10"'

3xlO-2

Härdskadefrekvens(per miljon år)

0.5

5

13

3

7

2

1

Bidragen till de dominerande sekvenserna från olika felkällor återges i Tabell10.5. Det största bidraget, ungefär 2/3, kommer från mänskligt felhandlande,huvudsakligen i samband med de manuella omkopplingar som krävs vid över-gäng till recirkulation, främst vid liten LOCA. Vid stor LOCA är den störstafelkällan misslyckad säkerhetsinsprutning från ackumulatortankarna, medanutebliven funktion hos högtrycksnödkylsystemet ger dominerande bidrag vidmedelstor LOCA.

Vid nätbortfall spelar enbart mänskligt felhandlande ingen roll eftersom allamotåtgärder normalt sker automatiskt. Om matarvattenförsörjningen uteblirpä grund av (oberoende) fel i hjälpmatarvattensystemet eller fel av gemensamorsak i dieselgeneratorerna kan hjälpmatarvatten genom manuella omkopp-lingar tas frän systeraggregatet Biblis A. Därför ger enbart fel av gemensamorsak inget bidrag i detta fall. Summan av alla bidrag, där fel av gemensam or-sak ingär, utgör cirka 15 % av den totala härdsmältningsfrekvensen.

225

Tabell 10.5Bidrag till härdskadefrekvensen för en tryckvattenreaktor (Biblis-B) frän olikafelkällor.

Fall

Stor LOCA

Medelstor LOCA

Liten LOCA

Nätbortfall

Ieke-aterstängandeavhläsningsventilvid nätbortfall

Summa

Härdskade-frekvens

(per miljon år)

0.5

_•

57

13

7

80

OF*

73

62

13

26

33

18 r;

CCF*

c;

15

11

1

-

1 rr

MF*

r'c

12

27

85

-

63 r'<

OF+CCF

c'f

-

-

-

26

lr'<

O F +MF

r;

-

-

i

27

4

5 '"(

CCF+MF

'i

-

-

-

IS

3 '"r

OF+CCF++ MF

-

-

-

-

37

3 rr

*OF = Oberoende fel i teknisk utrustning.CCF = Fel av gemensam orsak i teknisk utrustning.MF = Mänskligt felhandlandc.

10.3.3 Forsmark 3År 1977 gjorde Asea-Atom på uppdrag av Energikommissionen en studie avsäkerheten hos Forsmark 3 som då befann sig Då konstruktionsstadiet. Studienbaserades på Rasmussen-metodik och utformades som en jämförelse mellanForsmark 3 och den amerikanska studiens referensanläggning. Peach Bottom2. Resultatet framgår av Figur 10.11 (ref 1006). Det innebär att den totalahärdskadefrekvensen beräknades vara ungefär en åttondel av den amerikanskaanläggningens. Flera omständigheter angavs som bidragande härtill:

- Bättre redundans och konsekvent separation av delsystem hos säkerhetssys-temen i Forsmark 3.

- Styrstavsinskjutning kan ske dels hydrauliskt (snabbstopp), dels elektrome-kaniskt (skruvstopp). Sistnämnda möjlighet saknas i den amerikanska an-läggningen.

- De olika reaktorblocken i Forsmark har. i motsats till förhållandena i PeachBottom, inga gemensamma funktioner eller delade utrymmen väsentliga försäkerheten.

- Det yttre nätet i Forsmark 3 är "starkare" än i Peach Bottom 2 beroende päatt 70 kV- nätet i Forsmark är anslutet till gasturbindrivna elgeneratorer.

- Den svenska trettiominutersregeln innebär att inga åtgärder behöver vidtasav reaktoroperatören inom den första halvtimmen efter ett stort rörbrott.Regeln minskar behovet av operatörsingrepp även i andra fall.

En ny och fullständigare säkerhetsstudie för Forsmark 3 genomfördes under1984. Preliminära resultat (1013) ger en total härdskadefrekvens av 7 per miljondriftär. dvs ungefär samma värde som den tidigare studien. Fördelningen av do-

226

Sannolikhetperdriftår

10

10

10

J Peach Bottom 2

ÉilllllForsmark 3

10

O)

er .2».£S • .£ 32 B£oå « 1Si (B > o S-

t O

«s P

3 2

S |fy ™

u

o -e

O)

O 0)

/•7,(j«r/O.//Jämförelse mellan härdsmältningsfrekvenser i Forsmark 3 och Peach Bottom 2enligt 1977 ars studie (1006).

minerande sekvenser är emellertid annorlunda. Tabell K).ft. liksom de domi-nerande bidragen till härdskadesekvenserna. Transienter med otillräcklig späd-matning representerar mer än 80 7c av sekvenserna, medan LOCA-händelsersvarar för endast 0.5 %.

Otillräcklig spädmatning innebär att matarvattensystemet förlorats, att hjälp-matarvattensystemet felfungerat samt att inkopplingen av lågtrycksnödkylsyste-met misslyckats på grund av antingen utebliven manuell tvangsnedblasning eller

227

fel i systemet. Den sannolikaste sekvensen i Tabell 10.6 domineras av fel av ge-mensam orsak (CCF) i hjälpmatarvattensystemet i kombination med uteblivenmanuellt initierad tvångsnedblåsning.

Tabell 10.6Exempel pä härdskadesekvenser i Forsmark 3 enligt 1984 ars studie. Angivnafrekvenser och sannolikheter är medelvärden.

Inledandehändelse

Matarvattcnbortfall

Matarvattenbortfall efterannan primär händelse

Nätbortfall

Reaktortankbrott

Manuellt och automatisktsnabbstopp

Bortfall av huvudvärme-sänka

Medelstor LOCA

Liten LOCA

Stor LOCA

Frekvens(per är)

0.25

3.3

0.13

2.7xl(r7

3.5

1.5

3.KXI04

5.6xl():

l.OxlO4

Uteblivensäkerhetsfunktion

Spädmatning

Resteffektkylning

Spädmatning

-

Spädmatning

Reaktorav-ställning

Reaktorav-ställning

Resteffektkylning

Reaktorav-ställning

Härdskadefrekvens(per miljon ar)

4.3

0.62

0.60

0.27

0.06

0.06

0.014

0.010

0.007

10.3.4 Oskarshamn 1Oskarshamn I är det äldsta svenska aggregatet och har en kokvattenreaktorfrän Asea-Atom. Reaktorn konstruerades till stor del efter amerikansk förebildpå basis av den säkerhetssyn som rådde vid mitten av 1%0-talet. Under bygg-nadsskedet uppmärksammades vissa säkerhetsmässiga problem för stationenshjälpkraftförsörjning. Därför vidtogs omfattande ändringar i el- och kontrollut-rustningen som syftade till att åstadkomma bättre separation mellan elsyste-men. Erfarenheterna av detta arbete utnyttjades sedan vid konstruktionen avefterföljande stationer i Ringhals och Barsebäck.

Konstruktionen av Oskarshamn I står sig bra även med nyare säkerhetskrav.Hjälpkraftsystemen har haft hög tillförlitlighet. Inte desto mindre visade tillför-litlighetsanalyser i mitten av 70-talet på vissa svagheter i elförsörjningen. Dehade att göra med att det fanns gemensam utrustning för de i övrigt dubbleradekraftförsörjningskedjorna. Det fanns därför en möjlighet för stationen att bliutan hjälpkraft om den gemensamma utrustningen skadades genom brand ellerexplosion.

En fullständig separation av de dubblerade elförsörjningskedjorna kunde inteåstadkommas utan genomgripande ändringsarbeten. Dessa arbeten genomför-des under 1978-80 och innebar att ett nytt elsystem infördes, fullständigt sepa-rerat frän det gamla. Det svarar för elförsörjningen till alla komponenter ochsystem som krävs för att hälla reaktorn säkert avställd, nämligen

228

- tryckavsäkringsventiler, varmed reaktorns tryck kan regleras

- spädmatningssystem, varmed härden kan hållas vattentäckt och kyld

- sprinklersystem för reaktorinneslutningen, varmed inneslutningen kan kylasoch resteffekten föras bort.

En ny, förhållandevis liten, separat elbyggnad installerades, som innehåller ettreservkontrollrum varifrån alla väsentliga säkerhetsfunktioner kan styras ochövervakas. Elförsörjningen i den nya byggnaden är uppdelad på två fullständigastråk i skilda brandceller. Det nya systemet kan fullgöra sin uppgift även omhela den gamla och centrala elbyggnaden blir obrukbar på grund av brand, ex-plosion eller dylikt.

För att studera tillförlitligheten hos elförsörjningen gjordes en probabilistiskanalys med syftet att kvantifiera sannolikheten att brand eller annan händelse icentrala eldelen eller reservkontrollbyggnaden leder till att härd- eller inneslut-ningskylning uteblir samt att identifiera de komponenter och system somväsentligt bidrar till denna sannolikhet. Studien omfattade dels en bedömningav de inledande händelsernas frekvenser, dels en felträdsanalys av alla systemsom svarar för tryckhållning, spädmatning och resteffektkylning.

Resultaten är sammanställda i Tabell 10.7. Härdskadefrekvensen vid brand icentrala eldelen är 4 per miljon driftår, vartill otillräcklig inneslutningskylningbidrar med 75 % och otillräcklig spädmatning med 25 %. Otillräcklig inneslut-ningskylning leder dock först efter 10-15 timmar till högt tryck i inneslutning-en. varför det finns goda möjligheter att inoni denna tid åtgärda konstateradefel och undvika att inneslutningen spricker upp.

Tabell 10.7Härdskadefrekvens vid brand i eldelen i Oskarshamn I (ref 1007).

Inledande Frekvens Sannolikhet för otill- Härdskadefrekvenshändelse (per år) räcklig säkerhets- (per miljon år)

funktion

Brand i centrala eldelen lxlO'' 4x10' 4

Brand i RKB* (en sub utslagen,yttre nät tillgängligt) 1x10' lxlO"4 0.1

Brand i RKB (båda subbar ut-slagna, yttre nät tillgängligt) lxlO4 5xl0° 0.5

Brand < RKB (båda subbar ut-slagna, yttre nät otillgängligt) 1 x 10"ft 4xlO'2 0.04

' RKB = reservkontrollbyggnad.

Vid brand i reservkontrollbyggnaden inleds den dominerande sekvensen av attbåda kraftförsörjningskedjorna ("subbar") slås ut men att yttre nät är tillgäng-ligt. Otillräcklig spädmatning bidrar då med ungefär 50 % till härdsmältnings-frekvensen och misslyckad tryckhållning med ungefär 25 %.

Slutsatsen av tillförlitlighetsanalysen blir att ombyggnaden av eldelen minskatsannolikheten att brand eller liknande händelse leder till härdskador med minsten faktor 100.

229

Risken för härdskador på grund av rörbrott i primärsystemet har också stude-rats (1007). Allmänt sett kan vid toppbrott härden alltid återfyllas för att säker-ställa dess kylning. Vid stora bottenbrott kan härden inte äterfyllas utan måstekylas genom vattenstrilning med lågtryckshärdkylsystemet . Vid medelstorabrott måste tvängsnedblasning tillgripas för att lågtryckssystemet skall kunnakomma in. För brottflöden mindre än 100 kg/s räcker matarvattensystemet ochför brottflöden mindre än 30 kg/s hjälpmatarvattensystemet för att hålla härdentäckt. Vid rörbrott utlöses reaktorsnabbstopp och reaktorisolering.

Resultaten framgår av Tabell 10.8. Den dominerande sekvensen inleds av ettmindre brott, därnäst en sekvens med medelstort brott, medan stora och småbrott ger en lägre härdskadefrekvens. Vid mindre brott svarar matarvattensys-temet för nivåhållningen. Mavasystemet tar vatten från turbinkondensorn. Dessvatteninnehåll räcker i minst 30 minuter. Inom denna tid krävs manuell inkopp-ling av spädvattensystem till kondensorn för att spädmatningskapaciteten där-efter skall uppgå till 100 kg/s. Misslyckad manuell inkoppling är den domineran-de felkällan. För medelstora brott ger utebliven tvångsnedblåsning, som omöj-liggör härdstrilning, störst bidrag till härdskadefrekvensen. På grund a- att av-blåsningsventilernas felsannolikhet är osäker vid rådande miljöbetingeLc-r h.,ipessimistiska data valts i analysen.

Tabell 10.8Härdskadefrekvens vid rörbrott i Oskarshamn I.

Inledandehändelse

Brottflöde(kg/s)

Frekvens(per år)

Domin uteblivensäkerhetsfunkt

Sannolikhetför uteblivensäkerhets-funktion

Härdskade-frekvens(per miljonår)

Stort brott

Medelstortbrott

Mindre brott

Små brott

2 000-16 (XX)

100-2 (HK)

30-HK»

5-30

5xlx

5x

IX

10°

Ut*

1()J

10'

Härdnödkylning

Tvångsned-blåsning

Nivåhållning

Nivåhållning

2.6x10 '

1.3xl(r :

7 x 1 0 '

1.3xl()-7

0.1

1.3

3.5

0.1

10.3.5 Ringhals 1Ringhals 1 (750 MWel, driftstart 1975) är den andra i serien svenska kokvatten-reaktorer. Dess utformning skiljer sig i vissa avseenden från Oskarshamns I.Bl a är turbinanläggningen uppdelad på två turbogeneratorer med tillhörandekondensorer och matarvattensystem. Det gör att den ena turbinen kan vara av-ställd för t ex underhåll medan den andra körs. Det innebär också ett minskatantal potentiella härskadetransienter på grund av störningar i turbin- och matar-vattensystemen.

Hjälpmatarvattensystemet har en ångturbindriven pump som således är obero-ende av elmatning. Härdnödkylsystemet består av två redundanta, helt sepa-rerade kretsar, vardera med en ångturbindriven högtryckspump och en elmo-tordriven lågtryckspump i serie. Härdstrilning kan alltså åstadkommas vid fullt

230

reaktortryck. Tryckavsäkringssystemet har 20 säkerhetsventiler (direktblåsaretill inneslutningen), 10 avblåsningsventiler (bassängblåsare) och 2 tryckregler-ventiler. Systemet har en kapacitet som motsvarar 140 % av nominellt ångflöde.

En tillförlitlighetsstudie genomfördes under 1980-83 med händelseträd- fel-trädsmetodik (1033). Tänkbara störningar sammanfördes i grupper av inledan-de händelser. Avgränsningen av LOCA-händelser gjordes bl a med hänsyn tillspädmatningssystemens kapacitet. Med gängse beteckningar:

A Stor LOCA, brottflöde > 1 200 kg/s.

Si Medelstor LOCA, brottflöde 35-1 200 kg/s.

S: Liten LOCA, brottflöde < 35 kg/s.

Transienter grupperades på följande sätt:

TM Reaktoravställning med alla väsentliga normaldriftsystem initialt till-gängliga. Hit räknas bl a obefogade reaktorsnabbstopp och planeradeavställningar.

TT Transienter som inleds med bortfall av reaktorns huvudvärmesänka (tur-binkondensorn).

TF Bortfall av ordinarie matarvattensystem, med specialfallet TY partielltmatarvattenbortfall.

TF Bortfall av 400 kV kraftmatning. Innebär att både huvudvärmesänka ochmatarvattensystem blir otillgängliga.

Uteblivet reaktorsnabbstopp (ATWS) beaktades i händelseträdsanalysen mendefinierades inte som en inledande händelse. Bortfall av matarvatten (T be-handlades som en delmängd av TE och obefogad reaktorisolering som *. n del-mängd av TM.

För de olika grupperna av LOCA och transienter upprättades händelseträd.Som exempel återges i Figur 10.12 händelseträdet för avställningstransient TM.Det får också tjäna som definition av väsentliga systemfunktioner med veder-tagna beteckningar.

Normal reaktoravställning kräver att minst ett matarvattensystem är tillgängligtför spädmatning och minst en turbinkondensor för resteffektkylning. Matarvat-tentillförseln anpassas till den minskade ångproduktionen i den avställda reak-torn genom nedstyrning av mavapumparna så att överfyllning av reaktortankenundviks.

I trädets nedre del avbildas sekvenser där ordinarie matarvattensystem intefungerar. Då övertar hjälpmatarvatfensystemet spädmatningsfunktionen. Omdet inte är tillgängligt måste avblåsningsventilerna först öppnas för att undvikaför högt tryck i reaktortank och rörsystem, sedan stänga för att förhindra förlågt tryck och kylmedelsförlust. Om tryckhållningen fungerar som avsett svararhögtryckshärdstrilen för spädmatning. Eventuellt krävs tvångsnedblåsning förhärdstrilning vid lågt tryck. Därefter används sprinklersystemet för reaktorin-neslutningen eller kylsystemet för avställd reaktor (se 8.1.8) för resteffektkyl-ningen.

231

Q U 1 M I P V1 V2 X m m Sekvenskod

2 Tn«Z3 TMQ4 TUQU5 TMQUW1

6 TMQUW1W2

7 TMQUV28 TMQUV2W1

9 TMQUV2W1W210TMQUV2X11 T^QUVI12TMQUP13TMQUM

Sekvens-sannolikhet

44E4 *)

ME-8

42E 72 4E-85 2E 818E-9^1E 9

Härdpåverkan

OK

OverfyllnadOKOKOK

HS

OK

HSHSHSTransfer S2

Transfer A

*) E- 10" 4

Händelsekod

Q Matarvatten415Z Nedstyrning av

m*t*rvatt*npumparU - Hjälpmatarvatten 416M Tryckavsäkring 314P - Aterstangning av

tryckavsäkringsventilerVI Härdnödkylning 323 LTV2 Härdnödkylning 323 HTX Tvingtnedblåsning 314W1 Inneslutningskylning 322-711 715W2 Kylning av avställd reaktor

321 711 712-715

Systemnummer

314 Reaktorns avblasningssystem321 Kylsystem för avställd reaktor322 Sprinklingssystem för reaktorinneslutningen323 Nqd kylsystem för reaktorhärden41 ä Matarvattensystem416 Hjälpmatarvattensystem711 Slutet kylsystem för kylning av

321 och 322712 Slutet kylsystem för reaktordelens

kontinuerliga kylbehov715 Sal tvattensystem

Figur 10.12Händelseträd för avställningstransient med minst en turbinkondensor tillgäng-lig (Ringhals 1).

Händelseträden kvantifieras genom successiv nedbrytning i funktionsfelträd,systemfelträd och komponentfelträd så som beskrivits i avsnitt 10.2. Frekven-sen av inledande händelser bestämdes för LOCA av Rasmussen-studiens rör-brottsfrekvenser och för transienter ur statistik över reaktorsnabbstopp i Ring-hals 1. Felintensiteten för bashändelser hämtades i största möjliga utsträckningur driftstatistik.

Resultaten är sammanställda i Tabell 10.9, där de dominerande härdskadese-kvenserna är rangordnade. Frekvenser och sannolikheter är punktskattade me-delvärden.

Medelvärdet av den totala härdskadefrekvensen uppskattas till 2.5 per miljondriftår. Det största bidraget kommer från medelstor LOCA med utebliven kyl-ning av kondensationsbassängen dvs utebliven funktion hos något av systemeni kylkedjan 322-711-715, se Figur 10.12. Det resulterar i att temperaturen ikondensationsbassängen når cirka 95°C efter 4 timmar vilket får till följd attpumparna i nödkylsystemet börjar kavitera. Medelstor LOCA med uteblivenlågtryckshärdnödkylning (S2V1) respektive utebliven eller felaktigt utförd

232

Tabell 10.9Dominerande härdskadefrekvenser enligt Ringhals 1 säkerhetsstudie (augusti1984). Angivna frekvenser och sannolikheter är punktskattade medelvärden.

Inledandehändelse

Medelstor kyl-medelsförlust

Stort inrerörbrott

Reaktortank-brott

Yttre rör-brott

Nätbortfall

Partiellt matar-vattenbortfall

Frekvens(per år)

12.5 E-4

3 E-4

2.7 E-7

9 E-4

0.9

1.0

Uteblivensäk funkt*

WViY

WViY

—

Reaktor-isolering

UViO'UV :W0"UVCTCMCHCK

CH

CKCL

Sannolikhet f ute-bliven säk funkt(per behov)

5.2 E-43.4 E-41.4 E-4

6.9 E-43.4 E-43.0 E-4

—

2.0 E-4

2.9 E-85.6 E-81.3 E-83.1 E-83.0 E-82.1 E-8

6.0 E-8

2.1 E-81.0 E-8

Härdskadefrekvens(per miljon år)

0.650.430.18

0.210.100.09

0.27

0.19

0.0710.0500.0120.02>.0.0V7".019

0.060

0.0210.010

*U Hjälpmatarvatten 0 'Vi Lågtryckshärdnodkvlning Q"V: Högtryckshärdnödkvlning MW Resteffektkylning ' HY dackspolning av sugsilar KC Automatiskt snabbstopp L

Återstart av mavasystem inom 30 minuterÅterstart av mavasystem inom 4 timmarTryckavsäkringOperatörsingreppSkruvstoppStvrstavar

backspolning av sugsilarna (se Figur 4.6) till systemen för härdnödkylning (323)och bassängkylning (322) ger också relativt stora bidrag till härdskadefrekven-sen.

Därnäst i betydelse kommer stor LOCA med samma uteblivna säkerhetsfunk-tioner som i föiegående fall. dvs sekvenserna AW, AV, och AY. För transienterger gruppen nätbortfall störst bidrag, totalt cirka 0.21 per miljon driftår. Detbör noteras att bidraget från transienter är väsentligt lägre än från LOCA me-dan förhållandet var det omvända för den kokvattenreaktor som analyseradesi Rasmussen-studien. Det beror delvis på att Ringhals 1 har två turbiner och tvåmatarvattensystem vilket i hög grad reducerar antalet transienter, framför alltbortfall av matarvatten. En annan orsak är att transienter med bortfall av kon-densationsbassängens kylning bedöms ge ett relativt litet bidrag till härdskade-frekvensen.

Ett nyinstallerat spädmatarvattensystem som backar upp hjälpmatarvattensys-temet bidrar till att minska härdskadefrekvensen väsentligt. Spädmatning kan

233

ske vid alla reaktortryck med ett flöde upp till 20 kg/s. Vid nätbortfall matassystemets pump frän en egen dieselgenerator.

En närmare analys av de dominerande härdskadesekvenserna visar att bortfallav alla spädmatningssystem. dvs sekvenser som innehåller QUV eller QUX, in-går i sekvenser som utgör 28 9f av den totala härdskadefrekvensen. Händelsen0 domineras av misslyckad manuell återstart av ordinarie matarvattensystemefter bortfall av yttre nät (400 kV) . Det dominerande bidraget till U är utebl-ven funktion hos den ångturbindrivna hjälpmatarvattenpumpen. Händelse. Vorsakas av ett flertal feltyper i härdnödkylningssystemet av såväl oberoendesom beroende natur.

Otillräcklig resteffektkylning ingår i sekvenser som utgör 39 r/c av totalahärdskadesekvensen. Den dominerande felkällan konstaterades vara ventilfel imellankylsystemet för avställd reaktor som är en del av kylkedjan till havet försprinklersystemet för reaktorinneslutningen och det ordinarie kylsystemet föravställd reaktor (jfr 8.3.3).

Utebliven eller felaktigt utförd backspolning in går i sekvenser som utgör 12 rrav den totala härdskadefrekvensen. Sannolikheten för denna händelse domin-eras av bidrag frän operatörsfel.

Transienter med uteblivet reaktorsnabbstopp (ATWS) ingår i sekvenser somutgör ungefär 11 rr av den totala härdskadefrekvensen. Det relativt låga bidra-get beror främst pä den goda tryckavsäkringskapaciteten och på de alternativamöjligheter till reaktoravställning som finns. Dominerande felkälla till attsnabbstopp uteblir är obefogat stängda ventiler i nivåmätsystemet för reaktor-tanken. Vid t ex partiellt matarvattenbortfall erhålls dä ingen snabbstoppsignalpä låg nivå i reaktortanken.

Skälet till att små LOCA inte bidrar nämnvärt till härdskadefrekvensen är del-vis en definitionsfråga (jfr 10.3.5). Vid brottflöden < 35 kg/s förslår vilket somhelst av tillgängliga spädmatningssystem att hålla härden vattentäckt. Sekven-sen liknar därför en transient med låg inträdesfrekvens, varför bidraget tillhärdskadefrekvensen blir försumbart.

10.3.6 Ringhals 2Ringhals 2 (800 MWel, driftstart 1975) var den första anläggningen med tryck-vattenreaktor i Sverige. Den har tre huvudcirkulationskretsaroch liksom Ring-hals 1 tvä turbiner med vardera sin egen kondensor och matarvattensystem. Deviktigaste driftsystemen och säkerhetssystemen har beskrivits i kapitlen 5 och 8.

En probabilistisk studie av anläggningssäkerlieten genomfördes under 1982-83(ref 1008). Inledande händelser begränsades till sädana som orsakas av dels"inre" fel i anläggningens utrustning och av mänskligt felhandlande, dels bort-fall av yttre nät. De inledande händelserna grupperades på sedvanligt sätt iLOCA och transienter. Dessa indelades i sin tur i händelser som inträffar rela-tivt ofta och som kan väntas inträffa igen, s k förutsedda händelser, samt händ-elser som sällan eller aldrig inträffat, s k postulerade händelser (jfr 7.4). Frek-vensen förutsedda händelser erhölls ur driftstatistik, medan frekvensen postu-lerade händelser baserades på bedömningar.

234

Händelseträd upprättades för följande kategorier av inledande händelser:

- Stor LOCA. brottarea > 175 cm-

- Medelstort LOCA. brottarea 20-175 cm:

- Liten LOCA. brottarea < 20cm:

- Rörbrott i ånggenerator

- Transient som anfordrar reaktorns avblåsningssystem

- Allmän avställningstransient (avbläsningssystemet anfordras ej)

- Transienter som inleds med att reaktorns huvudvärmesänka uteblir

- Transienter som inleds av nätbortfall

- Transient som inleds av ängledningsbrott

- Transient med uteblivet reaktorsnabbstopp

För tre kategorier av inledande händelser bestämdes härdskadefrekvensen utanatt händelseträd upprättades, nämligen

- Bortfall av resteffektkylning i avställd reaktor

- Övertryckning av lågtryckssystem ("V-LOCA")

- Reaktortankbrott

Totalt analyserades och kvantifierades ett sjuttiotal sekvenser. Sekvenser somger dominerande bidrag till härdskadefrekvensen är sammanställda i Tabell10.10. Medelvärdet av den totala härdskadefrekvensen beräknades till 5.2 permiljon driftår. Motsvarande medianvärde är 3.6 per miljon driftår. Osäkerhets-området ges av att härdskadefrekvensen med 90 c/r sannolikhet uppskattas liggamellan 1.1 och 13 per miljon driftår.

De dominerande sekvenserna inleds av ett litet rörbrott i primärsystemet medmisslyckad manuell trycknedtagning eller misslyckad övergång till recirkula-tion. Därefter följer sekvenser med tubbrott i ånggenerator och misslyckad ned-kylning av reaktorn samt stor LOCA med utebliven recirkulation. Det bör no-teras att transienter inte ger några bidrag till de dominerande sekvenserna. Dettillskrivs främst förhållandet att anläggningen liksom Ringhals 1 har två matar-vattensystem och två turbiner, varför totalt bortfall av matarvatten respektivehuvudvärmesänka är mycket osannolikt.

Skälet till att små LOCA ger högre bidrag än medelstora och stora är främstden högre inträdesfrekvensen som i sin tur beror på det stora antalet klenrör istationen. Till små LOCA räknas också händelser som initieras av en obefogatöppen avblåsningsventil. Den dominerande sekvensen kännetecknas av att re-aktoroperatören misslyckas med att ta ner trycket i primärsystemet och att hög-trycksrecirkulation inte etableras när förrådstanken är tömd. I den andra av dedominerande sekvenserna har trycknedtagningen genomförts framgångsriktmen operatören misslyckats med att koppla in lågtrycksrecirkulationen. Störstafelkällan är fel av gemensam orsak .som omöjliggör start av lågtryci^pumparna.

235

Tabell 10.10Dominerande härdskadesekvenser enligt Ringhals 2 säkerhetsstudie (maj1983). Angivna frekvenser och sannolikheter är punktskattade medelvärden.

Inledandehändelse

Liten LOCA

Liten LOCA

Tubbrott i äng-generator

Stor LOCA

Medelstor LOCA

Reaktortankbrott

Liten LOCA

Stor LOCA

Ångledningsbrott ihjälpsystembyggnad

Stor LOCA

Nätbortfall

Frekvens(per ar)

1.1 E-2

1.1 E-2

9.7 E-3

4.0 E-4

8.2 E-4

2.7 E-7

1.1 E-2

4 E-4

4 E-4

4 E-4

7 E-l

Uteblivensäkerhetsfunktion

TrvcknedtagningHögtrycksrecirkulation

Lagtryeksreeirkulation

Trvcknedtagning

Recirkulation

Recirkulation

-

Resteffektkylning

Säkerhetsinsprutning

Isolering av brottet

Inneslutningssprinkling

Hjälpmatarvatten

Sannolikhetför uteblivensäkerhetsfunk-tion

1 E-4

8.5 E-5

1 E-4

2.3 E-3

3.4 E-4

-

2.4 E-5

2.4 E-4

2.3 E-4

2.2 E-4

3.4 E-8

Härdskade-frekvens(per miljonår)

1.1

0.94

0.94

0.92

0.28

0.27

0.27

0.098

0.090

0.088

0.024

Nätbortfall ger förhållandevis lågt bidrag till den totala härdskadefrekvensen.Kortvariga lokala avbrott kan inträffa på grund av saltstormar vintertid menstamnätet påverkas då inte och kraftmatningen kan som regel återställas inomK) min. Långvariga nätbortfall utlöser reaktorsnabbstopp och start av dieselagg-regat som försörjer stationens 6 kV nät.

Vid fullständigt bortfall av både stamnät och lokalnät kan en LOCA-händelseutvecklas genom att huvudcirkulationspumparnas axeltätningar förlorar sinfunktion (jfr 5.2.1). Om nätet inte återställs inom ungefär en timme och denångturbindrivna hjälpmatarvattenpumpen inte fungerar, friläggs härden inomen timme. On, pumpen fungerar har man ungefär tre timmar på sig att återställanätet så att säkerhetsinsprutning kan verkställas.

Transienter med uteblivet reaktorsnabbstopp bidrar inte signifikant till härd-skadefrekvensen. Det sammanhänger med att om det uteblivna snabbstoppetberor pä fel i reaktorskyddssystemets logikdel eller reläer (jfr 8.2.1) har opera-tören möjlighet att utlösa snabbstopp manuellt. Om styrstavarna ändå inte gårin i härden kan reaktoravställning åstadkommas med borsystemet som sprutarin borvatten i primärsystemet.

Felaktiga eller uteblivna operatörsätgärder bidrar väsentligt till många av dedominerande härdskadesekvenserna. För att undersöka inverkan av mänskligtfelhandlande gjordes en känslighetsanalys där de antagna förutsättningarna va-rierades inom vida gränser. Den modell som användes för mänskligt felhand-lande framgår av Figur 10.13, kurva B. Den innebär att sannolikheten för ope-

236

Felsannolikhet

1

10

10 ' "

100 1000Tid (min)

Figur 10.13Sannolikhet för operatörsfel som funktion av insatstiden.

ratorsfel relateras till insatstiden, dvs den tid operatören har pa sig att agera. Julängre insatstid, desto lägre felsannolikhet. För insatstider 5:100 minuter antogsi basfallet en konstant minsta felsannolikhet av 104 per behov.

Vid känslighetsanalysen varierades dels den minsta felsannolikheten (kurvornaA och C), dels lutningen pa kurvan (kurva D). Resultatet framgår av Tabell10.11. Det visar sig att om minsta felsannolikheten ökas till K)' per behov, ökarden totala härdskadefrekvensen med en faktor 7, medan en sänkning till l(»"s

per behov reducerar härdskadefrekvensen med endast 13. Om en felfaktor K)används pa baskurvan blir osäkerhetsområdet for 1.1-15 per miljon driftar. An-vänds i stället samma felfaktor pa kurva A blir det övre gränsvärdet 1 500 permiljon driftar. dvs 1.5 härdskador per tusen driftar. Dessa resultat visar att den

237

beräknade härdskadefrekvensen är mycket känslig tor de antaganden som görsom mänskligt felhandlande.

Tabell 10.11 Inverkan pä totala härdskadefrekvensen av olika antaganden omoperatörsfel i Ringhals 2.

Total härdskade-Sannolikhet för operatörsfel frekvens

(per miljon ar)

Baskurva (Figur 10.13. kurva B) 5.1

Baskurva med minsta felsannolikhet 10 3 (A) 40

Baskurva med minsta felsannolikhet 10o (C) 4.0

Ny kurva med högre felsannolikhet (D) 33

En känslighetsanalys gjordes också för bidraget till härdskadefrekvensen fränfel med gemensam orsak (jfr 10.2.5). Om alla beta-faktorer sattes lika med noll,dvs inga fel av gemensam orsak antogs förekomma, minskade den totala härd-skadefrekvensen frän 5.2 till 4.5 per miljon driftar. Om i stället alla beta-fakto-rer sattes lika med 0.1 ökade härdskadefrekvensen till 8.1 per miljon driftar.Detta indikerar att de antaganden som görs om fel av gemensam orsak inte ha:sä stor betydelse för slutresultatet.

10.3.7 Barsebäck 1

Barsebäcksverket har tvä i grunden identiska block med kokvattenreaktorer om570 MWel netto (senare höjd till 595 MWel). Block I startade reguljär drift ijuli 1975 och block 2 i juni 1977. Under 1981-1984 genomfördes en hiirdsäker-hetsstudie för block i omfattande inre händelser i anläggningen, dvs PRA nivå1 (ref 1009). Resultaten är i allt väsentligt giltiga även för block 2.

Inledande händelser grupperades i fem LOCA - och fem transientkategorier.Händelseträd konstruerades för sekvenser som inleddes ;<v inre stora, medel-stora och smä rörbrott samt nätbortfall, matarvattenbortfall och övriga snabb-stopp. Händelseträden innehåller på vanligt sätt övergripande sekvenser tor degrundläggande säkerhetsfunktionerna reaktoravstängning. tryckavsäkring.spädmatning och resteffektkylning. De övergripande sekvenserna bryts via oli-ka felmoder successivt ned till bashändelser, vars sannolikhet kan bestämmasur erfarenheten.

Ingående analyser gjordes av såväl systemmässiga som miljöbetingade beroen-den. Konstaterade beroenden rangordnades i tre grupper och kvantifieradesmed beta-faktormetoden (10.2.5):

- måttligt beroende B = 0.1

- litet beroende B = 0.05

- obetydligt beroende B = 0.01

238

Tre typer av mänskligt felhandlande beaktades nämligen obefogade, uteblivnaoch felaktiga manövrar. För uteblivna manövrar relaterades felsannolikhetentill insatstiden pä följande sätt:

Utebliven manöver inom 0.5 tim - felsannolikhet 1.0 per behov

Utebliven manöver inom 4 tim - felsannolikhet 0.1 per behov

Utebliven manöver inom 24 tim - felsannolikhet 0.01 per behov

Den tidsmässiga förankringen av dessa felsannolikheter för manuella åtgärderär att spädmatning av reaktortanken erfordras inom 0.5 tim och kylning av kon-densationsbassängen inom 4 tim. För system för reaktoravställning. som kräverännu kortare insatstid, har lägre sannolikheter än 1 använts för mänskligt fel-handlande.

Några kvantitativa resultat är sammanställda i Tabell 10.12. Den totala härd-skadefrekvensen uppskattas till 13 per miljon driftar. LOCA i någon form sva-rar för 95 "t av fallen. Största bidraget kommer frän stora inre rörbrott medutebliven backspolning av sugsilar i kondensationsbassängen. Fel av gemensamorsak i resteffektkylkedjan bidrar också. Oisolerat yttre rörbrott ger relativt höghärdskadefrekvens. Det gäller brott pä en sugledning till kylsystemet för av-ställd reaktor, vilket - om skalventilerna inte stänger - leder till att allt vattensom pumpas till reaktorn strömmar ut i reaktorbyggnaden utan att bilda ett slu-tet kretslopp.

Tabell 10.12Dominerande härdskadesekvenser enligt Barsebäck I säkerhetsstudie (januari1985). Angivna frekvenser och sannolikheter är punktskattade medelvärden.

Inledandehändelser

Stort inre rörbrott

Medelstort inre rörbron

Oisolerat yttre rörbrott

Matarvattenbortfall

Nätbortfall

Frekvensper ar

3.0 E-4

9 0 E-4

2.0 E-ft

O.S

0.(15

Dominerandeuteblivensak lunk*

Y

W

-

UV

1'VO

Sannolikhetutebliven s.ikfunk (per behov)

2.SE-2

2.S F.-3

-

3.(i V.-1

5.3 E-7

Härdskade-frekvens (permiljon ar)

7,X

2 •>

2.0

(t.3

'Beteckningar se Tabell 10.9

10.3.8 Jämförelse mellan kokvattenreaktorer och tryck-vatten reaktorer

Det finns inte något generellt recept för systematiska tillförlitlighetsstudier.Omfattningen och struktureringen av hittills utförda studier varierar. I en delfall har detaljerade händelseträd upprättats och felträden kunnat göras mindreomfattande medan i andra fall förhållandevis enkla händelseträd använts i kom-bination med detaljeraue felträd. Fel av gemensam orsak och mänskligt fel-handlande har behandlats pa olika sätt. Av dessa skäl bor absoluta värden paberäknade härdskadefrekvenser användas med försiktighet. Generellt sett börfrekvenser lägre än 0.1 per miljon driftar betraktas med skepsis. Sannolikheten

239

är dä stor att någon felmod eller felkälla förbisetts. I Tabeli 10.13 har någraresultat av härdsäkerhetsstudier för inre händelser sammanställts. Vid jämför-elser måste dels osäkerheten i analysen, dels anläggningstekniska skillnader be-aktas. Tabell 10.14 ger en uppfattning om osäkerheten vid frekvenser pä nivånK)"4 — K)"" per är. Övre gränsvärdet (95te percentilen) innebär att den verkligahärdskadefrekvensen med 95 r'r sannolikhet är mindre än detta värde. Analogtär det verkliga värdet med 95 (i sannolikhet större än det undre gränsvärdet.(5te percentilen).

Tabell 10.13Exempel pä beräknade totala härdskadefrekvenser (medelvärden) för anlägg-ningsinterna händelser.

Reaktortyp Land Anläggning Effekt Driftstart Härdskadefrekvens Ref(MWel) (ar) (per miljon ar)

BWR USAUSA

sssUSAUSADs

Peach Bottom-2LimerickBarsebäck 1Ringhals 1Forsmark 3

Surrv-1Zion-1Biblis BRinghals 2

1065I IM)595750

1060

7KN10401300800

197419851975197519X5

19721973

19761975

602S132.57

1205790

s

10041011100910031013

PWR 100410101005

Tabell 10.14Exempel pa

Anläggning

Biblis B

Ringhals 2

uppskattade

Medelvärde(väntevärde)

90

osäkerheter i härdskadefrekvensen.

Märdskadelrekvens (per miljon ar)Median Övre gränsvärde(50-percentil) (95-percentil)

40 300

3 12

Undre gränsvärde(5-percentil)

10

1

Tabellvärdena antyder dels att härdskadefrekvensen är signifikant lägre försvenska reaktorer än för övriga, dels att härdskadefrekvenserna för olika reak-tortyper ligger inom varandras osäkerhetsområden, dvs det är inte någon signi-fikant skillnad mellan tryckvattenreaktorer och kokvattenreaktorer. En närm-are analys av resultaten frän 14 amerikanska säkerhetsstudier (1012) visar dockpa skillnader när det gäller fördelningen av bidragande härdskadesekvenser.Figur 10.14. För kokvattenreaktorerna dominerar transienter med 95 r/r av fal-len, medan LOCA-händelser svarar för endast 5 r'r. Föi tryckvattenreaktorernaär drygt hälften av härdskadesekvenserna någon form av I.OCA.

Dessa skillnader finns inte för kokvattenreaktorerna Ringhals 1 och Barsebäck1 a ena sidan och tryckvattenreaktorn Ringhals 2 a den andra sidan. I bada fallendominerar LOCA-händelser klart. De laga bidragen frän transienter torde för-klaras av anläggningstekniska olikheter mellan de svenska och de amerikanskareaktorerna, såsom dubbla turbin- och matarvattensystem (för Ringhals-reak-torerna) och starkare yttre nät samt bättre tryckavsäkringskapacitct och bättreredundans, för bl a reaktoravstängning.

240

Ko k vattenreaktorer Tryckvattenreaktorer

Figur 10.14Fördelning av inledande händelser till härdskadesekvenser enligt amerikanskasäkerhetsstudier. Efter ref 1012.

Ringhals 1 och Barsebäck 1 tillhörsamma reaktorgeneration. I stort sett sammametoder användes i säkerhetsanalysen. En jämförelse är därför meningsfull, seFigur 10.15. Bidragen från transienter är i båda fallen mindre än 10"*1 per år.Bidragen från LOCA-händelser är större än 10-5 per driftår för Barsebäck ochungefär 6 gånger mindre i Ringhals. Det beror främst på att man i Bl-studienkommit fram till en högre sannolikhet för utebliven backspolning vid storLOCA. men också på att sannolikheten för yttre rörbrott (i kylsystemet för av-ställd reaktor) med utebliven skalventilstängning uppskattas vara högre än förRinghals 1.

Totala härdskadefrekvensen (inre händelser) för Forsmark 3 har beräknats till7x 10-h per driftår, vilket kan jämföras med 2.5x10* per driftår för Ringhals 1.Med hänsyn till osäkerheten i analysen är skillnaden mellan dessa värden intesignifikant. Vissa skillnader kan dock förklaras av dels att F3-analysen använtmera pessimistiska antaganden på osäkra punkter än Rl-analysen (1013), delsatt väsentliga anläggningstekniska skillnader föreligger, t ex

- RI har externa och F3 interna huvudcirkulationspumpar

- Kylsystem i Rl har 2x 100 % kapacitet mot 4x50 % i F3

- Logiken i Rl är 2/3-kopplad medan den i F3 är 2/4-kopplad

- Rl har två turbin- och matarvatcensystem mot ett i F3

- Rl har ett högtrycksnödkylsystem som kan arbeta vid fullt reaktortryck, me-dan F3s nödkylsystem kräver trycknedtagning för att kopplas in

- Rl har till skillnad från F3 automatisk utlösning av tvångsnedblåsning ävenvid transienter.

241

Sannolikhetperdriftår

10-6

10- 7

10- 8

10-9

<OO

oto

<

q

5 C

c5.2? C</> O£ -ora *-i

70.75Härdskadefrekvensen för dominerande sekvenser (inre händelser) i Barsebäck1 och Ringhals 1.

En jämförelse av härdskadefrekvenser, fördelade pa säkerhetsfunktion, visas iFigur 10.16. Det mycket låga bidraget (< 1 9f )från LOCA-händelseri Forsmark

242

Sannolikhetperdriftår

,<f6

10-7

10-8

10-9

<o SS

K ja

ö lra t iOJ <£

O)

co E

O)C3)

OJ • -

Figur 10.16Härdskadefrekvensen (inre händelser) för Forsmark 3 och Ringhals 1 uppdela-de på (uteblivna) huvudfunktioner. Efter ref 1013.

3 beror bl a på att inga rör av större dimension är anslutna till reaktortankenunder härdens överkant. Det medför gynnsammare nödkylningskrav än i ex-ternpumpsreaktorer. Bidraget från transienter med utebliven spädmatning ärungefär K) ganger större i F3 än i Rl. Det förklaras dels av det särskilda späd-matningssystemet i Rl, dels av högtrycksnödkylsystemet och den automatiskatvängsnedbläsningen i Rl.

243

Allmänt sett bör understrykas att en hög härdskadefrekvens inte är liktydigtmed en hög omgivningsrisk. Storleken och sammansättningen av eventuella,förhöjda utsläpp i samband med härdskada beror av reaktorinneslutningens be-teende, som varierar med vad slugs härdskadesekvens det är fråga om. Dessaförhållanden behandlas i Kapitel 11.

10.4 BrottsannolikheterSäkerhetsstudierna visar att någon form av LOC A i många fall ger dominerandebidrag till härdskadefrekvensen. Om säkerhetssystemens tillförlitlighet förbätt-ras ytterligare närmar man sig en härdskadefrekvens som bestäms av sannolik-heten reaktortankbrott. Tankbrott kan i detta sammanhang betraktas som enl.OCA där kylmedelsförlusten överstiger nödkylsystemens kapacitet.

10.4.1 Rörbrott

En reaktoranläggning uppskattades i Rasmussen-studien innehålla ungefärKW) 000 meter rör. En del av dessa är s k högenergiror, dvs de är trycksatta tillminst 2 MPa eller har en temperatur av minst 1(K)°C under normal drift. En delav högenergirören är sådana att ett brott i dem ger upphov till en LOC A. dvsde ingår i eller är anslutna till och trycksatta från reaktorns primärsystem.

Högenergirör dimensioneras med väl tilltagna säkerhetsmarginaler och medhöga krav pa kvalitet. Icke desto mindre ingår det i säkerhetskraven att brottskall postuleras inträffa och reaktoranläggningen konstrueras så att konsekven-serna av brott kan bemästras utan att säkerheten äventyras. S k rörbrotisknteri-er har utarbetats som anger var och under vilka förutsättningar rörbrott skallantas ske. För LOCA gäller att brott i primärsystemet skall postuleras upp tillen storlek motsvarande ett giljotinbrott av den grövsta rörledningen i huvudcir-kulationskretsen.

Sannolikheten för rörbrott som inledande händelse till LOCA uppskattades iRasmussen-studien pä basis av dä tillgänglig statistik frän nukleära och icke-nukleära anläggningar. Värdena återges i Tabell K). 15.

Tabell 10.15Rörbrottssannolikheter enligt Rasmussen-studien (1004).

Stora brottMedelstorabrottSma brott

> 15050-150

12-150

K)4

3xiO 4

10'

in-'3x10' '

K)4

io-3x

Hl

Kategori Rördiameter Brottsannolikhet (perdriltar)m m Median 95te percentil 5te pereentil Medelvärde

3xl()4

3 x 1 0 '

P.i grund av det bristfälliga statistiska underlaget är felgränserna i Tabell 10.15reiativt stora. Man har dock ännu inte funnit anledning att revidera Rasmussen-studiens värden. De har därför använts i de flesta efterföljande säkerhetsstudi-er.

244

Under de cirka 1 800 driftår som hittills (jan 1985) ackumulerats från kraftpro-ducerande lättvattenreaktorer i västvärlden har något stort rörbrott i primärsys-temet inte inträffat. Man kan därför säga att brottsannolikheten med 95 ^ kon-fidens är mindre än 3/1 800 = 1.7x10"* per driftår, dvs nära Rasmussen-studiensövre gränsvärde. Värdet är förhållandevis högt, inte därför att brottsannolikhe-ten skulle vara hög utan på grund av bristen på data. Statistik från icke-nukleäraanläggningar visar att brottsannolikheten för stora rör med 99 CA konfidens ärmindre än 4x 10"* (ref 1014). För små rör är erfarenheten från kärnkraftanlägg-ningar tillräcklig för att verifiera Rasmussen-studiens brottsannolikhet (1005).

Sannolikheten för rörbrott kan även uppskattas på annat sätt, nämligen medprobabilistisk brottmekanik (jfr 3.5.2). Man skiljer då mellan spontana brottgenom instabil sprickutbredning på grund av utmattning eller korrosion samtindirekta brott som orsakas av en yttre händelse, t ex jordbävning. Analysenger för båda slagen väsentligt lägre brottsannolikheter än Rasmussen-studien(1015). Samtidigt erhålls läckagesannolikheter som är flera storleksordningarstörre än brottsannolikheterna.

Den brottmekaniska analysen liksom de ökande drifterfarenheterna tyder påatt de rörbrottssannolikheter som hittills använts i säkerhetsstudier är pessi-mistiska. Dessutom bestyrks principen om "läckage-före-brott", dvs sannolik-heten för läckage är mycket större än sannolikheten för brott. Det innebär attett stort brott aldrig skall behöva inträffa eftersom det föregås av ett läckagesom kan upptäckas. Detta konstaterande har bl a lett till en uppmjukning avsäkerhetskraven för tryckvattenreaktorers primärsystem (1016).

10.4.2 Tankbrott

Reaktortankar konstrueras och tillverkas enligt vedertagna normer med en storsäkerhetsmarginal mot brott (jfr 3.5.2). Härvid tar man hänsyn till inte baraden normala driften utan också de särskilda påfrestningar reaktortanken utsättsför vid LOCA och transienter. Vidare beaktas förändringar i materialegenska-perna under reaktorns drift. Tanken provtrycks före drifttagningen och inspek-teras regelbundet under livstiden.

Inte desto mindre isan niöjligheten till tankbrott inte uteslutas. Brottsannolikhe-ten kan i princip upp».kattas pa tre olika sätt, baserade på:

- drifterfarenheter från reaktortankar

- haveristatistik föl konventionella tryckkärl

- probabilistisk bro'tmekanik

Drifterfarenheterna från reaktortankar är ännu otillräckliga för en meningsfullbedömning av brottsannolikheten. Denna situation väntas bestå till omkring se-kelskiftet.

Studier av erfarenheter "••ån konventionella tryckkärl har gjorts i bl a Storbri-tannien. USA och Västtyskland (1017). De visar att sannolikheten för brott avicke-nukleära tryckkärl med 99 % konfidens ligger i området l()°- K)4 pertryckkärl och år. Det är dock inte möjligt att direkt tillämpa dessa erfarenheter

245

på reaktortankar eftersom de senare tillverkas efter andra och strängare princi-per och utsätts för noggrannare kontroll före och efter drifttagning.

Erfarenheter från icke-nukleära tryckkärl tyder på att den viktigaste orsakentill brott är förekomsten av sprickliknande defekter i tankmaterialet härrörandefrån tillverkningen. Sprickorna kan växa under driften genom mekanisk, ter-misk eller korrosionspåverkad utmattning. Många av de faktorer som påverkarspricktillväxten är statistiskt fördelade och lämpar sig för analys med probabilis-tisk brottmekanik. Sådana studier har gjorts i flera länder däribland Sverige(1018). Resultaten visar på brottsannolikheter i området 10h- 10s per reaktor-tank och driftår.

I Rasmussen-studien uppskattades sannolikheten för tankbrott till 10"" per år(medianvärde) med ett osäkerhetsområde från 105 till 107. Motsvarande me-delvärde är 2.7x10" som även använts i alla efterföljande säkerhetsstudier.Dessa värden motsägs inte av hittillsvarande drifterfarenheter och brottmekan-iska analyser.

10.5 Yttre händelserFör en fullständig bedömning av härdens säkerhet måste även inverkan av yttrehändelser beaktas. De kan orsakas av naturfenomen såsom jordbävning, starkavindar, översvämning eller mänsklig verksamhet t ex flyghaverier, kemiska ex-plosioner, sabotage, krigshandlingar. Till yttre händelser brukar också räknasbrand och översvämning i anläggningen. Reaktoranläggninger är konstrueradeför att motstå även extrem yttre påverkan (jfr 9.8.1). Om väsentliga säkerhets-funktioner uteblir i samband med eller som en följd av den yttre händelsen kandock härden skadas. Den väntade härdskadefrekvensen kan uppskattas medsamma metoder som beskrivits tidigare. Dessutom krävs emellertid speciellametoder för att karakterisera de yttre händelsernas omfattning och frekvenssamt påverkan på anläggningen. I detta avsnitt beskrivs några metoder för ana-lys av jordbävning, brand och översvämning. Några resultat av genomförda stu-dier redovisas.

10.5.1 Jordbävning

En probabilistisk jordbävningsanalys innehåller i princip fyra steg:

- bedömning av jordbävningsrisken på förläggningsplatsen

- strukturmekanisk analys av jordbävningens påverkan på anläggningen

- bestämning av motståndskraften (tåligheten) hos komponenter och systemmot jordbävningslaster

- analys av berörda härdskadesekvenser med händelse-felträdsmetodik

För uppskattning av jordbävningsrisken har modeller uppställts baserade påkunskaper om geologiska och seismologiska förhållanden samt på historiskadata. Risken kan uttryckas t ex som sannolikheten (per år) för överskridande aven viss maximal markacceleration, Figur 10.17. Överskridandefrekvensen avtarsnabbt med ökande markacceleration, samtidigt som osäkerheten i sannolik-

246

Överskridandefrekvens(per år)

O i -

10"'

10

10'

•3

10'

övre gräns

Medelvärde

10,-3 10 2 10' 10g

Maximal markacceleration

Figur 10.17Exempel på riskkurvor för jordbävning. Överskridandefrekvensen ger sanno-likheten (per år) att den maximala markaccelerationen är större än eller likamed ett visst värde.

hetsuppskattningen ökar. Kurvorna gäller Storbritannien (1019) som i likhetmed Sverige ligger i ett område med låg seismisk aktivitet.

Utom av den maximala markaccelerationen kännetecknas en jordbävning avsitt frekvensinnehåll ("stötspektrum") och energiinnehåll (varaktighet). Vidden strukturmekaniska analysen (se 9.8.2) studeras accelerationer och utböj-ningar av byggnader, system och komponenter. Analysen görs vanligen deter-ministiskt med användning av ett standardspektrum för jordbävningens frek-vensinnehåll och varaktighet, skalat till en viss maximal markacceleration.

Nästa steg är att bestämma anläggningsdelarnas förmåga att motstå de seismis-ka påkänningarna. Den kan uttryckas som en sannolikhet för funktionshindran-

247

Sannolikhetstäthetfor härdskada

0.6

0.4

0.2

0 2 4 6 g

Maximal markacceleration

Figur 10.18Exempel på sannolikhetsfördelning för härdskada vid jordbävning.

de fel som funktion av den maximala markaccelerationen. Med hjälp av dessafelsannolikheter kan berörda felträd och händelseträd kvantifieras. Resultatetblir en sannolikhetsfördelning för härdskada som funktion av den maximalamarkaccelerationen, Figur 10.18.

Genom kombination av data för jordbävningsfrekvens som i Figur 10.17 ochsannolikhet för härdskada som i Figur 10.18 erhålles härdskadefrekvensensväntevärde som funktion av den maximala beaktade markaccelerationen. Figur10.19. Det framgår att väntevärdet når en nivå, som i det aktuella fallet ärknappt 10'7 per år i medeltal och cirka 10'5 per år i övre gräns. Exemplet visaratt osäkerheten är stor i uppskattningen av bidraget till härdskadefrekvensenfrån jordbävning. Osäkerheten är genuin, dvs betingad av en inneboende osä-kerhet i frekvensen av stora jordbävningar. Detta faktum är besvärande ty ävenom det absoluta bidraget till härdskadefrekvensen från jordbävning är litet kandet relativa bidraget bli stort.

10.5.2 Brand

Brand betraktas -anligen som en yttre händelse även om den har sitt ursprunginne i anläggningen. Liksom för andra slags yttre händelser genomförs den pro-babilistiska säkerhetsanalysen i fyra steg. Först kartläggs kritiska utrymmen därbrand kan uppstå och skada säkerhetsanknuten utrustning. Brandrisken i dessautrymmen uppskattas på basis av erfarenhetsdata. Därefter bedöms hur bran-den kan sprida sig och vilken effekt brandbekämpningsåtgärder kan få. Sedangörs en anläggningsteknisk analys som syftar till att dels bedöma de skador som

248

Väntevärde avhärdskadefrekvens(per år)

1 0 5 -

10

107

10 8

0 1 2 g

Maximal markacceleration

Figur 10.19Väntevärde för härdskadefrekvensen på grund av jordbävning för en reaktor-anläggning i Storbritannien. Efter ref 1019.

kan uppkomma på system och komponenter, dels uppskatta sannolikheten förutebliven säkerhetsfunktion. Slutligen kvantifieras felträd och händelseträdoch härdskadefrekvensen uppskattas.

Försök har gjorts att uppskatta frekvensen (sannolikheten per år) av brand ikritiska utrymmen, såsom centrala kontrollrummet, kabelfördelningsrum. rumför dieselaggregat. reaktorinneslutningen, turbinbyggnaden och hjälpsystem-byggnaden (1020). Härvid användes statistisk information över inträffade brän-der. Tyvärr saknas en lämplig skala för att karakterisera styrkan av en brand(liknande t ex Richter-skalan för jordbävningar). Det är därför svårare att urstatistikunderlaget fä fram ett samband mellan frekvens och styrka för brand i

249

kärnkraftverk. Det leder till en indelning i ett antal "typbränder". Antalet ut-rymmen som måste analyseras i en komplett brandanalys kan bli stort, varförarbetet totalt sett ända blir mvcket omfattande.

10.5.3 Översvämning

Översvämning i en reaktoranläggning omfattar alla oavsiktliga utflöden utanförreaktorinneslutningen från brott eller läckage på vatten- och ångbärande sys-tem. Översvämningsanalysen liknar brandanalysen. Först kartläggs anlägg-ningens layout, systemuppbyggnad, placering av säkerhetsanknuten utrustningm m. Därefter görs en kvalitativ analys av utflödesförlopp och påverkan på an-läggningen av olika översvämningsfall. Slutligen kvantifieras felträd och hän-delseträd för bestämning av översvämningsfallens bidrag till härdskadefrekven-sen.

Vid översvämning - liksom vid brand -kommer elektriska fel att uppstå i formav jordfel och kortslutningar. De kan påverka funktionen hos säkerhetsanknut-na objekt. Det är därför av stor vikt att noggrant analysera den elektriska upp-byggnaden för varje typ av komponent av säkerhetsmässig betydelse.

10.5.4 Amerikanska studier

Säkerhetsstudier för amerikanska kärnkraftverk har visat att yttre händelser imånga fall ger stora bidrag till härdskadefrekvensen och dominerande bidragtill omgivningsrisken. För t ex Indian Point-2 (873 MWel tryckvattenreaktor)uppskattades en total härdskadefrekvens av 1.6xlO'4 per driftår med 50 % bi-drag från yttre händelser, se Tabell 10.16. Motsvarande värden för Zion-statio-nen (2x 1 085 MWel PWR) är 6.7x 10* per driftår och 15 7c (ref 1010).

Tabell 10.16Bidrag till härdskadefrekvensen för Indian Point-2 (ref 1021).

Händelse Bidrag (7c)

LOCA 29Stormvindar 28Transienter 21Brand 17Jordbävning 5

Zion-stationen ligger vid sjön Michigan, drygt 60 km norr om Chicago i ett om-råde som anses ha låg seismisk aktivitet. Liksom andra amerikanska anlägg-ni.igar är Zion konstruerad för att motstå inverkan av en postulerad jordbäv-ning. För Zion förutsattes den konstruktionsstyrande jordbävningen ha en hori-sontal markacceleration av 0.17 g och en samtidig vertikal acceleration av(). 11 g.

Den probabilistiska jordbävningsanalysen gav ett resultat enligt Figur 10.20.Medelvärdet är 5.6x 10h per ar vilket innebär att bidraget från jordbävning tillden totala härdskadefrekvensen är 8 %. Medelvärdet svarar mot en maximalmarkacceleration av cirka 0.5 g. Så kraftiga markrörelser väntas leda till bortfall

250

Sannolikhetstäthet

0 . 8

0.6

0.4

0.2

-

-

—

1 1

Medelvärde

5.6 x 10~ 6

Iy

1 0 ~ 8 1 0 ~ 7

Figur 10.20Härdskadefrekvensen pa grund av

•

//

i

jordbävning

1 1

\

1 ^*««*^J

l<f5 10""Härdskadefrekvens

för Zion.

av yttre nät och troligen också av stationens eget hjälpkraftsystem. Därigenomkommer läckage att uppstå i huvudcirkulationspumparnas axeltätningar (jfr5.2.1). Följden blir en liten LOCA som leder till härdsmältning och högt trycki reaktorinneslutningen. eftersom inga hjälpsystem fungerar om elförsörjningenuteblir och inte kan återställas.

Brandanalysen för Zion gav ett bidrag till härdskadefrekvensen om 4.6xl()<1

per driftär. Den viktigaste inledande händelsen var brand i det rum som inne-håller logikkretsar, reläer för automatiska kontrollsystem, instrumenteringm m. Största hotet kommer frän förlust av instrumenteringen då reaktoropera-tören måste föra reaktorn till säkert avställt tillstånd utan hjälp av instrumentin-dikationer. Brand i kabelfördelningsrum visade sig också ge relativt stort bidragtill härdskadefrekvensen. En sådan brand inträffade 1975 i Browns Ferry-statio-nen dock utan att leda till härdöverhettning.

Översvämning genom yttre rörbrott eller läckage i brandvatten- eller bruksvat-tensystem visade sig ge ett försumbart bidrag, 1.7x K)7 per år till härdskadef-rekvensen.

10.5.5 Svenska studierSvenska kärnkraftverk är med undantag för Forsmark 3 och Oskarshamn IIIinte konstruerade för seismisk påverkan. Det innebär att väsentliga anlägg-ningsdelar har relativt liten tålighet mot jordbävningslaster. En preliminär ana-lys för Ringhals 1 visar att jordbävning kan ge icke- försumbara bidrag till härd-skadefrekvensen (1013). Osäkerheten är emellertid stor framför allt i uppskatt-ningen av jordbävningsrisken.

En översvämningsanalys har genomförts för Ringhals 1 (ref 1022). Anläggning-en visade sig relativt känslig för översvämning beroende på att många elektriskakomponenter kunde slås ut i ett stort antal utrymmen. Känsligheten kundeminskas genom bl a uppdelning av vitala spänningar på flera säkringar. Sedan

251

dessa brister i spänningsfördelningen åtgärdats beräknades översvämningsbid-raget till härdskadefrekvensen vara 3x 10* per driftår. Det kan jämföras inedbidraget frän inre händelser som uppskattats till 2.5x10''' per år (se 10.3.5).Största delbidraget kommer från översvämning i turbinbyggnaden av utflödenfrån saltvattensystemet som slår ut resteftektkylningen vid transienter.

Referenser1001 PRA Procedures Guide

A Guide to the Performance of Probabilistic Risk Assessments for Nu-clear Power PlantsNUREG/CR-23OOU.S. Nuclear Regulatory Commission. September 1981

1002 T-bokenTillförlitlighetsdata för komponenter i svenska kraftreaktorerRKS 85-05Rådet för Kärnkraftsäkerhet (1985)

1003 Ringhals I - SäkerhetsstudieStatens vattenfallsverk, augusti 1984

1004 Reactor Safety StudyAn Assessment of Accident Risks in U.S. Commercial Nuclear PowerPlantsWASH-1400U.S. Nuclear Regulatory Commission. October 1975

1005 Deutsche Risikostudie KernkraftwerkeEine Untersuchung zu dem durch Störfälle in Kernkraftwerken verur-sachten RisikoVerlagTUV Rheinland (1980)

1006 Säkerhetsstudie Forsmark 3Dsl 1978.3Industridepartementet, Energikommissionen (1978)

1007 Oskarshamnsverket IOKG-ASAR-OIÅterkommande säkerhetsgranskning (1982)

1008 Ringhals 2 Safety StudyStatens vattenfallsverk, June 1983

1009 Säkerhetsstudie Barsebäck 1984Sydkraft, januari 1985

1010 Zion Probabilistic Safety StudyCommonwealth Edison Company (1981)

1011 Probabilistic Risk Assessment of the Limerick Generating StationPhiladelphia Electric Company (1981)

252

1012 Nuclear Power Plant Response to Severe AccidentsIDCOR Technical Summary Report, Novemner 1984

1013 MITRA SlutrapportStatens vattenfallsverk, april 1985

1014 S H BushPressurized Water ReactorsProc Symp Reliability of Reactor Pressure Components. Stuttgart. 21-25 March 1983. Paper IAEA-SM-269 73International Atomic Energy Agency (1983)

1015 H H WooA Study of the Regulating Position on Postulated Pipe Rupture LocationCriteriaNUREG/CR-3483 (UCRL-53490)Lawrence Livermore National Laboratory (1983)

1016 K Kussmaul. W Stoppler. D Sturm. P JulischRuling-out of Fractures in Pressure Boundary PipingsProc Symp Reliability of Reactor Pressure Components. Stuttgart, 21-25 March 1983. Paper IAEA-SM-269 7International Atomic Energy Agency (1983)

1017 An Assessment of the Integrity of PWR Pressure VesselsSecond Report by a Study Group under the Chairmanship ofW MarshallU.K. Atomic Energy Authority (1982)

1018 F NilssonProbabilistisk brottmekar.ik för reaktortankInst för Hållfasthetslära. KTH (1975)

1019 S F Hall. D W Phillips. R S PeckoverAn Overview of External Hazard AssessmentNucl. Energy 24(1985)211

1020 G Apostolakis. M KazariansThe Frequency of Fires in Light Water Reactor CompartmentsProc Meeting on Thermal Reactor Safety. April 6-9. 1980. Vol 1American Nuclear Society (1980)

1021 Indian Point Probabilistic Safetv StudyConsolidated Edison Company of New York. Inc. and Power Authori-ty of the State of New York. March 1982

1022 Ringhals I - SäkerhetsstudieDel 3 ÖversvämningsanalysStatens vattenfallsverk, januari 1985

253

11 ANALYS AV SVÅRA HAVERIER

I den prohabilistisk;» säkerhetsanalysen räknar man med härdskada som likty-digt med full härdsmältning. Det är ett pessimistiskt antagande eftersom för-lopp och åtgärder som inte lätt låter sig representeras i händelseträden i allmän-het begränsar härdskadans omfattning. I detta kapitel skall vi emellertid förut-sätta att full härdsmältning sker och undersöka hur smältan beter sig i reaktor-tank och inneslutning och hur radioaktiva ämnen därvid frigörs, sprids och av-skiljs i anläggningen. Reaktorinneslutningens funktion analyseras. Typfall avradioaktiva utsläpp i samband med härdskadesekvenstr studeras. Slutligen dis-kuteras de s k källtermerna, dvs utsläppens storlek och sammansättning.

11.1 HärdsmältningVi inleder med en kvalitativ beskrivning av härdsmälteförlopp. Speciellt be-handlas möjligheten till snabba tryckstegringar som kan skada reaktorinneslut-ningen. Beskrivningen baseras på kunskapsläget 1985 (ref 1101).

11.1.1 Förlopp i reaktortankenOm vattennivån i reaktortanken sjunker sä att härden friläggs kommer kaps-lingstemperaturen att stiga snabbt pa grund av bränslets resteffekt. även om dennukleära kedjereaktionen avbryts. Vid omkring 9(H)°C börjar reaktionen mel-lan zirkonium i kapslingsrören och vattenånga under utveckling av vätgas ochvärme att påtagligt bidra till värmeutvecklingen. Härdens upphettning påskyn-das därmed och när temperaturen överstiger cirka 1 2(M)°C blir reaktionen kraf-tig och värmeutvecklingen större än resteffekten (jfr 3.4.6).

I den torrlagda delen av härden fortsätter temperaturen att stiga i ökande takt.Legeringar mellan bränsle- och kapslingsmaterial kan bildas som smälter vidlägre temperatur än urandioxidens smältpunkt (2 800°C). Om vattennivån sjun-ker snabbt, säsom vid ett stort rörbrott med utebliven härdkylning. tar det un-gefär en halvtimme innan delar av härden börjar smälta. Vid långsammare fri-läggning säsom vid mindre LOCA och transienter dröjer det flera timmar innanhärdsmältningen startar.

Om bränsle smälter kommer droppar av smälta att rinna ner längs bränslesta-varna och stelna i kallare nedre partier som ännu inte frilagts. Därigenom kanströmningen av kylmedel mellan bränslestavarna blockeras vilket påskyndarsmältprocessen. Man kan tänka sig att det bildas en skäl av stelnad smälta somtillförs flytande smälta och lossnade bränslebitar uppifrån. Sa småningom kom-mer smälta att samlas i reaktortankens botten, antingen genom att skalen bris-ter av sin tyngd eller genom att smälta rinner över skalens kant. Större delen avhärden kan ha samlats pa botten inom ungefär en halv timme sedan smältning-en började.

254

Om det finns vatten kvar i reaktortanken kommer en kvlbar bädd av stelnadefragment att bildas på botten. Beräkningar visar att sfäriska fragment av smältamed stelnad skorpa är kylbara om deras diameter är mindre än 10-15 cm. Närstörre delen av kvarvarande vatten kokat bort kommer fragmenten att smältaigen och bilda en flytande massa på tankbotten.

I kokvattenreaktorer och de flesta tryckvattenreaktorer finns tlera relativt tunn-väggiga rörgenomföringar i reaktortankens botten. Det är troligt att härdsmäl-tan först kommer att bryta igenom en av dessa. Hålets diameter vidgas da ge-nom avsmältning. Om reaktortrycket är lagt beräknas utrinningen ta ungefär 2min varvid hålet vidgas till uppskattningsvis 30 cm diameter. Eventuellt kvar-varande vatten töms därefter under ångbildning.

Högt reaktortryck kan förekomma vid härdsmälteförlopp i tryckvattenreakto-rer och vissa kokvattenreaktorer. Smältan pressas då ut i en stråle med hög has-tighet inom loppet av cirka 15 sek.

11.1.2 Ångexplosion

Det är väl känt från metallurgisk industri att s k angexplosioner kan förekommanär heta smältor av metaller och metalloxider faller i vatten. Smältan fragmen-teras då i små partiklar av tusendels millimeters diameter med mycket stor kon-taktyta till vattnet. Om finfördelningen och blandningen med vattnet sker inomnågra tusendels sekunder kan en spontan förängning ske, vilket ger upphov tillett explosionsartat förlopp, en ängexplosion.

Frågan om ängexplosioner av sädan styrka att reaktortanken skadas kan inträf-fa när härdsmälta faller i vatten pä tankbotten har tilldragit sig stort intresse. IRasmussen-studien antogs att tiotals ton smälta föll ned pa reaktortankens bot-ten inom en mycket kort tidrymd och att finfördelning och blandning med vat-ten skedde momentant. Man antog ocksä att ett vattenskikt hade bildats ovan-för blandningen av smälta och vatten. I detta läge skulle en ångexplosion utlösasmed en verkningsgrad av minst K) • <. Vid explosionen antogs att vattenskiktetsom en kolv slungades mot reaktortankens lock med sådan kraft att locket sletsloss och slog hal pa reaktorinneslutningen.

Senare undersökningar har visat att Rasmussen- studiens beskrivning är orealis-tisk (1102). För det första är det svart att föreställa sig att hela den massa sompå en gäng skulle falla ner pä tankbotten är allt igenom smält. Det är mera san-nolikt att det sker en gradvis avrinning sa som beskrivits i föregående avsnitt.För det andra är det av energimässiga skäl inte möjligt att en smält massa patiotals ton kan finfördelas och blandas med vatten pa den korta tid som erford-ras för att åstadkomma en ängexplosion. För det tredje är modellen med ettkompakt vattenskikt som överför energi till tanklocket alltför förenklad. Delsär det svart att förstå hur ett sådant skikt överhuvudtaget kan uppstå, dels skullevattenskiktet, om det ända funnes, spricka upp vid explosionen eller da detpasserar reaktortankens interna delar.

Slutsatsen blir att en ångexplosion av tillräcklig styrka att sia sönder reaktortan-ken med all sannolikhet är fysikaliskt omöjlig. Däremot kan mindre angexplo-sioner som omfattar som mest några hundra kilo smälta inte uteslutas. Sådanabegränsade explosioner kan dock inte nämnvärt skada reaktortanken.

11.1.3 Förlopp i reaktorinneslutningen

Reaktortanken genombryts ungefär en timme sedan härdsmältningen startade.Dä rinner ett par hundra ton smälta ut i reaktorinneslutningen eller pressas ut ien stråle om reaktortrycket är högt. Smältan träffar betonggolvet under reak-tortanken. I tryckvattenreaktorer utgörs utrymmet under tanken av den s k re-aktorgropen. Figur 5.8. Om det finns vatten där förångas det och bidrar tilltryckuppbyggnaden i inneslutningen. Smältan angriper sedan betongen. Detkan ocksä hända att smältan bildar kylbara fragment under vattnet i botten avreaktorgropen.

Äldre svenska kokvattenreaktorer har ett dränagerör i betonggolvet genom vil-ket större delen av smältan rinner ner i inneslutningens kondensationsbassängsom upptar hela undre delen av inneslutningen. Figur 11.1. Smältan sönderde-las då i fragment som kyls utan nettoangbildning. Stora ängexplosioner som kanskada inneslutningen är som tidigare nämnts knappast möjliga. Om bassängkyl-ningen inte fungerar kommer vattnet att koka av och ängan att bidra till tryck-ökning i inneslutningen.

I kokvattenreaktorer av Forsmark-typ har kondensationsbassängen formen avett ringformat utrymme närmast inneslutningens vägg. Figur 4.6. Härdsmältanfaller dä pä inneslutningens golv. smälter igenom dess stälbeklädnad och angri-per betongen. Den kan ocksä tänkas penetrera luftslussens ståldörrar, Figur4.6. eller nägra av de talrika genomföringar som finns i botten.

När den heta smältan kommer i koruakt med betong förangas fritt och kemisktbundet vatten i betongen. Själva betongen sönderdelas ocksä genom kemiskareaktioner. Da utvecklas gaser, främst vätgas och i vissa typer av betong ocksåkoldioxid. Vattenängan och gaserna bidrar till tryckstegring i inneslutningen.Smältan äter sig ner och at sidorna i betongen, till en början med en hastighetav några centimeter per minut. Efter nägon timme har hastigheten kraftigt avta-git pä grund av att smältans temperatur sjunker när den blandas med smält be-tong eftersom de kemiska reaktionerna mellan smälta och betong är värme-krävande. Efter något dygn har smältan stelnat men fortsätter att med lag has-tighet sjunka nedät därför att dess stelningstemperatur är högre än betongenssmälttemperatur (cirka 1 50l)°C respektive 1 200T).

De detaljerade förloppen vid växelverkan mellan härdsmälta och betong ärännu ofullständigt kända. Man kan inte säkert säga om inneslutningens flerameter tjocka betongfundament genomsmälts eller inte. Det star dock klart attdet s k Kina-syndromet enligt vilket härdsmältan successivt skulle äta sig ner imarken är en mvt.

11.1.4 Vätgasexplosion

Vätgas utvecklas under härdsmälteförloppet och vid smältans växelverkan medbetong. Omfattningen av vätgasutvecklingen beror starkt av vissa detaljer ihändelseförloppet. Under själva nedsmältninge.i är tillgängen pa vattenångaoch temperaturen hos kapslingen avgörande. Den troliga vätgasproduktionenbedöms motsvara 10-25 ' '< av härdens innehall av zirkonium. Under smältansangrepp pa betong är temperaturen och tiden avgörande. Om angreppet fort-

256

Lock till reaktorinneslutningen

Reaktorinneslutningensbetongvägg

Reaktortank

övre reaktorrum

Nedre reaktorrum(drivdonsgrop)

Bassängrum

Ståldörr

Dränagerör

Nedblåsningsrör

Bassäng

Finur 11.1Reaktorinneslutning för en kokvattenreaktor av äldre typ.

sätter under läng tid kan man räkna med att all zirkoniummetall i smältan rea-gerar.

Vätgasen samlas i inneslutningen och bidrar till tryckuppbyggnaden. Vid närva-ro av luft och vattenånga kan vätgasen antändas och brinna. Vid vissa bland-ningsförhällanden kan detonationer uppstå, s k vätgasexplosion. Därvid upp-kommer stötvågor som kan skada inneslutningen.

257

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10

^ VÄTGAS

Figur 11.2Antändningsgränser för blandningar av luft, vätgas och vattenånga (ref 1103).

I ett diagram för blandningar av luft. vattenånga och vätgas finns en gränslinjeför brännbara koncentrationer. Figur 11.2. För blandningsförhällanden innan-för gränslinjen är förbränning möjlig. Om blandningsförhällandet dessutom lig-ger inom det s k detonationsområdet kan en explosion inträffa. Av diagrammetkan man dra slutsatsen att detonationsrisk föreligger endast om vätgashalten ärhögre än 15 volymprocent samtidigt som lufthalten är högre än 40 procent.

Det krävs en tillräckligt stark tändgnista för att detonation skall uppstå. Denmåste vara kraftigare än vad som erfordras för att åstadkomma förbränning.Även i detonationsområdet är därför förbränning mera sannolik än detonation.Därtill kommer att närvaron av vattenånga försvårar tandning och dämpartryck och reaktionshastighet.

Oxidation av alla kapsiingsrör skulle ge upp emot 20 volymprocent vätgas i entryckvattenreaktors inneslutning. vilket i blandning med luft kan detonera. Vidhärdsmältning kommer det emellertid sannolikt att bildas så stor mängd angåatt vätgashalten blir lägre än 15 r/<. Om ångan kondenseras genom vatten-sprinkling i inneslutnmgen kan man dock under vissa förhållanden länkas ham-na i detonationsomrädet.

258

Inneslutningen för svenska kokvattenre;tktorer är under drift fylld med kväv-gas, varför vätgasexplosioner inte kan uppstå. Tryckvattenreaktorernas inne-slutning är fylld med luft. En kraftig detonation över hela inneslutningen skullekunna förstöra den. På grund av den stora volymen är det dock tveksamt omkritiska blandningsförhållanden kan uppnås över hela inneslutningen. Möjligenfinns risk för begränsade detonationer pä grund av lokala ojämnheter i blund-ningsförhällandet. Lokala detonationer har doek inte tillräcklig styrka för attskada inneslutningen.

Föl att förhindra att kritiska blandningsförhällanden uppkommer har man in-fört styrd förbränning av vätgascn. Eftersom lagan har begränsad räckvidd istora volymer måste tandningen utföras pa flera ställen för att förbränningenskall bli fullständig. Sådan förbränning åstadkommer ingen skada pa inneslut-ningen.

11.2 Termohydraulisk analysI detta avsnitt beskrivs metoder för kvantitativ analys av härdsmälteförlopp.Exempel ges pa resultat av fallstudier för olika reaktortyper.

11.2.1 Beräkningsmodeller

Kunskapen om grundläggande fenomen och mekanismer i samband med härd-smältning har successivt förbättrats. Beräkningsmodeller har uppställts och ve-rifierats genom experiment. Modellerna har inkorporerats i datorprogram sombeskriver värme- och strömningstekniska förlopp m m i reaktortank och inne-slutning utgående frän en antagen inledande händelse. Programmen baseras pagrundläggande balansvillkor för massa och energi.

Ett typiskt program är MAAPsom utvecklats i USA (ref I KI4). Det modellerarhärdsmältar.s uppkomst och beteende i reaktortanken, dess genombrytning avtanken och växelverkan med betong och vatten i inneslutningen. Det beräknarbl a tidsförloppet av tryck och temperatur i inneslutningen tills eventuellt brott-trycket uppnäs eller betongen genomsmälts, eller härdsmältan stadigvarandekyls med inneslutningen intakt. Till stor del bestar MAAP av relativt enklamodeller av generell natur, som kan bytas ut allteftersom bättre modeller kom-mer fram

Härdsmälteförloppet beror i hög grad av den sp-cifika anläggningens karaktär,t ex säkerhetssystemens konstruktion och inneslutningens geometriska utform-ning. I MAAP modellerades ursprungligen två typer av kokvattenreaktorer ochtva typer av tryckvattenreaktorer representativa för amerikanska förhållanden.Särskilda programversioner har framtagits för samtliga svenska anläggningarinom det s k RAMA-projektet (1105). I det följande ges några exempel pa be-räkningsresultat.

11.2.2 Fallstudier BWR

Ett fall som studerats inom RAMA-projek te t är en transient efter totalt clkraft-hortjall. Det inleds med bortfall av yttre nät. Eftersom stationens egen reserv-kraft därtill antas utebli (dieselaggregaten startar inte), förloras kylningen till

25»;

både härd och reaktorinneslutning. Batterikraft antas dock tillgänglig för stäng-ning av skalventiler och öppning av avbläsningsventiler vid s k automatisktvängsnedblasning (se 8.1.3).

Beräkningar har utförts för alla svenska reaktoranläggningar. Resultaten ärsammanställda i Tabell 11.1. Det ur av intresse att jämföra resultaten för ä enasidan Ringhals 1 (Rl) och Oskarshamn II (Oil), vars inneslutningar är av dentyp som illustreras i Figur 11.1, och å andra sidan Forsmark 1 och 2 (F1/F2) samtForsmark 3 och Oskarshamn III (F3/OIII) som har en ringformad kondensa-tionsbassäng enligt Figur 4.6.

För Rl och Oil utlöses reaktorsnabbstopp av nätbortfallet. Vattnet i primärsys-temet kokar bort pä grund av resteffekten. Ångan avblåses till kondensations-bassängen sa att reaktortrycket hålls konstant vid ungefär 7 MPa. F.fter omkringen halvtimme börjar härden friläggas. Några minuter senare har vattennivånsjunkit till halva härdhöjden. Då utlöses automatisk tvångsnedbläsning varvidreaktortrycket snabbt sjunker under häftig kokning och fullständig friläggningav härden. Bränslet hettas upp. metall-vattenreaktionen startar och smältningbörjar efter cirka 2.5 tim. Man räknar med att smält bränsle samlas pa härdensstödplattor, som genombryts när 20 rf av härden smält. Smältan rinner da nerpa tankbotten som genomsmälts efter 2.9 tim (OM) och vidare ner i drivdons-gropen. Där angrips betongen under vätgasutveckling. Större delen av smältanfortsätter dock vidare ner i kondensationsbassängen. där den bildar kylbarafragment som värmer upp bassängen. Hela härden beräknas ha lämnat reaktor-tanken efter omkring 15 timmar. Inneslutningens brottryck, som antagits vara0,7 MPa i RI och i.O MPa i Oil. nas efter 38 respektive 54 timmar.

Tabell 11.1Sammanställning av MAAP-resultat för transient med totalt elkraftbortfall (ref1105).

Reaktorn avstängdHärden frilagdAutomatisk tvangsnedhlusningStart hardsmältnirmGcnomsmultnint! reaktortankInneslutningshrottMax temp reaktorrumVätgasproduktionMetongiivsmiiltning i drivdons-jtropen

sekminmintimtimtimCkg

m

OI

1.14971)3.23.7

5216758

am

Rl

13267

->3

3823791

i 0

4

.6

.8

,24

OFF

1,534422.52.9

5424753

».2

Fl F2

2.521-

1,72.0

28567

1 60(1

1 IS

F3 om

12.728-2.53.0

42767

1 46(1

1.12

För F1/F2 antas att snabbstopp utlöses av nätbortfall och för F3/OIII av lag nivåi reaktortanken. Härden friläggs efter cirka 20 min och smältning börjar eftercirka 2 tim. Genomsmältning av reaktortanken sker sedan vid högt tryck efter-som tvängsnedblasning inte initieras automatiskt för dessa reaktorer. Smältansprutar ner pa inneslutningens golv. I lela härden har smält etter cirka 7 timmar.Smältan angriper betongen varvid vätgas utvecklas som ökar trycket i inneslut-ningen. Utrymmet under reaktortanken är mindre i F1F2 än i F3/OIII varförbetongangreppet blir mera aggressivt. Inneslutningen antas brista vid 1.0 MPavilket beräknas inträffa efter 28 tim i F1/F2 och 42 tim i F3OIII.

260

Tryck ireaktorrummet

MParo

08

06

10I

20 30 40 50 timmar

0 24

11

J

ix-l^/

/

*s

F1/F2

/

7 si

i—

12 16 20

Tid (10 sek)Figur 11.3Exempel på tryckförlopp i reaktorinneslutningen vid totalt elkraftbortfall i någ-ra svenska reaktoranläggningar (ref 1105).

I beräkningarna har antagits att genomföringarna och personslussen i inneslut-ningens botten (se Figur 4.6) varit skyddade mot smältans angrepp. Om de voreoskyddade och utsattes direkt för härdsmältor skulle de penetreras nästan sam-tidigt med att reaktortanki.ii genoms:' alts.

Trycket i inneslutningens reaktorrum visas i Figur 11.3. Alla inneslutningar harantagits brista vid 1.0 MPa utom för R). där brottrycket beräknas till 0.7 MPa.För OI, Oil och Rl orsakas tryckökningen av ångbildning i kondensationsbas-sängen medan det för F1/F2 och F3/OIII är vätgasutveckling och upphettningav inneslutningsatmosfären som huvudsakligen svarar för tryckstegringen. Denväsentliga slutsatsen är - oavsett om härdsmältning sker vid högt eller lågt reak-tortryck - att tiden till inneslutningsbrott är väsentligt längre än man tidigareräknat med i dessa fall.

11.2.3 Fallstudier PWRVid totalt elkraftbortfall i en tryckvattenreaktor. Ringhals 2, utlöses reaktor-snabbstopp av nätbortfallet. Till en början tjänstgör vattnet på änggeneratornssekundärsida som värmesänka. Efter ungefär 1 timme har nivån på sekundärsi-dan sjunkit så mycket att ånggeneratorerna inte längre fungerar. Då börjar re-aktorvattnet att värmas upp och tryckhallningstanken att toppfyllas genom vatt-nets värmeutvidgning. Ånga avblåses genom säkerhetsventilerna på tryckhall-ningstanken så att trycket hålls ungefär konstant.

261

Efter ungefär 2 tim antas huvudcirkulationspumparnas axeltätningar börja läc-ka genom att kylvatten till tärningarna uteblir (se 5.2.1). Denna "tätnings-LOCA" medför att reaktortrycket sjunker och vatteninnehållet i primärsyste-met minskar. Härden börjar torrläggas efter 1.7 tim och smälta efter 2.5 tim.Det smälta materialet samlas pä härdplattan som antas ge vika efter 3.2 tim da50 c/r av härden smält. Smältan faller då ner på tankbotten som genombrytsinom någon minut. Smältan pressas ut under 'tögt tryck och åstadkommer häftigförängning av det vatten som finns på botten av reaktorgropen. Nytt vatten rin-ner ner i gropen frän reaktortanken och ackumulatortankarna. Tillströmningenberäknas upphöra efter cirka 9 timmar. Vattnet kokar bort efter cirka 13 tim-mar utan att inneslutningens brottryck uppnås, se Figur 11.3. Då upphettas frag-menten till smältning igen och börjar angripa betongen. Man anser att smältantroligen äter sig genom betonggolvet efter cirka 3 dygn. Det är också tänkbartatt mera vatten kan nå reaktorgropen och genom ångbildning förorsaka att in-neslutningen övertrycks.

Som ett andra exempel beskriver vi ett fall med en stor LOCA och misslyckadövergång till recirkulation i en tryckvattenreaktor av tysk konstruktion, BiblisB (ref 1114). Fallet kan sägas täcka in alla härdsmälteförlopp med uteblivenresteffektkylning. Enda väsentliga skillnaden gentemot svenska tryckvattenre-aktorer ligger i inneslutningsbyggnadens konstruktion, jfr Figur 5.8 och 5.9.

I samband med omkoppling till recirkulation cirka 20 minuter efter det inledan-de rörbrottet (dä reaktortanken är helt återfylld) antas både härdkylning ochinneslutningskylning utebli. Vattennivån i reaktortanken sjunker dä pä drygt enhalvtimme till härdens övre kant och friläggning börjar. Efter ungefär 2 timmar

Inneslutningstryck

(MPa)

1 min0,90,8

0,6

0,4

0,2

0

1 h 5h 10h 1d 2d 5d

I/J

y

\Jy

\/r

—

10° 101 102 103 103 104 5 1052.91

T i d ( s )Figur 11.4Exempel pa tryckförlopp i reaktorinneslutningen vid stor LOCA och uteblivenresteffektkylning i en tysk tryckvattenreaktor (1106).

262

genombryts reaktortanken. Drygt 200 ton smälta med en temperatur av om-kring 2 400°C rinner ut i reaktorgropen. Avsmältning av betong sker förstsnabbt och leder till att smältans temperatur sjunker till cirka 1 5()0°C på un-gefär 2 timmar. Efter cirka 8 timmar beräknas väggen till den omgivande inne-slutningssumpen ha smälts igenom och vatten strömma in till smältan. Då skerhäftig ångbildning vilket påskyndar tryckökningen iinneslutningen. Figur 11.4.Konstruktionstrycket 0.6 MPa, nås efter drygt 3 dygn och brottrycket. 0.9 MPa,efter inemot 5 dygn.

11. J KälltermsanalysUnder härdsmälteförloppet avges gaser, ångor och gasburna partiklar (aeroso-ler). En liten del av dessa ämnen är radioaktiva fissionsprodukter. De repre-senterar de s k interna källtermerna. Under uppehållstiden i reaktortank och in-neslutning minskar koncentrationen av aerosoler genom olika avskiljningspro-cesser. I detta avsnitt skall vi se på mekanismerna för de radioaktiva ämnenasfrigörelse, transport och avskiljning och ge exempel på beräkning av internakälltermer.

11.3.1 Frigörelse av radioaktiva ämnen

Bränslets innehåll av radioaktiva ämnen och mekanismer för deras frigörelsevid geometriskt intakt härd har behandlats i 6.2-6.4. Där konstaterades att fri-görelsen väsentligen är en funktion av bränslets temperatur. Vid härdsmältningkan följande frigörelseprocesser särskiljas som karakteriserar olika faser i för-loppet:

- spaltfrigörelse vid kapslingsbrotf under bränslets upphettning till 800-900°C.Då avges gasformiga och lättflyktiga ämnen som samlats i spalten mellanbränslekutsarna och kapslingen. Aktiviteten av dessa ämnen är normalt cir-ka 0.1 % eller mindre av totala aktiviteten i bränslet.

- smältfrigörelse då temperaturen överstiger cirka 2 000°C då först kapslingen.sedan bränslet börjar smälta. Då avges alla gasformiga och lättflyktiga äm-nen fullständigt samt mindre lättflyktiga ämnen delvis.

- förångningsfrigörelse vid smältans växelverkan med betong då temperaturenär ungefär 2 400°C. Då förångas mer eller mindre flyktiga fissionsprodukteroch kondenseras till gasburna partiklar.

- mekanisk frigörelse vid genomströmning av smältan av vattenånga som fri-görs från betongen och delvis omvandlas till vätgas i smältan. Då kan ävenicke-flyktiga ämnen föras med och bilda aerosoler.

De olika faserna i smältförloppet illustreras schematiskt i Figur 11.5. Tidskalanär representativ för det i 11.2.3 beskrivna typfallet med stor LOCA och utebli-ven resteffektkylning. Smältprocessen i reaktortanken antas ske i två steg. Nären del av härden smält rasar den ihop och faller ner på tankbotten. Där kylsden av kvarvarande vatten. När vattnet kokat bort ökar temperaturen åter tillsmältning och tanken genombryts.

263

Temperatur

°c

2400

2000

1600

1200

1000

l 1I 1 11 11 1

- ri

/ /

2

//

/

—i

i' 3

\

11 tim 2 tim Tid

1 Härdupphettning (spaltfrigörelse)2 Smältning i reaktortanken (smältfrigörelse)3 Växelverkan mellan smälta och betong (förångningsfrigörelse,

mekanisk frigörelse)

a Härden rasar ihop och kyls av vatten i reaktortankenb Reaktortanken genombrytsc Smältan kyls av vatten i inneslutningen

Figur 11.5Exempel på temperaturförlopp och frigörelseprocesser vid härdsmältning.

Under första stadiet sker spaltfrigörelse och smältfrigörelse mer eller mindresamtidigt. När vattennivån sjunker i reaktortanken uppstår en kraftig tempera-turgradient längs bränslestavarna. Strax ovanför vattenytan där temperaturenännu är förhållandevis låg sker spaltfrigörelse, varvid gasformiga och lättflykti-ga ämnen avges i vattenånga. Högre upp i torrlagda delar pågår smältfrigörelseav mer eller mindre lättflyktiga ämnen som kondenserar och bildar aerosoler.De ångor som frigjorts längre ner kan kondensera på partiklar som bildats hög-re upp.

Under det andra stadiet vid temperaturer kring 2 2()O-2 600°C i härden bildasflytande faser av smält härdmaterial. Från smältan avgår en rök av metalloxi-der, stål m m. I tryckvattenreaktorer utgör partiklar av silver, indium och kad-mium från smält styrstavsmaterial väsentliga beståndsdelar i röken. Kokvatten-reaktorns styrstavar innehåller stål och borkarbid som är mera svårflyktiga.

Vilka ämnen som frigörs och graden av frigörelse beror på reaktortankens inne-håll av olika material och på de individuella ämnenas fysikaliska och kemiskaegenskaper. Alla beståndsdelar som kan bilda aerosoler måste beaktas eftersom

264

beteendet bestäms av den totala mängden aerosoler. Fissionsprodukterna utgörendast en del av den totaia mängden, och de radioaktiva fissionsprodukterna isin tur en mindre del av den totala mängden fissionsprodukter.

Det är lämpligt att dela in fissionsprodukterna i sju grupper med avtagande flyk-tighet (ångtryck) och därmed frigörelsegrad (de karakteristiska elementen i detvå sista grupperna är kursiverade).

- Ädeigaser (Xe. Kr)

- Halogener (J. Br)

- Alkalimetaller(Cs, Rb)

- Tellurgruppen (Te. Sb)

- Alkaliska jordartsmetaller (Sr, Ba)

- Ädelmetaller (Ru, Rh. Pd. Mo. Te)

- Svårflyktiga metalloxider (La, Ce, Pr, Y, Zr, Nb)

Ädelgaserna frigörs till KM) 'c. Jod antogs tidigare huvudsakligen föreligga ele-mentärt i gasform och till en liten del som metyljodid. Numera anser man detsannolikt att den mesta joden frigörs i form av alkalijodider. huvudsakligen cesi-umjodid. som är mindre Iättflyktig än elementär jod och bildar aerosoler. Cesi-um uppträder mest som partiklar av cesiumhydroxid. Övriga ämnen bildar ae-rosoler.

11.3.2 Avskiljningsprocesser

De ämnen som avges när härden smälter avsätts till stor del pä kallare ytor ireaktortanken. Det material som inte deponeras i tanken kommer ut i reaktor-inneslutningen och utbreder sig där genom äng- och gasströmmar och diffusion.Koncentrationen av gasburna partiklar (aerosoler) minskar genom olika passivaoch aktiva avskiljningsprocesser. Avskiljningen av ädeigaser är försumbar. Ge-nom reaktion mellan jod och organiskt material i inneslutningen bildas smämängder metyljodid som inte heller avskiljs.

Gasburna partiklar finns till en tid svävande i inneslutningsatmosfären. Partik-larna växer i storlek genom att de stöter mot varandra och häftar vid varandra.Denna process kallas agglomeration. I fuktig ånga växer partiklar ocksä genomatt ånga kondenserar på dem. Resultatet blir ett spektrum av partiklar med stor-lekar från mindre än O.l till mer än I0 tusendels millimeters diameter.

Partiklar större än 0.5 tusendels millimeter sjunker pä grund av tyngdkraftensakta till golvet i inneslutningens utrymmen och avsätts där. Denna s k sedimen-tation sker med en hastighet som beror av partiklarnas tyngd och form samt avgasens viskositct. Sedimentationen är den viktigaste deponeringsmekanismenvid längre uppehållstider.

De minsta partiklarna av storleken V, I tusendels millimeter och mindre avskiljsgenom diffusion. De är sä smä och lätta att de kan hålla sig svävande mycketlänge. När de därvid kommer i närheten av en begränsningsyta uppfångas de i

265

det gränsskikt av stillastående gas som finns i ytans omedelbara närhet inomcirka en tiondels millimeter.

Jämte iicn naturliga deponeringen sker också i de flesta haveriförlopp en betyd-ande avskiljning av partiklar genom inneslutningens sprinklersystem. I en kok-vattenreaktor uttvättas jod och andra partiklar effektivt i kondensationsbas-sängen när gasen strömmar genom den.

Under vissa förhållanden kan deponerade partiklar åter frigöras till gasfasen.Äterfönini>>ii>it> innebär att partiklar frigörs på grund av att deponerat materialuppvärms av fissionsprodukternas resteffekt. Mekanisk resuspension uppstår avstarka gasströmmar som sliter loss och virvlar upp deponerade partiklar. Partik-lar av icke-flyktiga ämnen kan eventuellt frigöras vid härdsmältans växelverkanmed betong.

11.3.3 Interna källtermer

Kunskapen om frigörclsemekanismer vid härdsmältning och smältans växelver-kan med betong är ännu ofullständig. I bl a Västtyskland har omfattande expe-riment gjorts där smältförlopp simulerats och avgivningen av olika ämnen un-dersökts. Växelverkan mellan smälta och betong har studerats i stora försökäven i USA. Baserat pa experimenten har beräkningsmodeller för frigörelsean-delen av gaser och angör samt bildningen av aerosoler utvecklats. Mekanismenför transport och avskiljning har modellerats i datorprogram som beskriver par-tikelkoncentrationen i inneslutningsatmosfären som funktion av tiden. Ett sä-dant program är RETAIN som utvecklats i USA och anpassats i Studsvik förtillämpning pa svenska reaktoranläggningar (1107).

För att kvantitativt belysa de interna källtermerna redovisas några beräknaderesultat. Det gäller det typfall som beskrivits i 11.2.3 och illustrerats i Figur 11.5,dvs en stor LOCA med utebliven resteffektkylning i en tysk tryckvattenreaktor(1106). I utgångsläget innehåller reaktortanken (utom vatten) bränsle av uran-dioxid, kapsling av Zircaloy, stavspridare av Inconel, styrstavar av en silver-in-dium-kadmiumlegering samt härdstomme m m av stål. Bränslet antas innehållafissionsprodukter i en mängd som motsvarar förhållandena strax före ett bräns-lebyte, dvs da en tredjedel av härden har en utbränning av 37 MWd/kg. Dentotala materialmängden i reaktortanken är 167.2 ton fördelad enligt Tabell11.2.

Av den totala mängden fissionsprodukter är knappt en tiondel, dvs ungefär 280kg, radioaktiv. Fördelningen av fissionsprodukter pä olika grundämnen fram-går av Tabell 11.3. Där visas också frigörelseandelen och den frigjorda aktivite-ten. Smältfrigörelsen har i enlighet med Figur 11.5 antagits sve under tvä fem-tonminutersperioder vid 2 200 respektive 2 4()0°C. Den frigjorda aktiviteten do-mineras av sex ämnen, nämligen xenon och krypton samt jod, cesium, telluroch antimon.

Jod och cesium föreligger till största Jelen som cesiumjodid och eesiumhydro-xid. Totalt frigörs cirka IS kg jod varav ungefär 800 g utgörs av jod-131. dvs dennuklid som svarar för en stor del av aktiviteten och de radiologiska konsekven-serna vid utsläpp till omgivningen.

266

Tabell 11.2Materialmängder i reaktortanken för en tysk tryckvattenreaktor (Biblis B. 1 240MWel).

Material Mängd Andel(ton) (procent)

UrandioxidZircaloyStalAg-In-CdFissionsprodukter

99.131.931.1

2.32.8

59.319.018.6

1.41.7

Tabell 11JHärdinnehall av fissionsprodukter. frigörelseandel och frigjord aktivitet vidsmältning i en tryckvattenreaktor (Biblis B, 1 240 MWel).

Grundämne

Xe, KrJCsSbTeSr. BaMo. TeRu. Rh. PdY. Zr. NbLa. Ce. PrÖvriga

Summa

Härd-innehåll(kg)

43918

1781.2

37179315307323412600

2 750

Frigörelse-andel

100100KM)5381

1.00.20.020.020.02

< 0.02

Frigjordaktivitet(EBq*)

14.732.20.640.865.40.230.0220.00230.00700.0098

< 0.002

46 5

1 EBq = I0IN sönderfall per sekund.

Frigörelsen av gaser och aerosoler fortsätter sedan smältan brutit genom reak-tortanken och kommit ut i inneslutningen. I det betraktade fallet lägger sigsmältan pä botten av reaktorgropen. Smältan består av ett övre oxidskikt avUO: och ZrO: och ett undre metallskikt av huvudsakligen Fe. Cr, Ni. Zr. Dengenomströmmas av vattenånga som frigörs från betongen och delvis omvandlastill vätgas i smältan. Från smältan avgår en rök av förångat härdmaterial.

Om man tar med de aerosoler som bildas när reaktortanken genomsmälts ochsmältan reagerar med betong under 10 min avges enligt beräkningarna sam-manlagt 3.5 ton partiklar inom en timme sedan härden började smälta. Somframgår av Tabell 11.4 ui örs större delen av metalliskt silver, urandioxid ochstål. Mängden fissionsprodukter är ungefär 240 kg. varav cirka 90 kg är radio-aktiva. De radioaktiva ämnenav den totala partikelmassan.

267

Tabell 11.4Innehall i reaktortanken, frigörelseandel vid smältning och resulterande aero-solmänud (Biblis B. 1 240 MWel).

Ämne

UO;FeCrNiCoMnZrSnAgInCdSilikater

JCsTeÖvriga

Summa

Massa ireaktor-tanken(kg)

99 10020 8005 7004 000

60450

31 500350

1 850350115

1817837

2 300

166 658

Frigörelse-andel

(r'<)

0.52.31.82.12.1

180.2

207520

100-

10010081

< 1

Massa iaerosolform

(kg)

490471)10784

18180 (ZrO;)70

1 39070

115300

KS17S

010

3 494

Aerosolmängdens tidsvariation illustreras i Figur 11.6 uttryckt som luftburenandel av den frigjorda mängden M,.. I exemplet är den totalt frigjorda mängdenMn = 3.5 ton varav 2.6 'r är radioaktiva fissionsprodukter. I beräkningsmodel-len har partikeltillväxt genom agglomeration och ängkondensation samt depo-nering genom sedimentation och diffusion beaktats.

Det framgår att partikelmassan minskar med en faktor 10'' pa 5 dygn. dvs tillsövertrycksbrott beräknas inträffa. Med kännedom om de olika fissionsproduk-ternas härdinnehåll och frigörelseandel kan deras partikelmassa i inneslutning-en vid olika tidpunkt efter den inledande händelsen beräknas ur kurvan. Cesi-um frigörs exempelvis till 100 r/r varför kurvan, med M«. = 178 kg enligt Tabell11.4, direkt ger mängden med cesium i inneslutningsatmosfären.

Jod intar en särställning pä grund av de mänga olika kemiska former den kaninta. I typfallet antar man (1114) att den jod som frigörs frän primärsvstemettill inneslutningen bestar till 99 r/r av cesiumjodid (CsJ) i partikelform och till1 r/r av molekylär jod (J:) i gasform. Den molekylära joden transporteras inomnågra timmar till inneslutningssumpens vatten. En jämvikt uppstår mellan Jnlöst i vattnet och J2 i inneslutningsatmosfären. En liten del av joden omvandlastill metyljodid genom ytreaktioner mellan J: och organiskt material. Cesiumjod-iden avsätts delvis på ytor i inneslutningen och löses delvis i sumpvattnet, därden dissocieras till joner (Cs* och J ). När inneslutningen i typfallet övertrycksefter 5 dygn frigörs en del av jonerna i droppar av vatten i samband med att

268

Andel av mängd (M o)som frigjorts från härden

M/Mo10h 1d 5 d

Luftburen andeli inneslutningen

3 103 5 104

Tid (s)Figur 11.6Fxempel pa beräknad aerosolmängd som funktion av uppehållstiden i en tryck-vattenreaktors inneslutning.

sumpvattnet undan tor undan förångas. Utsläpp av cesium och jod kan såledespaga i flera dygn ända tills allt sumpvatten förangats.

Även om reaktorinneslutningen förblir intakt kan man inte förutsätta att den ärabsolut tät. F.tt diffust linkage förekommer som kan uppgå till några tiondelsvolymprocent per dygn. 1 Figur 11 .fi visas det kumulerade läckaget av partiklarunder förutsättning att luftläckagehastigheten är 0.25 volymprocent per dygn.Partikelläckaget nar i det betraktade härdsmältefallet sitt maximala värde.M/M,, = 1.5x 10 4. efter ungefär d timmar.

Tyska tryckvattenreaktorer har en dubbel inneslutning genom att den inre stål-cylindern är omgiven av en yttre betongbyggnad. Figur 5.1J. Mellanrummet av-sugs via filter till skorstenen. Även i vissa kokvattemeaktorer sker en filtreradventilation till skorstenen av eventuellt läck age frän inneslutningen till reaktor-byggnaden. Koncentrationen av jod och partiklar som nar omgivningen sänksdärmed ytterligare ett par tiopotenser.

11.4 InneslutningsfunktionMed inneslutningsfunktion menas reaktorinneslutningens och reaktorbyggna-dens förmåga att avskilja och kvarhålla radioaktiva ämnen. Svära haverier kange högt tryck i inneslutningen och hota dess integritet. 1 detta avsnitt ges förstnågra data för inneslutningsbyggnadens hållfasthet. Därefter beskrivs någratypiska tryckförlopp. Slutligen anges principer för sannolikhetsbaserad analysav inneslutningsfunktionen.

11.4.1 Inneslutningsbyggnadens hållfasthet

En typisk torrinneslutning för en tryckvattenreaktor (Ringhals 2) har en volymav cirka 50 (XX) m' och är fylld med luft. Principen är att den energi som överförstill inneslutningen vid ett brott i primärsystemet lagras i den stora volymen,huvudsakligen som ånga. En tryckdämpningsinneslutning för en kokvattenre-aktor baseras på att den frigjorda energin lagras i kondensationsbassängens vat-ten. Den kan därför ges en be tydligt mindre volym, t ex K) 200 m1 för Ringhals1. varav den fria gasvolymen. 7 600 m \ under drift är fylld med kvävgas.

Reaktorinneslutningar dimensioneras för ett tryck, det s k konstruktionstryc-ket. som skulle erhållas vid ett tvärt brott pä den grövsta cirkulationsledningeni primärsystemet. Det innebär enligt vedertagna konstruktionsprinciper att in-neslutningen tål ett högre tryck innan den börjar läcka eller brista. Konstruk-tionstrycket för svenska reaktorinneslutningar är 0.5 - 0.6 MPa. se Tabell 11.5.Brottrycket beräknas till 1.5 ä 2 gånger konstruktionstrycket.

Sättet och läget för brott är jämte tidpunkten av stor betydelse för omgivnings-konsekvenserna. Vissa inneslutningar. t ex för Forsmark 12 och Ringhals 2. be-räknas brista längs en generatris, medan i andra fall uppsprickningen sker an-tingen i takregionen högt över mark (Ringhals 1) eller i bottenplattan (Ringhals3/4). Sannolikheten för läckage i flänsförband. elektriska genomföringar m mföre brott kan vara betydande, speciellt vid förlopp med hog temperatur i inne-slutningsatmosfären.

Tabell 11.5Data för svenska reaktorinneslutningar (ref 110S).

Anläggning Jnneslutning Trvck (MPa) Brottmod

Konstruktion Brott

Ringhals 1 Tryckdämpning 0.5

Forsmark 1/2 Tryckdämpning 0.55

Forsmark 3 Trvckdämpning 0.6

Ringhals 2 Torr 0.5

Ringhals 3/4 Torr 0.5

0.75 Öppning av fogmellan tak ochcylinderUppsprickning ihöjdledUppspr ickn ing i takoch bassängregion

1.2-1.3 Uppsprickning ihöjdled

> 0.69 Uppsprickning asbottenplatta

0.92

1.25

270

11.4.2 Tryckförlopp i reaktorinneslutningen

Härdsmältning kan, som exemplifierats i 11.2.2. orsaka tryckökning i reaktorin-neslutningen som färden att brista. Högt tryck kan uppstå även utan härdsmält-ning. vid t ex en transient med otillräcklig kylning av inneslutningen. Trycket iinneslutningen är summan av gasens och vattenångans tryck. Gasmängden ärden ursprungliga luften (PWR) eller kvävgasen (BWR) plus den vätgas som ut-vecklas under härdsmälteförloppet. Eventuell förbränning eller detonation avvätgasen bidrar till uppvärmning och tryckökning i gasmassan. Den återståendeorsaken till tryckstegring är vattenångans tryckbidrag.

Tryckökningen sker med olika hastighet beroende pä den specifika haverise-kvensen. Om t ex inneslutningskylningen är otillräcklig ökar trycket långsamtgenom avkokning av det vatten som finns i botten av inneslutningen. För atttrycket skall nä upp till brottrycket fordras att inneslutningen varit utan kylningi minst ett dygn. Under denna tid finns goda möjligheter att återställa kyiningenoch därigenom undvika övertryckning.

Vid transienter med förlust av bade härdkylning och inneslutningskylning. så-som vid totalt elkraftbortfall, smälter härden innan inneslutningen övertrycks,se 11.2.2. När smältan bryter genom reaktortanken erhalles en trycktopp somkan åstadkomma läckage eller brott pä inneslutningen inom några timmar efterden inledande händelsen.

Vid vissa härdsmälteförlopp kan övertryckning inträffa fors härdsmältning.Ett exempel är en transient med bortfall av huvudvärmesänkan (turbinkonden-sorn) och utebliven reaktoravstängning i en kokvattenreaktor. Da ställer reak-toreffekten in sig pä en lägre nivä som ges av det reducerade matarvattenflödet.Effekten avblåses till kondensationsbassängen. vars vatten snabbt uppvärms tillkokning, även om bassängens kylsystem fungerar. Inneslutningens brottrycknas inom en timme. När matarvattentillförseln upphör Igenom att källan tarslut), sjunker vattennivån i reaktortanken och härdsmälteförloppet inleds.Sekvensen har lag sannolikhet eftersom det finns alternativa mojligheter attstänga av reaktorn även om det hydrauliska snabbstoppet inte skulle fungera.

Ett annat fall med snabb tryckstegring i en kokvat'enreaktor erhålls vid storLOCA med utebliven härdkylning om inneslutningens tryckdämpningsfunk-tion inte är effektiv. Ofullständig tryckreduktion inträffar vid läckage mellaninneslutningens reaktor- och bassängrum. Den del av ångan som strömmar ge-nom läckagestället kondenseras inte utan bidrar direkt till tryckökningen. Vidstort läckage övertrycks inneslutningen inom några minuter.

I Tabell 11.6 har konsekvenserna med avseende pa härdsmältning och inneslut-ningstryck för olika händelser med utebliven säkerhetsfunktion sammanställtsschematiskt. För de fall som betecknas "högt tryck utan härdsmältning" börpäpekas att övertryckning i sig kan ge upphov till härdsmältning genom att sä-kerhetssystem skadas vid den plötsliga tryckavlastning som inträffar vid brott-tillfället.

Snabb tryckökning kan inträffa också i en tryekvattenreaktors inneslutning. t exi samband med viitgasexplosion. Ett annat exempel ar det fall att leaktortanken

271

genombryts vid högt reaktortryck och en stråle av smälta sprutar ut och träffarvatten i botten av reaktorgropen. Då sker en intensiv ångbildning som späds pågenom utflödet av k v.rvarande vatten i reaktortank och ackumulatortankar.

Tabell 11.6Härdsmältning och inneslutningstryck vid olika typer av haverisek'.enser i enkokvattenreaktor.

Inledande Reaktor- Härd- Tryck- Inneslutn- Konsekvenshändelse avstiilln kylning dämpning kylning

Transient + + + HI utan US (1)LOCA + f - + HT utan MS

Transient + + + - Furu HT. sedan USLOCA + + f -

Transient + - + - Först US, sedan HIL(K'A + - + -

Transient - - + + Snahht HI', sedan MSLOCA + - - +

+ betecknar tillgänglig funktionutebliven funktion

UT betecknar högt inneslutningstryckHS " härdsmältning(1) Härdsmältning inträffar efter 15-40 timmar sedan härdstrilpumpama ka-

viterat. om inga andra spädmatningsmöjligheter är tillgängliga.

11.4.3 HärdskadeklasserI praktiken är det inte rimligt att analysera alla tänkbara härdsmälteförlopp idetalj. Man har därför sökt sammanföra härdskadesekvenser med likartade för-lopp i klasser och lata en eller ett fatal sekvenser representera klassen.Ltt exempel är den indelning i LOCA (sma. medelstora och stora) och transien-tei som infördes i Rasmussen- studien.

Rasmussen-studiens indelning har visat sig alltför grov när det gäller att defini-era karakteristiska härdsmälteförlopp. lin finare indelning baseras pa bade typav inledande händelse och primärt utebliven säkerhetsfunktion. Principen ex-emplifieras för kokvattenreaktorn av Tabell 11.ft. Forloppen kännetecknas idessa fall av om inneslutningen övertrycks snabbt eller långsamt och om härd-smaltning inträffar fore eller eflei öv ci tryckning. L:n liknande Klassificeringsom använts för 'rvckvattenreaktorn framgår av Tabell 11.7.

272

Tabell 11.7Klassificering av härdskadesekvenser för en tryckvattenreaktor (ref 1108).

Klass Kännetecken Representativ härdskadesekvens

1 Härdsmälta före inneslutningsbrott.Högt tryck i piimärsystemet vid tankge-nomsmältning. Inncslutningskylning till-gänglig

2 Som klass 1 men med utebliven inneslut-ningskylning

3 Som klass 2

4 Härdsmälta före inneslutningsbrott.Lagt tryck i primärsystemet vid tankge-nomsmältning. Inncslutningskylning till-gänglig

5 Som klass 4 men med utebliven inneslut-ningskylning

ft Som klass 4

7 Inneslutningsbrott före härdsmälta

K Förbiledning av inneslutningen

Liten LOCA med utebliven härdkyl-ning

Liten LOCA med utebliven härdkyl-ning

Transient med totalt elkraftbortfall

Stora och medelstora LOCA medutebliven härdkvlninc

Stora och medelstora LOCA medutebliven härdkylning

Transient med utebliven härdkylningi avstängd reaktor med öppet pri-märsystem

LOCA med utebliven härdkylningmed tillgänglig lågtryckscirkulation

Brott i änggeneratortub

11.4.4 Inneslutningens felmoder

Förutom av övertryckning kan inneslutningens funktion omintetgöras genom:

- otillräcklig isolering av öppningar och genomföringar, t ex icke stängda skal-vcntiler. olata slussar och k a be Ige nom föringar. Ett visst diffust läckage ärofrånkomligt.

- förhileäning ("bypass") av inneslutningen vid t ex ett oisolerat yttre brott pårör som ansluter till primärsystemet. Hit hör s k V-LOCA (se 10.3.1) samtbrott pa änggeneratortub (tryckvattenreaktorn).

- genomsmältninff av inneslutningens bet^ngfundament. Om det överhuvud-taget kan inträffa, vilket är diskutabelt, sker det först flera dygn efter deninledande händelsen.

Inneslutningsfiinktionen kan åskådliggöras med händelseträd där den inledan-de händelsen utgörs av en härdskadesekvens och grenarna av inneslutningensfelmoder. Figur 11.7. Varje kombination av härdskadesekvens och inneslut-ningsfelmod definierar en utsläppssekvens. Sannolikheten för en felmod berorav den aktuella härdskadesekvensen. Produkten av härdskadefrekvensen ochden betingade felmodssannolikheten ger en utsläppsfrekvens.

273

Inledandehändelser

Förbi-ledning

Otillräckligisolering

Övertryckning

Före HSVid tank-genom -smältn.

Efter HS

Genom-smältning

Figur 11.7Schematiskt händelseträd för en utsläppssekvens. Efter ref 1108.

De betingade felmodssannolikheterna är i allmänhet mycket mindre än 1. vilketinnebär att utsiäppsfrekvensen är mycket lägre än härdskadefrekvensen. An-norlunda uttryckt betyder det att härdsmältning i de flesta fall inte leder till storautsläpp eftersom inneslutningen förblir intakt. För härdskadesekvenser som le-der till övertryckning eller inbegriper förbiledning är felmodssannolikheten perdefinition lika med 1. I dessa fall är dock härdskadefrekvensen i allmänhet li-ten, varför även utsläppsfrekvensen blir liten.

Av det sagda framgår dels att en hög härdskadefrekvens inte är liktydigt meden hög utsläppsfrekvens, dels att man från utsläppssynpunkt inte pä förhandkan eliminera några härdskadesekvenser enbart på grund av låg frekvens. Des-sa förhållanden illustreras av Tabell 11.8 där beräknad härdskadefrekvens ochutsläppsfrekvens jämförs för en amerikansk tryckvattenreaktoranläggning.Tabellen visar att rangordningen av sekvenserna är väsentligt olika. I det ak-tuella fallet dominerar liten LOCA med misslyckad övergång til; recirkulationrisken för härdskada, medan jordbävning av sådan styrka att all elkraft sias utger dominerande bidrag till risken för stora utsläpp.

274

Tabell 11.8Jämförelse av hi dskadefrekvens och utsläppsfrekvens för Zion (ref 1111).

Rangordninghärdskade-frekvens

1

i

3

4

6

7

K

y

Sekvens

Liten LOC A

ATWS

Jordbävning

Stor LOC A

MedelstorLOCA

Obefogadsäkerhetsinspr

Nätbortfall

Totalt elkraft-bortfall

V-LOCA

Härdskade-Irekvens(per är)

1.62 E-5*

6.65 E-6

5.60 E-6

6.21 E-6

4.33 E-6

2.07 E-6

7.28 E-7

2.00 E-7

1.05 E-7

Felsanno-likhetinneslut-funktion

1 E-4

1 E-4

1.0

1 E-4

1 E-6

1 E-4

2 E-4

1.0

1.0

Utsläpps-frekvens(per ar)

1.62 E-10

6.65 E-10

5.60 E-6

6.21 E-10

4.33 E-10

2.07 E-10

1.46 E-10

2.00 E-7

1.05 E-7

Rangordningutsläpps-frekvens

4

5

1

6

7

<•)

• >

3

E-5 - Kr\ Decimaler pa nivå E och lägre har foga relevans.

11.5 Externa källtermerVarje utsläppssekvens kännetecknas utom av sin frekvens av utsläppets för-dröjningstid (efter den inledande händelsen) och varaktighet samt dess storlekoch sammansättning, de s k externa källtermerna. De bestäms av de radioaktivaämnenas frigörelse, transport och avskiljning i reaktortank och inneslutning. Idetta avsnitt skall vi söka karakterisera de externa källtermerna.

11.5.1 Utsläppskategorier

Liksom när det gäller den termohydrauliska analysen av härdsmälteförl >pp ärdet opraktiskt att analysera källtermerna för alla tänkbara utsläppssekvenser idetalj. Man sammanför därför sekvenser med likartade utsläpp i grupper, s kutsläppskategorier. Indelningen utgär frän att man kan ange representativa käll-termer för varje grupp. Med representativ menas bl a att källtermerna varkenfar underskatta eller väsentligt överskatta utsläppets storlek för nägon sekvensi gruppen.

Varje utsläppssekvens tillhör således en härdskadeklass (jfr 11.4.3) och en ut-släppskategori. Den kan inordnas i en tvådimensionell tabell. Figur 11.8. Ge-nom summering av bidrag frän individuella utsläppssekvenser kan frekvensenför varje kombination av härdskadeklass och utsläppskategori bestämmas.Slutligen erhålls frekvensen för varje utsläppskategori genom summering av bi-drag frän olika härdskadeklasser.

275

>. Utsläpps-^sjcategori

H a r d - \ .skadeklass ^

Klass 1

Klass 2

• • •

• • 0

• • •

Kategori 1

Individuellautsläpps -frekvenser

Individuellautsläpps-frekvenser

Summa ut-

slappsfrekvens

for kategori 1

Kategori 2

Individuellautsläpps-frekvenser

Summa ut

slappsfrekvens

for kategori 2

• « • • • • • • •

Figur 1 l.H Schema för bestämning av frekvens per utsläppskategori.

11.5.2 Ra?mussen-studien

Begreppet utsläppskategori infördes ursprungligen av Rasmussen-studien(1109). Indelningen baserades på härdskadans omfattning (full härdsrnälta ellerenbart kapslingsbrott), inneslutningens felmod (övertryckning, otillräcklig iso-lering eller genomsmältning) samt funktion hos inneslutningens aktiva avskilj-ningssystem (tillgänglig eller utebliven) Därmed definierades nio utsläppskate-gorier för tryckvattenreaktorn. Tabell 11.9. och fem utsläppskategorier för kok-vattenreaktorn. Tabell 11.10.

PWR 1 och BWR 1 omfattar smältförlopp med åtigexplosion av sådan styrka attreaktortank och inneslutning brister. F7.n sådan händelse skulle leda till storautsläpp av två skäl. För det första sker utsläppet i omedelbar anslutning tillhärdsmältningen varför avskiljningen i reaktortank och inneslutning blir mini-mal. För det andra antas en större andel av härdens innehall av radioaktiva äm-nen frigöras vid ängexplosion än vid andra härdsmältefall.

PWR 2 och 3 respektive BWR 2 och 3 omfattar härdsmältefall med övertrycks-brott av inneslutningen utan respektive med aktiva avskiljningssystem. Brott an-tas inträffa efter 2.5-5 tim i tryckvattenreaktorn och efter 30 tim i kokvattenre-aktorn. Före brott antas det diffusa läckaget pessimistiskt van: 10 ganger detläckage som inneslutningen är konstruerad för.

PWR 4 och 5 respektive BWR 4 representerar härdsmältefall meci otillräckligisolering. Läckaget antas ske förhållandevis långsamt sa att de naturliga avskilj-ningsmekanismerna i inneslutningen hinner verka. Dessutom antas i PWR 5 in-neslutningssprinklingen fungera.

276

Tabell 11.9Utsläppskategorier för tryckvattenreaktor enligt Rasmussen-studien.

Kategori Beskrivning

PWR 1 Ångexplosion i reaktortanken. Stort inneslutningsbrott

PWR 2 Övertrycksbrott av inneslutningen genom vätgasexplosion ochhögt ångtryck

PWR 3 Övertrycksbrott av inneslutningen med delvis fungerande avskilj-ningssystem

PWR 4 Otillräcklig isolering av reaktorn.Avskiljningssystemet fungerar ej.

PWR 5 Otillräcklig isolering av reaktorn.Avskiljningssystemet fungerar.

PWR 6 Genomsmältning av inneslutningenAvskiljningssystemet fungerar ej.

PWR 7 Genomsmältning av inneslutningen.Avskiljningssystemet fungerar.

PWR 8 Begränsad härdskada. Otillräcklig isolering av reaktorn.

PWR 9 Begränsad härdskada. Reaktorn isolerad.

Tabell 11.10Utsläppskategorier för kokvattenreaktor enligt Rasmussen-studien.

Kategori Beskrivning

BWR 1 Ångexplosion i reaktortanken.Inneslutringsbrott genom missilverkan.

BWR 2 Övertrycksbrott av inneslutningen.Utsläpp direkt till atmosfären.

BWR 3 Övertrycksbrott av inneslutningen.Utsläpp genom reaktorbyggnaden.

BWR 4 Otillräcklig isolering av reaktorn.Avskiljnmg i inneslutning och reaktorbyggnad.

BWR 5 Begränsad härdskada. Inneslutningens avskiljningssystem fung-erar.

PWR 6 och 7 omfattar härdsmältefall med genomsmältning av inneslutningensbetongfundament. Denna felmod anses numera orealistisk eller i varje fall tamycket längre tid än de 10-12 tim som antogs i Rasmussen-studien. Genom-smältning antas inte kunna förekomma för kokvattenreaktorn därför att dessinneslutning dessförinnan skulle brista genom övertryckning.

277

PWR K och 9 respektive BWR 5 omfattar fall som bemästras av reaktorns säker-hetssystem. De leder till kapslingsskador men inte till härdsmältning. De Oräk-nade utsläppen är i dessa fall baserade på spaltfrigörelse.

Varje utsläppskategori kännetecknas av en bestämd storlek och sammansätt-ning av utsläppet. Det anges genom den andel av härdinnehållet som släppsut av de sju grupper fissionsproduktioner som definierades i 11.3.1, nämligenädelgaser. J-Br. Cs-Rb, Te-Sb, Ba-Sr samt Ru-gruppen och La-gruppen.

Slutliger kan varje utsläppssekvens tillordnas en utsläppskategori. Genomsummering av alla utsläppsfrekvenser i varje utsläppskategori kan sä den totalafrekvensen fö. varje utsläppskategori beräknas. Resultatet är sammanställt iTabell 11.11. Där anges också tidpunkten för utsläppet och ut 'äppets varaktig-het samt dess sammansättning i procent av härdinnehållet.

11.5.3 Tyska källtermsstudier

Rasmussen-studiens källtermer kännetecknas av pessimistiska antaganden paosäkra punkter. Den tyska säkerhetsstudien (se 10.3.2) övertog i stort sett Ras-mussen-studiens källtermer med vissa modifieringar. Bl a infördes en ny ut-släppskategori för stort läckage från inneslutningen samtidigt som kategoriernaPWR 6 t ch PWR 7 togs bort. Härigenom erhölls åtta utsläppskategorier, seTabel! 12.10. Av dessa är FK 2. härdsmälta med stort läckage (diameter 300mm), och FK 6. härdsmälta med övertrycksbrott, av speciellt intresse.

I den tyska säkerhetsstudiens andra fas studerades härdsmälteförloppen meraingående. Omfattande experiment har utförts och förbättrade beräkningsmeto-der utvecklats. Man har funnit att källtermerna i vissa fall är lägre än man tidig-are räknat med. Som exempel visas i Tabell 11.12 en jämförelse mellan ur-sprungliga och nyare beräkningar för fallen FK 2 och FK 6. För FK6 redovisastvä fall: (a) ett stort brott som medför snabb trycksänkning i inneslutningen var-vid filtersystemet (se Figur 5.9) förstörs, samt (b) ett litet brott med langsamtrycksänkning och fungerande filter.

Tabell 11.12Jämförelse mellan äldre och nyare beräkningar av utsläppt andel av härdinne-hållet vid härdsmältning i en tysk tiyckvattenreaktor (1114).

Fail

FK 2. Stort läckage painneslutningen

FK 6. Övertrycksbrotta) 300 cnr brottarea, utan filterb)20 cnr brottarea, med filter

Beräkning

ÄldreNyare

ÄldreNyareNyare

Utsläpp iJod

390.61

1.01E-25E-5

i procent av hiirdinnehallCesium

260.67

SE-2*1E-4oF-7

*)E-2 - IO': = 0.01

De nya beräkningarna innebär för FK 2 en minskning av koncentrationen jodoch cesium i utsläppet med ungefär en faktor 15. Det beror pä att de naturligaavskiljningsinekanismerna i inneslutningen är mer effektiva än man tidigare

278

Tabell 11.1!Översikt av Rasmussen-studiens utsläppskategorier.

Kategori

PWR1

PWR2

PWR3

PWR4

PWR5

PWR6

PWR7

PWR8

PWR9

BWR1

BWR2

BWR3

BWR4

BWR5

Frekvens(per miljon år)

0.9

8

4

0.5

0.7

6

40

40

400

1

6

20

2

100

Tidpunkt förutsläpp (tim)

2.5

2.5

5.0

2.0

2.0

12.0

10.0

0.5

0.5

2.0

30.0

30.0

5.0

3.5

Utsläppets var-aktighet (tim)

0.5

0.5

1.5

3.0

4.0

10.0

10.0

0.5

0.5

2.0

3.0

3.0

2.0

5.0

Ädelgaser

90

90

80

60

30

30

0.6

0.2

3 • I O 4

100

100

100

60

0.05

UtsläppJ-Br

70

70

20

9

3

8 •

2 •

1 •

1

40

90

10

0.

6

io-2

10'

IO2

10*

08

UV"

i procent avCs-Rb

40

50

20

4

0.9

8 • 10 2

1 • 1 0 '

5 • KV2

6 • IO5

40

50

10

0.5

4 • K)"7

härdinnehällTe-Sb

40

30

30

3

0.5

0.1

2 10'

1 IO4

1 • I O 7

70

30

30

0.4

8 • Hl"'"

Ba-Sr

5

6

2

0.5

0.1

9 • 10'

1 • IO4

1 • 10"

1 10*

5

10

1

0.06

8 • IO12

Ru

40

2

3

0.3

0.06

7 • K)"'

1 • 10"»

0

0

50

3

2

0.06

0

La

0.3

0.4

0.3

0.04

7 • I O '

1 • 10"'

2 • 10"5

0

0

0.5

0.4

0.3

0.01

0

trott. För FK 6 som är den mest sannolika utsläppskategorin (99.6 r'c) ger denya resultaten en minskning av jodutsläppen med 2 tiopotenser och för cesiummed 3 tiopotenser. I extrema fall minskar utsläppen 5 tiopotenser jämfört medtidigare beräkningar. Det beror främst på den längre tiden till övertrycksbrott,5 dygn mot tidigare drygt 1 dygn, varigenom avskiljningsmekanismerna harlängre tid på sig att verka.

11.5.4 Amerikanska studier

Senare amerikanska studier (1104, 1112), som närmare refereras i 15.7.3, be-kräftar att de externa källtermerna - med undantag för ädelgaserna - delvisöverskattades i Rasmu sen-studien. Det har främst tre orsaker.

För det första antogs i Rasmussen-studien jod och cesium förbli i elementärform i inneslutningsatmosfären och följaktligen till stor del släppas ut vid över-trycksbrott (PWR 2 och 3, BWR 2 och 3). I själva verket reagerar dessa kemisktmycket aktiva ämnen med varandra och bildar cesiumjodid och cesiumhydrox-id, som avskiljs mycket effektivt, till mer än 90 %, i reaktorsystem och inne-slutning.

För det andra antogs i Rasmussen-studien att inneslutningen brister när kon-struktionstrycket nås. I praktiken är brottrycket 1.5 å 2 gånger högre (jfr Tabell11.5). Därav följer att det tar längre tid innan inneslutningen brister. Avskilj-ningsmekanismerna för aerosolerna, som i sig är mera effektiva än man tidigaretrott, får längre tid på sig att verka. Det leder till lägre halter och reduceradeutsläpp. Därtill bidrar den radioaktiva avklingningen till att minska aktiviteten.

För det tredje råder numera samstämmighet om att ångexplosioner som allvar-ligt skadar reaktortank och inneslutning är mycket osannolika (1113). Därige-nom kan tidiga inneslutningsbrott, kategorierna PWR 1 och BWR 1. med till-hörande stora utsläpp i praktiken uteslutas.

Förutom utsläppens storlek har också de beräknade utsläppsfrekvensernaminskat genom den noggrannare analys som numera är möjlig. I Rasmussen-studien antogs pessimistiskt att alla härdsmälteförelopp ledde till stora utsläpp.I själva verket ledir de flesta förlopp till att smältan bildar kylbara fragmentpå botten av reaktortank eller inneslutning utan att inneslutningens integritetäventyras. De dominerande utsläppssekvenserna skiljer sig från och har lägrefrekvens än de dominerande härdskadesekvenserna.

I Tabell 11.13 orh 11.14 visas några representativa utsläppssekvenser för ett partypiska amerikanska anläggningar som analyserats i det s k IDCOR-projektet(1104). Jämförelse med Rasmussen-studiens Tabell 11.11 visar väsentligt reduc-erade källtermer, främst för tryckvattenreaktorn. För kokvattenreaktorn il-lustreras effekten av operatörsåtgärder som bidrar till att minska utsläppen i detstuderade fallet.

280

Tabell 11.13Representativa utsläppssekvenser för Peach Bottom-2 (BWR).

Sekvens Frekvens Utsläpp (proeent av härdinnehall)(per milj ar) Xe-Kr J-Br Cs-Rh Te-Sh Sr-Ba Ru-Mo

Transient med utebli-ven inneslutningskyl-ning 0.2 100 20 20 K) 4 E - 2 " 6 E-2

ATWS* Fall 1Fall 2Fall 3Fall 4

Transient efter totaltelkraftbortfall

0.334

30

0.5

100100100100

100

1033

6 E-2

5

1033

6 E-2

S

Kl6

4 E-14 E-2

6

4 E-21 E-28 E-34E-4

8E-3

1 E-12 E-23 E-21 E-3

1 E-2

* ATWS = Transient med uteblivet reaktorsnabbstoppFall 1: Inga operatörsätgärder vidtas.Fall 2: Operatören tryckavlastar inneslutningen genom bassängrummet när tryc-

ket i reaktorrummet nar 0.8 MHa.Fall 3: Operatören äterfyller kondensattanken sä att kontinuerligt spädmatarvat-

tenflöde upprätthalls.Fall 4: Operatören bäde tryckavlastar inneslutningen och äterfyller kondensat-

tanken.•* E-2 = 10:

Tabell 11.14Representativa utsläppssekvenser för Zion (PWR).

Sekvens Frekvens Utsläpp (procent av härdinnehall)(per milj ar) Xe-Kr J-Br CVRti Tc-Sh Sr-Ba Ru-Mo

Totalt elkraltbort-fall pga jordbävning 6 100 2 E-1 2 E-1 2 E-3 <E-3 <E-3

Dito med läckandeinneslutning 0.3 100 I I 3 E-2 6 E-2 6 E-3

Övertryckning avlågtryckssystem(V-LOCA) 0.1 100 K E-3 K E-3 8 E-3 5 E-3 <E-3

11.5.5 Svenska studierKälltermsstudier har utförts bl a inom det s k MITRA-projektet (1108). Analy-serna genomfördes med i huvudsak samma metoder som användes inom ID-COR. Vi återger här nägra resultat för Ringhals 1, Tabell 11.15. och Ringhals2, Tabell 11. \b. Tabellerna visar frekvens och utsläpp av de radiologiskt intres-santa nukliderna jod och cesium för några typiska utsläppssekvenser.

MITP vstudiens resultat illustreras grafiskt och jämförs med Rasmussen-studi-ens i hgur 11.9 och 11. K). Diagrammen ger overskridandefrekvens ;;-.:,n funk-tion av utsläppets storlek. Överskridandefrekvensen uttrycker det sannolika an-talet fall per år då utsläppet är större än eller lika med ett visst värde.

Ytan jnder kurvorna är ett matt pa utsläppets väntevärde. Resultaten visar t exatt väntevärdet för jodutsläpp är c«rka 30 gånger mindre enligt MITRA-studien

281

för Ringhals 1 än enligt Rasmussen-studien för Peach Bottom-2. Motsvarandejämförelse ger ett mer än 100 gånger mindre värde för Ringhals 2 än för Surry.

Tabell 11.15Representativa utsläppssekvenser för Ringha' JWR).

Härdskadesekvens Inncslutningens ',t1-' .ppsfrekvens Utsläpp av J och Csfelmod '...r miljon år) (c/r av härdinnehåll)

Transient vid Övertryckning ' 0.02 30totalt elkraft- tankgenoms' . ;.igbortfall

Transient med ute- Överti -".mg före 0.1 20bliven inneslut- hänK-nältningnin«skylning

Reaktortankbrott Övertryckning före 0.27 15härdsmältning

Transient med ute- Övertryckning 0.02 5bliven reaktorav- efter härdsmält-ställning ning

Yttre rörbrott i Förbiledning 0.12 3kylsystem föravställd reaktor

Stor LOCA med Övertryckning före 1.6 1ofullständig äng- härdsmältningkondensation

Tabell 11.16Representativa ut'lappssekvenser för Ringhals 2 (PWR).

Härdskadesekvcns Inneslutningens Utsläppsfrekvens Utsläpp av J och Csfelmod (per miljon år) (c/c av härdinnehåll)

Övertryckning av Förbiledning 0.04 31lågtryckssystem(V LOCA)

Transient med ute- Övertryckning före 0.02 25bliven inneslut- härdsmältningningskyining

Förlust av kylning Otillräcklig iso- 0.09 24vid avställd reaktor lering

I OCA m förlust av Otillräcklig iso- 0.04 7närd- och inne- leringslutning.skvlning

Tubbrott i äng- Förbiledning 0.05 6generator med felan-de avbläsningsventil

Dito med funge- Förbiledning 1.0 0.3rande avbläsningsven-til

2X2

Sannolikhetper driftårför utsläppstörre än x %(överskridande frekvens)

5 -

5 =

10%

io

8WRI WASH 1400

Cs

Ringhals 1

10 20 30 40 50 60 70 80 90

Utsläpp tillomgivningen av

— Cs och I i % avfärdens innehåll(extern ka 11 term)

MITRA 1985

Figur 11.9Frekvensdiagram för utsläpp av jod och cesium .id härdsmältning i Ringhals 1.

Sannolikhetper driftårför utsläppstörre än x %(överskridandefrekvens)

PWRWASH 1400

ICs. I

5 :

10

5=

f

Csi

Ringhals 2

l,Cs1i i i i i i i

10 20 30 40 50 60 70 80 90

Utsläpp tillomgivningen avCs och I i % avhärdens innehåll(extern källterm)

MITRA 1985

Figur 11.10Frekvensdiagram för utsläpp av jod och cesium vid härdsmältning i Ringhals 2.

283

Referenser

1101 K Johansson (Ed.)RAMA SlutrapportStudsvik. januari 1985

1102 Ångexplosion i lättvattenreaktorerBetänkande av ÅngexplosionskommitténDsl 1980:28 (1980)

1103 EFHickenCurrent Topics and Issues in Severe Accident ResearchGesellschaft fiir Reaktorsicherheit, Februar 1983

1104 Nuclear Power Plant Response to Severe AccidentsIDCOR Summary ReportAtomic Industrial Forum, November 1984

1105 K Becker (Ed.)RAMA Containment Group Final ReportStudsvik, January 1985

1106 J P HosemannWechselwirkungen mit den Containment-struktur und Spaltprodukt-freisetzungAtomwirtschaft 27(1982)516

1107 J-OLiljenzin(Ed.)RAMA Source Term Group Final ReportStudsvik. January 1985

1108 MITRA SlutrapportAnalys av svåra haverier och värdering av utsläppsbegränsande åtgär-der i Ringhals och Forsmark.Statens vattenfallsverk, april i985.

1109 Reactor Safety StudyWASH-1400'U.S. Nuclear Regulatory Commission, October 1975

1110 Deutsche Risikostudie - KernkraftwerkeVerlag TUV Rheinland (1980)

1111 Zion Probabilistic Safety StudyCommonwealth Edison Co (1981)

1112 J A Giesecke et alRadionuclide Release under Specific LWR Accident ConditionBMI-2104Battelle Columbus Laboratories (1984)

284

1113 T Ginsberg et alA Review of the Current Understanding of the Potential for ContainmentFailure Arising from In-Vessel Steam ExplosionsNUREG-1116, DraftU.S. Nuclear Regulatory Commission (1985)

1114 K Hassmann. J P HosemannConsequences of Degraded Core AccidentsNucl. Eng. Des. 80 (1984) 285.

285

12 KONSEKVENSANALYS

Konsekvensanalys innebär att beräkna de radiologiska effekterna i kärnkraft-verkets omgivning på grund av utsläpp från anläggningen. De radioaktiva äm-nena förekommer som gaser och gasburna partiklar eller i vattenfas. Utsläppoch strålskydd vid normal drift har tiskuterats i kapitel 6. I detta kapitel be-skrivs effekterna av okontrollerade (haveribetingadej utsläpp. Först behandlasmetodiken. Exempel ges på tillämpning av deterministisk analys. Därefter be-handlas huvuddragen i den probabilistiska riskanalysen. Några resultat av ge-nomförda studier redovisas. Till sist diskuteras värdering och jämförelse av ris-ker.

12.1 MetodikKonsekvensanalys genomförs i flera steg. Utgångspunkten är de externa käll-termerna som behandlats i föregående kapitel. Först studeras spridningen av deradioaktiva ämnena i atmosfären. Därvid beräknas deras koncentration vid ol!ka tidpunkt och avstånd från utsläppspunkten. Aktiviteten av en radionuklidär proportionell mot koncentrationen. Ur aktiviteten beräknas stråldosen medhänsyn till olika bestrålningsvägar och till effekten av dosreducerande åtgärder.På basis av antagna samband mellan stråldos och skadeverkningar utvärderasslutligen de sannolika skadorna till liv och hälsa.

12.1.1 Atmosfärisk spridning

Ett haveriutsläpp till atmosfären innehåller vanligen ånga. gas och gasburnapartiklar, varav en del är radioaktiva. Vid kontinuerligt utsläpp utbreder sig ak-tivueten som en "plym" med vinden, likt rök frän en skorsten. Figur 12.1. Ut-släppets höjd över marken och dess värmeinnehall har stor betydelse. Man talarom markutsläpp upp till cirka 20 m höjd och skorstensutsläpp cirka 100 m övermarken. Värmeinnehållet avgör hur högt plymen stiger, det s b plymlyftet. Denfortsatta utbredningen bestäms helt av väderbetingelserna. Figur 12.1 illu-strerar inverkan av atmosfärens stabilitet.

PASQUILL AMycket ostabilatmosfärt.ex. varm ochsolig sommardag

PASQUILL DNeutralatmosfärt.ex. mulen dageller natt

PASQUILL FMycket stabilatmosfärlinversion)t.ex. klar natt

Figur 12.1Schematiskt exempel pa plymutbredning vid olika stabilitetsförhallanclen i at-mosfären.

2X6

I enklaste fall karakteriseras plymens utbredning av medelvindhastigheten itransportrikningen och av spridningsparametrar i höjd- och sidled som uttryckeratmosfärens turbulens. Modellen leder till en normalfördelning (gaussisk för-delning) av aktivitetskoncentrationen horisontellt och vertikalt vinkelrätt mottransportriktningen. Figur 12.2. Plymens utsträckning i längsled bestäms avvindhastigheten och utsläppets varaktighet medan utbredningen i höjd- och sid-led beror av spridningsparametrarna. När plymen passerar kommer den luft-burna aktiviteten att först öka och sedan minska under en tid som är lika medutsläppstiden.

Höjd

Källa

Avståndtvärsvinden

Koncentration Koncentration

Ökande avstånd

KällaKoncentration

ökande avstånd

Figur 12,2Schematiska koncentrationsprotiler i höjd och sidled i tva punkter nedströmsen punktkälla i marknivå.

287

Medelvindhastigheten är emellertid inte konstant i höjdled och vanligen inteheller till sin riktning under längre tid. Den påverkas liksom turbulensen avmarkytans "skrovlighet" och av den vertikala temperaturgradienten som be-stämmer atmosfärens stabilitet. Ett inversionsskikt kan förhindra spridningen ihöjdled. Ofta används en spridningsmodell som karakteriserar vädret i sex klas-ser med olika stabilitetsegenskaper, det s k Pasquill-systemet (1201). Klass A -C betecknar instabil. D neutral och E - F sti^il atmosfär. Tabell 12.1. Varjeklass kännetecknas av storleken pä spridningsparametrarnas ökning med av-ståndet frän utsläppskällan (1202).

Tabell 12.1Grov karakterisering av stabilitetsklasser enligt Pasquill.

Vindhastighetvid markenms1

<2

46

> 6

Stark

AA BBCC

DagSolinstrålning

Mat'lig

A BBB-CC DD

Svag

BCCDD

<

_

EDDD

NattMolnight.i

4/8 ss 3/8

—

FEDD

Figur 12.3 visar hur aktivitetskoncentrationen i marknivå varierar mod avstån-det frän utsläppskällan för stabilitetsklass D.

Det framgår att skorstensutsläpp kraftigt reducerar koncentrationen i närzo-nen. Vid instabil atmosfär blir den maximala koncentrationen högre och inträf-far närmare källan, medan den under stabila förhållanden blir lägre och för-skjuts mot större avstånd. Koncentrationen är proportionell mot källstyrkan(Bq s•') och omvänt proportionell mot vindhastigheten (m s ').

I Pasquill-systemet antas vindhastighet, vindriktning och vädertyp oförändrade-under spridningsförloppet. Det stämmer i allmänhet inte med verkligheten menkan delvis kompenseras genom att flera fall med olika förutsättningar genom-räknas. Det finns ännu inga praktiskt användbara, generella beräkningsmeto-der som tar hänsyn till att vädret ändras. Det medför osäkerhet i beräkningsre-sultaten pa stora avstånd frän utsläppspunkten.

Som ett alternativ till Pasquill-systemet har me'oder utvecklats bl a i Sverige därspridningsparametrarna bestäms som kontinuerliga funktioner av meteorolo-giska data erhållna genom mastmätningar (1203). För de svenska kärnkraftan-läggningarna finns flera arscykler av mätningar i meteorologiska master. Sta-tionsspecifika spridningsberäkningar kan därför göras pa basis av ett omfattan-de statistiskt underlag.

Samtidigt som koncentrationen i plymen minskar genom diffusion, sker enutarmning pa grund av dels rad'oaktiv avklingning. dels utfall av partiklar pamarken. Utfall sker genom antingen torrdeposition da plymen träffar markeneller vatdeposition i samband med nederbörd. lorrdeposition karakteriserasvanligen av en dvpositionshusti^hei (ms1) som anger förhallandet mellan depo-sitionstakten \v:r ytenhet (Bq m : s ') och aktivitetskoncentrationen (Bq m ' )

288

KoncentrationBq m"3

IQ"2

10

10

10 '

i O'6

10

\M

\

Skorst(

arkut;

\

jnsuts

100m

/

\]

släpp

k\>läpp

\

\

|Källstyrki

INeutralt v

Vind

i 1 Bq

äder

s-1

hastighet 1 ms"1

\

>

\*

2

7

100m 200m 500m 1km 2km 5km 10km 20km 50km

10* 10' 10*

Fi^ur 12.3Aktivitctskoncentrationen som funktion av avståndet från utsläppskällan vidmarknivå rätt under plymens centrallinje.

289

ovan markytan. Medan torrdeposition väsentligen är en yteffekt, är våtdeposi-tionen en volymeffekt eftersom uttvättning sker genom hela plymen. Deposi-tionstakten definieras av en utregningskoefficient (s ') vars storlek beror på ne-derbördsintensiteten. Utregningskoefficienten är ett mått på den relativa änd-ringen per tidsenhet av aktivitetsmängden i plymen.

12.1.2 Stråldoser

Med kännedom om den rums- och tidsberoende koncentrationen av radioaktivaämnen i luften och på marken kan de stråldoser som exponerade personer er-håller beräknas. Med stråldos avses den strålningsenergi som absorberas permassenhet av en kropp (se 6.1.2). Stråldoser beräknas dels för speciellt känsligaorgan, såsom benmärg, sköldkörtel och lungor, dels för hela kroppen. De vikti-gaste bestrålningsvägarna karakteriseras av det sätt på vilket stråldosen åstad-koms. Figur 12.4:

Moln- stråldos till alla kroppens organ som följd av gammastralning frändos det passerande molnet

Inhala- stråldos till vissa organ som följd av inandning av ämnen vars stral-tionsdos ning avger energi i organen

Mark- stråldos till alla kroppens organ som följd av gammastralning frändos ämnen som avsatts på marken

Förta- stråldos till vissa organ som följd av strålning fr.in ämnen som till-ringsdos förts kroppen med radioaktivt förorenade livsmedel

Mlmarkdos

Figur 12.4Illustration av begreppen molndos, markdos och inhalationsdos. Efter ref 1206.

290

Molndos och markdos är exempel på extern bestrålning medan inhalationsdosoch förtäringsdos ger intern bestrålning (jfr 6.1.3). Jod tas exempelvis upp se-lektivt av sköldkörteln.

Utgångspunkten för beräkning av molndosen är den tidsintegrerade luftburnaaktivitetskoncentrationen (enhet Bq s m~y) av varje radionuklid som funktionav avståndet från utsläppspunkten. Integrationen utförs över tiden för plym-passagen, dvs utsläppstiden, eller personens uppehållstid om den är kortare änutsläppstiden. Dosen, t ex i en punkt på centrallinjen i plymens transportrikt-ning, beräknas genom summering av bidrag från hela molnet. Om molnets ut-sträckning är stor i förhållande till strålningens räckvidd kan molnet betraktassom (halv)oändligt, varigenom integrationen över molnet starkt förenklas.Denna approximation går bra att använda på stort avstånd frän utsläppspunk-ten om plymen är bred (Pasquill A- D).

Markdosen erhålls ur den deponerade koncentrationen (Bq m":) integrerad överden kontaminerade ytan och exponeringstiden. Eftersom dosen i en viss punkttill största delen härrör frän aktivitet i närheten kan markbeläggningen antasvara jämnt fördelat över en oändlig yta med en koncentration lika med den iden aktuella punkten. Dosen beräknas som regel 1 m över marken. I motsatstill vad som gäller för molndosen erhålls bidrag tiil markdosen även efter plym-passagen. Vid dosberäkning över en exponeringstid som är läng i förhallandetill den aktuella nuklidens halveringstid måste avklingningen beaktas.

Inhalationsdosen härrör främst från plympassagen. Den beräknas som produk-ten av den tidsintegrerade luftburna koncentrationen (Bq s mA) och andnings-hastigheten ( m V ) . Inhalation utsätter främst luftvägar och lungor för strålningmen även andra organ, såsom sköldkörtel och röd benmärg, via transport fränlungorna av specifika nuklider, främst jod, cesium och strontium. Organdoser-na beräknas ur den upptagna aktiviteten med hjälp av internationellt vedertag-na dosomvandlingsfaktorer (1204).

Förtäringsdosen beräknas på liknande sätt via deponerad aktivitet, berörd nä-ringskedja och konsumerad mängd. Ett exempel är jod i kedjan gräs—» ko—»mjölk. Med undantag för mjölken är det dock när det gäller förtäringsdoser iallmänhet fråga om långa fördröjningstider vilket ger gott utrymme för mät-ningar och skyddsåtgärder.

De beräknade doserna återspeglar plymens utbredning och påverkas därmedstarkt av utsläppshöjd, plymlyft och väderförhållanden. I första approximatio-nen är dosen proportionell mot den lokala aktivitetskoncentrationen. Figur 12.5visar typiska isodoskurvor för ett antaget "kallt" skorstensutsläpp av ädelgaseroch jod vid olika vädertyper. En kall plym i förening med instabil atmosfär med-för relativt snabb nedtranspoit av aktivitet och därmed höga doser i närzonen,medan plymen vid stabila väderlekslägen är starkt samlad och tar mark avsevärtlängre bort från reaktoranläggningen men där uppvisar en förhållandevis storkoncentration.

291

6 8 10 12 14 16 18

INSTABILT VÄDERPASQUILL A-B

—t 1 1 1 1 H- 1 1 h4

3

2

1

1

2

3

4

H 1—t-

NEUTRALT VÄDERPASQUILL C-D

t—» t t—i—l—»-

4

3 -

2 -

1 -i >

-1 -

•2 -

-3 -

-4 -

STABILT VÄDERPASQUILL E-F km

12.5

10 12 14 16 18

Relativa isodoskurvor vid olika vädertyperUtsliippshöjd 100 mVindhastighet I m s 'Utsläppstid 30 minKurvorna är relevanta för molndos, markdos och inhalationsdos. I-fter ref 120.\

12.1.3 Dosreducerande faktorer

Vid dosberäkning skiljer man mellan potentiella doser och förväntade doser. Po-tentiella doser motsvarar de doser personer skulle erhålla som oavbrutet uppe-håller sig i det fria. I verkligheten reduceras doserna genom olika skärmnings-effekter. Inomhusvistelse ger således betydande skydd, främst genom att bygg-naden förhindrar att luftburna partiklar tränger in. Redan i mindre trähus kangammastråldosen från plympassage och markbeläggning minskas till mindre änhälften av utomhusvärdet Vistelse i flerfamiljshus kan reducera dosen till 1/50.

Inomhusvistelse ger också ett visst skydd mot inandning av radioaktiva partik-lar. Tabletter av stabil (inaktiv) jod kan minska upptaget av radioaktiv jod ge-nom att sköldkörteln blockeras. Om tabletterna tas före inhalation reducerassköldkörteldosen till mindre än 1/20. En betydande minskning erhålls även omde intas först några timmar efter inhalation. Enklare andningsskydd är ocksåeffektiva när det gäller att reducera inhalationsdosen.

Utrymning av områden som plymen väntas svepa över kan helt förhindra dosbe-lastning om den sker före utsläpp och förvarningstiden är tillräcklig. Evakue-ringstiden påverkas starkt av lokala förhållanden och av om utrymningen skerplanlagt eller improviserat. Utrymning efter utsläpp av områden där markbe-läggning skett kan vara motiverad under vissa förhållanden. Till viss grad kanmarkbeläggningen reduceras genom saneringsåtgärder. En viss dekontamine-ring sker genom t ex naturlig avrinning.

Tabell 12.2Dosminskning efter skyddsåtgärder.Källa: ref 1206.

Åtgärd Faktor med vilken den beräknade dosenskall multipliceras

Molndos Inhalationsdos Markdos

Vistelse inomhus med st?"gd 0.1-1 0.2-0.5 0.03-0.33ventilation före molnet ochvädring efter

Evakuering efter utsläpp:inom 12 h i stället för 24 h - 0.6-0.9inom 6 h i stället för 24 h - - 0.4-0.8

Jodtablett före inhalation - < 0.052 h efter inhalation - 0.35 h efter inhalation - 0.5

Naturlig avrinning.:i bostadsområde 0.51

på åker och i skog 0.91

Dekontaminering ellerdjupplöjning plus avrinning.stad och åker 0.1'skog 0.9 '1 Utöver "normal" skärmningsfaktor 0.33.

293

Inverkan av skärmning och skyddsåtgärder beaktas genom att beräknade po-tentiella doser multipliceras med lämpligt valda faktorer. Exempel på sådanafaktorer ges i Tabell 12.2. Värdena är avrundade och kunskapsläget ofullstän-digt. Statens strålskyddsinstitut har använt ett schablonvärde av 0.33 på skärm-ningsfaktorn för molndos och markdos (1206). De så erhållna doserna antasrepresentera medelvärden för en befolkning med normala levnadsvanor i etttempererat klimat.

12.1.4 Skademodeller

Absorption av strålningsenergi i en cell eller vävnad leder till en kedja av fysi-kaliska, kemiska och biologiska reaktioner som ger skador. Skadeverkningarnahar berörts i avsnitt 6.1.3. Där konstaterades att skadorna kan komma snartefter bestrålningen eller visa sig betydligt senare som cancer eller arvsskador.De akuta eller tidiga skadorna uppstår först när dosen är tillräckligt hög. Deblir allt allvarligare med ökad stråldos, Figur 12.6. De sena skadorna är av sto-kastisk natur, dvs de förekommer slumpmässigt men med en frekvens som ökarmed stråldosen.

Allvarlighets-grad

Tidigaskador

Doströskel Oos

Sannolikhet

DosFigur 12.6Dos-vetkamamband för tidiga strålskador, t ex akut strålsjuka samt dos-re-sponssamband för sena skador, såsom cancer och ärftliga skador. Sannolikhe-ten för sena skador avtar vid höga doser därför att tidiga skador då är avgörandeför dödsfallsrisken. Efter ref 1207.

294

På grund av de olika skadeverkningarna finns inget enkelt samband mellan ska-derisk och stråldos. Risken måste beräknas för varje typ av skada för sig. Bris-ten på erfarenhetsdata gör att beräkningarna blir osäkra. Som exempel visas iFigur 12.7 risken att dö av akut strålsjuka vid helkroppsbestrålning. Det kritiskaorganet är benmärgen. Man talar därför ofta om benmärgsdos som synonym tillhelkroppsdos. Det framgår att dödsfall inträffar först vid doser större än 1 å 2gray. Vid 3-5 Gy är möjligheten att överleva 50 % och vid 6 Gy är bestrålningennästan säkert dödande. Den kritiska tidpunkten är efter cirka tre veckor.

Sannolikhetför dödsfall

1.0 r-

0.5

01 2 3 4 5 6 grav

Helkroppsdos(Benmärgsdos)

1 Statens strålskyddsinstitut2 Rasmussen - studien3 UK National Radiation Protection Board4 Tyska säkerhetstudien

Figur 12.7Dödsfalisrisken vid akut strålsjuka. Spridningen i kurvorna beror på bl a olikaantaganden om insättning och effekt av medicinsk behandling.

Utmärkande för tidiga skador av typen akut strålsjuka är att det finns en dos-tröskel under vilken inga skador uppträder. För små doser bestäms därför ska-derisken helt av sannolikheten för skador som uppträder fcrst efter 10 - 20 åroch över lång tid. Det råder delade meningar om hur stor risken för sena skadorär vid låga doser. På grund av den slumpmässiga variationen i antalet cancerfall

295

av andra orsaker än strålning går det inte att upptäcka några eventuella extrafall förorsakade av små dostillskott utöver den naturliga bakgrundsstrålningen.

Vanligen antar man ett linjärt samband mellan cancerrisk och stråldos utan nå-gon tröskeleffekt, Figur 12.8. Linjens lutning bestäms genom extrapolation frånden iakttagna ökningen av antalet cancerfall vid höga stråldoser. Ett sådant för-farande bedöms av de flesta experter ge en överskattning av cancerrisken. Meddet linjära sambandet blir risken att dö i cancer således 0.01 å 0.02 per gray vidhelkroppsbestrålning. Risken att insjukna i cancer bedöms vara ungefär dubbeltså stor. Risken för allvarliga arvsskador har på liknande sätt uppskattats till cir-ka 0.004-0.008 per gray.

Sannolikhetenatt få cancer

StråldosAD

Figur 12.8Det linjära sambandet mellan cancerrisk och stråldos. Du = den naturliga bak-grundsstrålningen. AD = dostillskott. AR = risktillskott. Ökningen av riskenför ett givet dostillskott är alltid densamma.

För att beräkna skador för en bestrålad befolkning används begreppen kollek-tivdos och effektiv dosekvivalent (se 6.6.1). Kollektivdosen är produkten av an-talet bestrålade individer och deras genomsnittliga effektiva dosekvivalent. Ex-empelvis erhålls kollektivdosen 1 mansievert (manSv) om 1 000 personer får 1millisievert (mSv) eller 100 personer 10 mSv. På grund av det linjära sambandetkan risken att dö i cancer ges innebörden 1 å 2 fall på 100 000 personer med endos av i medeltal 1 mSv. Som jämförelse kan nämnas att årsdosen per individav jordens befolkning är cirka 2 mSv på grund av den naturliga bakgrundsstrål-ningen.

Det linjära sambandet innebär att även mycket små doser ger en ökning av can-cerrisken. För vissa mycket osannolika reaktorolyckor har höga skadetal upp-

296

skattats. Det beror pä att de radioaktiva ämnena i ogynnsamma vädersituatio-ner kan spridas över stora områden och trots laga individdoser ge höga kollek-tivdoser därför att mänga människor berörs. I dessa fall orsakas större delen avde beräknade skadorna av dostillskott som är lägre än den dos en människa tarunder sin livstid på grund av den naturliga bakgrundsstrålningen.

12.2 Deterministisk analysVid deterministisk konsekvensanalys utgär man från ett postulerat utsläpp ochberäknar aktivitetsspridning och stråldoser i omgivningen. Sådana beräkningarredovisas bl a i säkerhetsrapporter i samband med ansökan om tillstånd att upp-föra och driva kärnkraftanläggningar. De har också legat till grund för planeringav haveriberedskap. Alltsedan Rasmussen-studien görs korvekvensanalys förhaveriberedskap och riskbedömning mestadels med utgångspunkt frän merarealistiska externa källtermer. Detta behandlas i avsnitt 12.3.

12.2.1 Licensieringsberäkningar

Den amerikanska atomenergikommissionen införde i början av 1960-talet vissakriterier för reaktorförläggning som baserades på bl a riktvärden för stråldoser-na till befolkningen i omgivningen av kärnkraftverket. Det innebar att skydds-zoner definierades vars utsträckning bestämdes av referensnivåer för hel-kroppsdos (benmärgsdos) och inhalationsdos (sköldkörteldos), se 7.5.4. Före-skrifterna, som är kända under beteckningen K) CFR 100 (CFR = Code of Fe-deral Register), har tillämpats även för de svenska kärnkraftverken.

För att utvärdera konsekvenserna infördes begreppet maximall antagligt haveri(Maximum Credible Accident). Det definieras av ett tvärt brott pa den grövstacirkulationsledningen i reaktorns primära kylsystem, dvs samma händelse somutgör konstruktionsstyrande haveri för nödkylsystem och reaktorinneslutning(jfr 7.4). För denna händelse, även kallad DBA-LOCA, postuleras att 15 rr avhärdens totala innehåll av fissionsprodukter frigörs till reaktorinneslutningen(1209). Det frigjorda materialet antas bestå av hela härdinnehället (100 7r) ra-dioaktiva ädelgaser, halva härdinnehållet (50 rA) radioaktiva jodisotoper samt1 % av härdinnehället "fasta" fissionsprodukter.

Hälften av den frigjorda mängden jod och hela den frigjorda mängden fastafissionsprodukter antas avsättas på väggar och kalla ytor i reaktorsystem ochinneslutning. Tillgängligt för läckage blir således 100 <r av ädelgaserna och 25c/e av joden. Fem procent av dessa 25 (7r antas föreligga i partikelform, fyra pro-cent som organisk jod (metyljodid) och resterande 91 '''< som elementär jod.Aktiviteten avtar genom avklingning under uppehållstiden i reaktorinneslut-ning och byggnaden. Mängden gasburen aktivitet reduceras ytterligare genomuttvättning vid sprinkling av inneslutningen. Den återstående blandningen avädelgaser och jod antas läcka ut ur inneslutningen i en takt som bestäms av detekniska specifikationerna för inneslutningsbyggnaden. För tryckvattenreakto-rer utan skorsten sker utsläppet vid marknivå medan för kokvattenreaktorerstörre delen av läckaget sker via reaktorbyggnadens ventilationssystem tillskorstenen.

297

De enligt ovan postulerade källtermerna infördes under slutet av 1960-talet iatomenergikommissionens riktlinjer för analys av DBA-LOCA (1210). Dessainnehåller också anvisningar för beräkning av den atmosfäriska spridningen ochdosomvandlingen. Spridningsfaktorn baseras på ogynnsamma kombinationerav gaussiska fördelningar enligt Pasquill-systemet, beroende på bl a utsläppetshöjd och varaktighet. Alternativt beräknas spridningsfaktorn med förutsätt-ningen att haveriet inträffar under väderleksförhållanden som från dossynpunktär sämre än de som statistiskt sett väntas råda på förläggningsplatsen undpr cir-ka 95 7c av tiden (1211).

Omgivningskonsekvenserna av DBA-LOCA och andra haverier av mindre om-fattning analyseras som underlag för tillståndsansökan. Gemensamt för dessas k licensieringsberäkningar är att de görs med pessimistiska antaganden för t exsäkerhetssystemens funktion, utsläppets omfattning och spridning. Några typis-ka resultat som gäller amerikanska förhållanden presenteras i Tabell 12.3. Deberäknade dosbelastningarna avser en person som uppehåller sig två timmar idet fria pä gränsen till den inre skyddszonen, i detta fall 975 m från kärnkraft-verket.

Tabell 12.3Exempel pä beräknade doser vid postulerade haverier. Efter ref 1211.

Haveri

Kylmedelshaveri (DBA-LOCA)Utrusande styrstavBränslebytesolyckaÅngledningsbrott

Riktvärde 10 CFR HK)

Helkropps-dosmSv

30< 10

2010

250

Sköldkörtel-dosmSv

1 550< 10

20160

3 000

De beräknade doserna iigger väl under de föreskrivna riktvärdena. Hel-kroppsdoserna är jämförbara med dem man som mest erhåller vid en medicinskrc.itgenundersökning.

12.2.2 Ringhals 3/4DBA-LOCA för de identiska tryckvattenreaktoranläggningarna Ringhals 3 och4 har analyserats i den gemensamma slutliga säkerhetsrapporten (1212). Analy-sen följer de amerikanska riktlinjerna. Således antas 100 % av mängden ädelga-ser och 50 % av joden frigöras från härden. Hälften av den frigjorda joden av-sätts på väggen och ytor i reaktorsystem och inneslutning och en viss uttvättningsker genom inneslutningenssprinklingssystem. Gasläckaget antas vara 0.1 % avinneslutningens volym under de första 24 timmarna och därefter 0.05 % perdygn under de följande 29 dygnen.

Vattenläckaget antas vara 24 m1 under det första dygnet och därefter 12 nr1 perdygn för resterande 29 dygn. En procent av joden i det utläckta vattnet antasförångas omedelbart. Hälften av den förångade joden antas deponerad på kallaytor och vägg, dvs 0.5 % av joden i det utläckta vattnet når omgivningen.

298

Totalt är 10 ädelgasnuklider och 5 jodisotoper av intresse. Mängden utläckandeaktivitet framgår av Tabell 12.4. De kortlivade nukliderna avklingar snabbt un-der uppehållstiden i inneslutningen. Under den antagna utsläppstiden 30 dygndominerar xenon-133 och jod-131 den utsläppta aktiviteten.

Tabell 12.4Ringhals 3/4. Beräknat aktivitetsläckage (Bq) till omgivningen vid DBA-LOCA under olika tidsintervall efter haveriet.

Nuklid

Kr 85Kr 85mKr 87Kr 88

Xe-131mXe-133Xe-133mXe-135Xe-135mXe-138

1-1311-1321-133I-1341-135

Halve-rings-tid

10.7 v4.4 h

76.4 m2.8 h

11.8 d5.29 d2.26 d9.14 h

15.6 m17.5 m

8.06 d2.28 h

20.3 h53 m6.68 h

0-8frårgas

1.02.31.74.7

6.72.05.06.02.09.2

9.56.41.95.71.4

timmari

E13E14E14E14

E12E15E13E14E14E13

E12E12E13E12E13

frår i

vatten

_---

1.96.74.73.56.9-

9.03.71.71.01.1

E l iE13E12E14E14

E12E12E13E12E13

8-24 timmarfrårgas

2.08.22 27.4

1.33.99.38.71.2-

1.75.62.4_7.7

E13E13E12E13

E13E15E13E14E14

E13El iE13

E12

frånvatten

_--

2.24.12.85.14.7-

2.37.83.2_

1.1

E12E14E13E14E14

E13E l iE13

E13

24-720 timmarfrårgas

4.33.6_7.4

1.82.02.42.91.4-

1.3-1.7_

9.3

E14E12

El i

E14E16E14E14E13

E14

E13

El i

frånvatten

_—--

5.05.73.34.56.7-

2.0

2.7

1.5

E13E14El 3E13E12

E14

E13

E12

För varje nuklid och tidsintervall beräknas dosen på olika avstånd frän kärn-kraftverket som om den vore proportionell mot aktivitetskoncentrationen:

D, = O, XF ,S (12.1)

där Di = dos för nuklid "i" (Sv)

Oi = utsläppt aktivitet (Bq)

X = spridningsfaktor (s nr3)

F, = dosomvandlingsfaktor (Sv Bq ' s ' m3)

S - skärmningsfaktor ( - )

Spridningsfaktorn anger den specifika koncentrationen, dvs aktivitetskoncen-trationen (Bq nr3) per enhetsutsläpp (1 Bq s'). Den beräknas för olika ut-släppshöjd som funktion av avståndet från utsläppskällan i plymens centrallinjei markplanet. Den beräknade spridningsfaktorn för Ringhals. Figur 12.9, ärbaserad pä fleråriga lokala meteorologiska observationer. Kurvorna kan intehänföras till bestämda väderlekslägen utan representerar frekvensfördelningar

299

Specifik koncentrationsm"3

10-3

5

2

10

10'

10

10

10-8 I

I I I I I

Utsläppshöjd 20 mVäderdata RinghalsÖverskridandefrekvens 5%

efter haveri

2h

24 h

30 d

I I2 500m 1 km 2km 5km K)km 20 km 5

10Avstånd

10bm

Figur 12.9Spridningsfaktorn för markutsläpp i Ringhals

300

som valts sa att den specifika aktivitetskoncentrationen för den angivna ut-släppstiden överträffas endast 5 'i av tiden. Kurvan för läng tidsperiod liggerlägre än kurvan för kort tidsperiod därför att ogynnsamma väderlekslägen säl-lan bestar över längre tid.

Genom multiplikation av aktivitetsutsläpp enligt Tabell 12.4 och spridningsfak-torer enligt Figur 12.9 erhalles den över de angivna tidsintervallen integreradeaktivitetskoncentrationen. Dosomvandlingsfaktorerna i ekv 12.1 är nuklidspe-cifika och beroende pä vad slags dos som åsyftas. I det aktuella fallet beräkna-des extern helkroppsdos frän ädelgaser och jod i det aktiva molnet samt inhala-tionsdos frän jod. dels helkroppsdos och dels sköldkörteldos. För skärmnings-taktorn användes värdet 0.8 lär tider *S 2 timmar och 0.35 för längre tider.

Summan av molndos och inhalerad helkroppsdos ger en total helkroppsdos. Deberäknade doserna i mest belastad riktning återges i Tabell 12.5.

Tabell 12.5Beräknad dosbelastning vid DBA-LOCA i Ringhals 3 4 för olika tidsintervallefter haveriet.

Intervall(timmar)

0-88-2424-720

0-720

Helkroppsdos (mSv)0.5 km 2 km

7.40.40.2

7.9

2.fi0.080.04

2.7

Sköldkörteldos (mSv)0.5 km 2 km

500200530

1 230

180

120

350

En parameterstudie visade att läckagehastigheten under det första dygnet hadestor betydelse för de beräknade doserna. Vid 0.3 r'r läckage per dygn (iställetför 0.1 rr per dygn) ökade 30-dygnsdoserna pä 2 km avstånd till 7.8 mSv förhelkroppsdos och till 1 000 mSv för sköldkörteldoserna. Dessa värden liggerdock fortfarande under riktvärdena 250 mSv tor helkroppsdos och 3 000 mSvför sköldkörteldos.

12.2.3 Forsmark 3

Omgivningsanalysen för Forsmark 3 har genomförts pa i princip samma sättsom för Ringhals 3 4 (ref 1213). Utöver gängse riktlinjer för fissionsproduktfri-görelse antas att även 25 fi av härdens innehall av radioaktivt cesium och 0.5r'f av strontium är tillgängligt för läckage. Uttvättning genom inneslutnings-sprinkling antas ske av såväl jod som cesium och strontium. Gasläckaget antasvara 1.33 r/r av inneslutningens volym under första dygnet och 0.67 '"< per dygnunder de följande 29 dygnen.

Totalt betraktas 24 nuklider. dvs 4 isotoper av krypton. 7 av xenon. 5 av jodsamt 4 av vardera cesium och strontium. Läckaget frän inneslutningen beräknasmed hänsyn till de olika nuklidernas frigörelseandel. avskiljning och avkling-ning i inneslutningen. Av den utläckta gasen antas 90 '"t passera via kolfilter utger.om skorstenen och resterande 10 f"r bilda markutsläpp pa en höjd av 20 m.Filtereffekten antas vara 90 r'< för jod. cesium och strontium.

301

Större delen av jod, cesium och strontium tvättas ut till vattenfas. Relativa vat-tenläckaget antas vara detsamma som gasläckaget. dvs 1.33 r'c av volymen un-der första dygnet och därefter 0.67 % per dygn. Av det utläckta materialet antas1 '"( av jod och 0.1 % av cesium och strontium förångas omedelbart. Hälften avdet förångade materialet antas bli deponerat pä ytor och väggar. Av det återstå-ende förångade materialet antas 10 Cf läcka direkt till omgivningen och 90 '"<nå omgivningen via kolfilter och skorsten varvid 90 rr filtreras bort. Det totalaaktivitetsläckaget till omgivningen framgår av Tabell 12.6.

Tabell 12.6Forsmark 3. Aktivitetsläckage (Bq) till omgivningen vid DBA-LOCA underolika tidsintevall efter haveri.

Intervall

0-2 h

2-6 h

6-24 h

24-720 h

Läckageväg

gasvattengasvattengasvattengasvatten

Jod

3.9 E14-9.8 E136.9 E121.5 E141.8 E133.9 E144.6 E13

Cesium

1.6E14-6.0 E124.4 E103.3 EK)1.8 E l i-3.1 E12

Strontium

4.5 E12-4.7 E l l8.3 E94.8 E92.4 E10-2.4 E l l

Spridningsfaktorn har beräknats ur meteorologisk statistik för Forsmark. Figur12.10, på samma sätt som för Ringhals. Dosomvandlingsfaktorer anges för var-je nuklid med hänsyn till den dos som skall beräknas. Jämte molndos och inha-lationsdos beräknas markdos, dvs extern helkroppsdos frän markbeläggning.Skärmningsfaktorn för molndos och markdos har satts till 1 och 0.7 i tidsinter-vallet 0-7 timmar, 0.6 och 0.2 från 7 till 24 timmar samt 0.7 och 0.33 för tiderstörre än 24 timmar.

De beräknade doserna i mest belastad riktning framgår av Tabell 12.7. Den to-tala helkroppsdosen blir exempelvis 46 mSv pa 0.5 km avstånd och 18 mSv pa 2km avstånd. Motsvarande sköldkörteldos är 1 100 och 440 mSv. Sköldkörteldo-serna är liksom för Ringhals 3/4 beräknade för barn. Barn anses fa cirka treganger högre sköldkörteldos än vuxna för samma intag av aktiv jod.

Tabell 12.7Beräknad dosbelastning vid DBA-LOCA i Forsmark 3 för olika tidsintervallefter haveriet.

Intervall(timmar)

Extern helkropps-dos, moln (mSv) 0-2

2-66-12

12-2424-720

0-720

0.5

103.31.00.570.46

16

1

5.72.00.610.340.27

8.9

Avstånd kilometer2

3.91.10.340.180.14

5.7

5

2.30.460.130.0650.054

3.0

K)

1.20.230.0570.0300.023

1.5

2(

0.0.0.0.0.

0

)

5611027014010

72

302

Specifik koncentrationsm"3

10'3

10"

10

10

10

2

6

5

2

-7

10

1

10'

I I I I I I

Utsläppshöjd 20 mUtsläppshöjd 100 mVäderdata Forsmark

Overskridandefrekvens 5%

1 II II I500m 1km 2km 5km 10km 20km 5

10J 10Avstånd

m 10"

Figur 12.10Spridningsfaktor för skorstcnsutsläpp och markutsliipp i Forsmark 3.

303

Extern helkropps-dos frän markbe-läggning (mSv)

Inhalt rad hel-kroppsdos (mSv)

Sköldkörteldos(mSv)

Intervall(timmar)

0-22-f»6 12

12-2424-720

0-720

0-22-66-P

12-2424-720

0-720

0-22-66-12

12-2424-720

0-720

0.5

3.13.51.20.9320

28

•> •

0.160 (PS0.0200.059

2.4

760111)4843120

1100

1

1.9-> i

0.730.5712

17

1.30.110 0150.0120.034

1.5

46073292769

620

Avstånd kilometer

1.41.50.500 387.7

11

0.940.0628 4E-36.6E-30.018

1.0

34(142161436

440

5

0.H20.890.280.214.0

6.2

0.560.0263 1E-32.5E-35.6E-3

0.60

200185.94.712

240

10

0.42lt .16

0.150.112.0

3.2

0.290.0131 5E-39.2E-42.6E-3

0.31

1008.62.52.05.4

120

20

0.200.210.0670.0490.93

1.4

0.135.7E-36 1E-44.5E-41.1 E-3

0.14

483.91.20.972.3

56

12.3 Probabi list isk analysI den deterministiska analysen studeras konsekvenserna av "modellhaverier'"med postulerade utsläpp utan att deras sannolikhet beaktas. Den probabiiistis-ka riskanalysen är inriktad pa beräkning av hade sannolikhet oeh konsekvensför svara haverier. Utgångspunkten är de utsläppssekvenser och externa käll-termer som diskuterades i kapitel 11. 1 detta avsnitt ges törst en översikt av be-räkningsmodellen varefter resultat av några genomförda riskstudier presen-teras. Slutligen diskuteras kalltermemas betydelse för resultaten.

12.3.1 Översikt av beräkningsmodellen

En fullständig riskanalys omfattar tre led:

- identifiering av händelsesekvenser som kan leda till härdskador oeh beräk-ning av sekvensernas sannolikhet

- studium av härdsmältans beteende i reaktortank oeh inneslutning oeh beräk-ning av sannolikheten for utsläpp av radioaktiva ämnen

304

- beräkning av de radioaktiva ämnenas spridning i omgivningen samt uppskatt-ning av stråldoser och skadeverkningar.

Metoder för analys och kvantifiering av härdskade.>ekvenser beskrevs i kapitel10. Genomförda studier visar att den genomsnittliga härdskadefrekvensen be-i'iknäs vara K)4- l()h per reaktordriftår både för kokvatten- och tryckvattenre-aktorer och att olika typer av händelseförlopp ger dominerande bidrag tillhärdskadefrekvensen för olika reaktortyper.

Uppkomsten av härdsmälta och dess påverkan på reaktortank och inneslutningsamt frigörelse, transport och avskiljning av radioaktiva ämnen från smältanbehandlades i kapitel 11. I vissa härdsmälteförlopp erhölls okontrollerade ut-släpp till omgivningen. Med hänsyn till inneslutningens felmod och därmed ut-släppets storlek och sammansättning definierades ett antal utsläppskategorier(11.5.1). Varje härdskadesekvens kunde sedan med viss sannolikhet tillordnasen eller flera utsläppskategorier. Genom summering av alla härdskadefrekven-ser inom varje utsläppskategori erhölls slutligen en total frekvens för varje ut-släpp.skategori.

Beräkning av utsläppets skadekonsekvenser genomförs i tre steg (12.1). Förstberäknas utbredningen av det radioaktiva molnet och nedfallet av radioaktivaämnen pa marken. Sedan beräknas förväntade doser för olika bestrålningsvä-gar till den exponerade befolkningen med beaktande av skydds- och motåtgär-der Utgående frän antagna samband mellan dels individdos och verkan, delskollektivdes och respons beräknas slutligen antalet tidiga och sena skador.

Skadekonsekvenserna beror av utsläppets storlek och sammansättning samt avdet väder som råder vid utsläppstillfället och iv befolkningsfördelningen i detaktiva molnets transportriktning. Sannolikheten för en viss skadekonsekvensbestäms därför genom kombination av delsannolikheter föi utsläpp, väderför-hållanden och vindriktning enligt

Utsläppssannolikheten eller rättare sagt utsläppsfrekvensen bestäms av de be-räknande frekvenserna för olika utsläppskategorier.

Genom kombination av utsläppskategorier med vädersituationer och vindrikt-ningar far man ett stort antal fall som vart och ett karakteriseras av en frekvens(sannolikhet per är) och en konsekvens. Om flera kombinationer av delfrekven-ser leder till ungefär samma konsekvens kan de kombinerade frekvenserna ad-deras. Därmed kan varje konsekvensintervall tillordnas en bestämd frekvens.Figur 12.11.

I allmänhet vill man veta sannolikheten att skadeomfattningen är större än ellerlika med ett givet värde X. Man summerar då alla sannolikheter (per år) somger konsekvenser ^ X och erhåller den s k komplementära kumulerade frek-vensfördelningen, Figur 12.12. Fördelningen benämns komplementär och ku-mulerad därför att den ger frekvensen för att skadeomfattningen är 5= X. Denkumulerade fördelningen själv ger frekvensen för att omfattningen är ^ X.

305

Frekvens(logaritmisk skala)

0 - 1 1 - 1 02 • 2 :

10-10 10 -104 5

10 -10

Konsekvensintervall(godtyckliga enheter)

Figur 12.11Frekvensfördelning av konsekvenser.

Den komplementära kumulerade frekvensen kallas ocksä överskridandefrek-vens. Den är av speciellt intresse när man har att göra med sällsynta händelsermed stora konsekvenser. Skalorna på axlarna görs då logaritmiska. Ytan underkurvan (med beaktande av de logaritmiska skalorna) är ett matt pa konsekven-sens väntevärde, dvs medelvärdet av skadefrekvensen.

De streckade linjerna i Figur 12.12 representerar ett osäkerhetsområde, det s kkonfidensintervailei. Det uttrycker att den verkliga kurvan med t ex 90 T sanno-likhet ligger inom det område som begränsas av de streckade linjerna. Konfi-densintervallet får man fram genom att beakta alla osäkerheter i uppskattning-en av såväl frekvens som konsekvens.

12.3.2 Rasmussen-studienRasmussen-studien var den första fullständiga probabilistiska riskanalysen ochhar varit vägledande för senare studier. Den omfattade både tryckvatten- ochkokvattenreaktorc, (I20X). Dominerande härdskadesekvenser är redovisade i

306

Överskridandefrekvens(logaritmisk skala)

-

—11

_ 1

—

—

• 1111

1111

1

• n

1l

L

li

iI

.

1 j

1

i

Ii•

il• _,

10 10 10 10 10X, antal konsekvenser(godtyckliga enheter)

Finur 12.12Komplementär kumulerad frekvensfördelning av konsekvenser.

Tabell 10.2 och 10.3. Utsläppskategorierna definieras i Tabell 11.9 och 11.10.Motsvarande utsläpp och frekvenser är sammanställda i Tabell 11.11.

För att karakterisera väderförhållandena användes Pasquill-systemet med sexolika vädertyper. Data för dessa erhölls från meteorologisk statistik frän sex för-läggningsplatser typiska för de första 100 reaktorblocken i USA. Totalt karakte-riserades 90 vädersituationer på detta sätt med avseende pä termisk stabilitet,vindhastighet och nederbörd. Varje vädersituation tillordnades en sannolikhetav 1/90.

De KM) första reaktorblocken är fördelade på 6N kärnkraftstationer. För varjestation kartlades befolkningsfördelningen i 16 sektorer som funktion av avstån-det frän stationen. Varje block tillordnades en av de sex typiska förläggnings-platserna. Exempelvis hänfördes 14 block till den första typförläggningsplatsen.

307

vilket gav 16x 14 = 224 sektorer med olika befolkningsfördelning. Befolknings-fördelningen i dess;. 224 sektorer användes sedan för att generera 16 representa-tiva sektorer. Varje representativ sektor tiliordnades en sannolikhet lika medförhållandet mellan antalet ursprungliga sektorer i varje representativ sektoroch tot ila antalet ursprungliga sektorer.

För varje kombination av utsläpp, väder och befoikningstordvlninj: beräknadessedan frekvens och skadekonsekvenser. Antalet fall framgår av Tabell 12.8.

Tabell 12.8Kombinationer av data Rasmussen-studiep.

ReaktortypAntal blockUtsläppskategorierVäderförloppFörläggningsplatserBefolkningssektorerAntal fall

BWR345

906

1643 200

PWR6610906

1686 400

överskridandefrekvens

(per är)

10

10

2

3

4

5

6

7

1

—

—

—

1

1 1

Genomsnittlig kurva(PWR och BWR)

\

1 1 \

1

-

-

-

-

-

1

10 J -

10" -

10° -

10° -

10° 10110 10 ' 10°

Tidiga dödsfall

Figur 12.1.1Fördelning av överskridandefrekvens för tidiga dödsfall för 100 reaktorer enligtRasmussen-studien.

Som exempel på resultat visas i Figur 12.13 och 12.14 överskridandefrekvenserför tidiga och sena dödsfall. Kurvorna representerar medelvärden för tryckvat-tenreaktorer och kokvattenreaktorer och gäller 100 reaktorer. För tidiga döds-fall uppskattades motsvarande osäkerheter vara 5 och 1/5 på sannolikheten och4 och 1/4 på konsekvensen. För sena dödsfall uppskattades motsvarande osä-kerheter vara 5 och 1/5 respektive 3 och 1/6. Det har senare klarlagts att dessaosäkerheter är underskattade. Å andra sidan talar nyare undersökningar för attde beräknade konsekvenserna är pessimistiska.

Det bör noteras att antalet sena dödsfall anges per år i Figur 12.14. Eftersom desena dödsfallen antas inträffa under en trettioårsperiod med början början cirka10 år efter olyckan beräknas det totala antalet sena dödsfall (för en givenöverskridandefrekvens) bli 30 gånger större än det värde som anges på x-axelni Figur 12.14.

Som tidigare nämnts (10.3.1) beräknades den totala sannolikheten för härd-smältning vara 5x 105 per reaktordriftår. För 100 reaktorer innebär det en san-nolikhet av 1/200 per år för härdsmälta. Emellertid ger endast en mindre del avhärdsmältefallen stora utsläpp. Vidare ger endast en mindre del av fallen med

Överskridandefrekvens(per år)

10"2

10 '

10-

10

10

1

Genomsnittlig kurva(PWR och 9WRJ

l

10 i 0 J 10 103

Sena dödsfall (per år)

Figur 12.14Fördelning av överskridandefrekvens för sena dödsfall (cancer) för 100 reakto-rer enligt Rasmussen-studien.

309

stora utsläpp stora skador. Härför krävs ogynnsam väderlek och befolknings-fördelning. Dessa förhållanden belyses i Tabell 12.9.

Tabell 12.9Sannolikheten per år att antalet dödsfall är lika med eller större än angivna vär-den för 100 reaktorer.

Sannolikhetper ar

1 på 200 (a)1 på 10 0001 på 100 0001 på 1 000 0001 på 10 (MX) 000

Tidiga döds-fall

<1.0<1.0

110900

3 300

Sena dödsfall (b)per år

«1.0«1.0

460860

1 500

a) Sannolik härdskadefrekvens för 100 reaktorer.

b) Den normala cancerdödsfallsfrekvensen för den berörda befolkningen är17 000 per år.

Konsekvenser vars sannolikhet är lägre än 10'7 per år redovisas inte. eftersomså låga sannolikhetstal inte är meningsfulla med hänsyn till osäkerheten i analy-sen.

12.3.3 Birkhofer-studienDen tyska säkerhetsstudien (1207) använde i princip samma beräkningsmodellsom Rasmussen-studien men med något modifierade utsläppskategorier samtväderlekssituationer och befolkningsfördelningar anpassade till tyska förhållan-den. Härdskadesekvenser studerades för en tryckvattenreaktor av tysk typ (jfr10.3.2). Definitionen av utsläppskategorier och utsläppsfrekvenser framgår avTabell I? 10 (jfr Tabell 11.9).

Tabell 12.10Utsläppskategorier i den tyska säkerhetsstudien.

Kategori Beskrivning Utsläppsfrekvens(per miljon år)

FK 1 Härdsmälta med ångexplosion 2FK 2 Härdsmälta med stort inneslutningsläckage

(0 300 mm) 0.6FK 3 Härdsmälta med medelstort läckage

(4> 80 mm) 0.6FK 4 Härdsmälta med litet läckage

(<p 25 mm) 3FK 5 Härdsmälta med övertryckbrott och utebliven

filtrering 20FK 6 Härdsmälta med övertrycksbrott och

fungerande filter 70

FK 7 Bemästrad LOCA med stort läckage på inne- 100slutningen

FK 8 Bemästrad LOCA med intakt inneslutning 1 000

310

Genom kombination av 8 utsläppskategorier, 115 väderförlopp, 36 vindrikt-ningar och 19 förläggningsplatser erhölls totalt 629 280 fall för vilka beräkningarav sannolikhet och konsekvens genomfördes för 25 reaktorblock. Resultatenpresenterades i form av överskridandefrekvens för olika konsekvenser. Som ex-empel återges i Figur 12.15 och 12.16 frekvensfördelningar för tidiga och senaskador. De streckade staplarna anger 90 % konfidensintervall.

Överskridandefrekvens(per år)

10"3

10' 6 -

10

10

-7 .

8 _

10-9 -

10-10

1

r•ii

ii

-

-

I

1

\

1

1

1x\

1

•

—

-

\

i

r -10' 1<T 10°

Tidiga dödsfall

Figur 12.15Fördelning av överskridandefrekvens för tidiga dödsfall för 25 reaktorer enligtden tyska säkerhetstudien.

311

Överskridandefrekvens(per år)

i O'1

10 2 r -

3 _10

1 0 * -

1 0 - 5 -

l • i i

10"°-

10"' -

1 10 10^ 10J 10* 10s 1OC

Sena dödsfall (per år)

Figur 12.16Fördelning av överskridandefrekvens för sena dödsfall för 25 reaktorer enligtden tyska säkerhetsstudien. Observera att antalet dödsfall anges per år.

En jämförelse med motsvarande kurvor från Rasmussenstudien visar att. medhänsyn till att de gäller 25 respektive 100 reaktorblock, stämmer de beräknadevärdena för tidiga skador överens inom de uppskattade konfidensintervallen.Antalet sena skador är däremot större i den tyska studien. Det beror på dels attett mera pessimistiskt dos- risksamband använts, Figur 12.17, dels den störrebefolkningstätheten i Europa.

Relativa bidrag från olika utsläppskategorier är sammanställda i Tabell 12.11.

312

R, Sannolikhetatt döi cancer

I 1 1R -- a' Da' " effektiv r

BirkhoferRasmussen

1 1

skkoefficient

a - 1 25- 103= 122- '0

(exkl. skoldkortelcancer)

O.I Sv/d0.01 Sv/d

i

.

/ '

//

/

/ * * * ! ! '<" , 4 * * 1 *|

dosratdosrat *- 0 1ri r\ c r a t " \\ 01U U S f d l U V J I

11j

yr/ 1

/ 1• ' 1

• ' 11111J

^ > " i

1 1

2 Sv

Sv/dC., -JJV / U

y

i l

1

1

j

,y

'/

i

V""Ö-2aI i

0 0.05 0.10 0.15 020 0.25 0 30 0.35

D, effektiv dosekv;valent (Sv)

Figur 12.17Olika antaganden om dödsfallsrisken vid stralningsinducerad cancer.

Tabell '2.11Relativa bidrag frän olika utsläppsfall till väntevärdet för olika skadetyper.

Kategori Procentuella bidragTidiga skador Sena skador

24.03.30,71.23.38.3

59.30.005

FK 12345678

46,547.53.12,9

0000

313

Av tabellen framgår att endast de fyra första utsläppsfallen bidrar til! risken förtidiga skador. Det beror pä att ett tröskelvärde av 1 sievert antagits i dos-ver-kansambandet, och att doserna i utsläppskategorierna 5 - N inte når upp till trös-keln. För sena skador ger alla utsläppskategorierna bidrag. Det har sin grund idet linjära sambandet mellan dos och risk utan någon tröskeleffekt.

En stor del av bidragen till bäde de tidiga och sena skadorna kommer från ut-släppsfall 1. härdsmälta tvh ängexplosion. Som tidigare konstaterats (11.1.2)är en ängexplosion som slår sönder reaktortank och inneslutning sannoliktfysikaliskt omöjlig. Därför har beräkningar gjorts bäde med och utan detta an-tagande. Om man bortser frän ängexplosion minskar det maximala antalet aku-ta dödsfall frän 14 500 till 5 100 och maximala antalet sena skador från 104 000till 44 000. Det bör noteras att de maximala skadetalen beräknas inträffa medden extremt laga sannolikheten av 4.Kx 10 '" per ar för 25 reaktorer.

Största bidraget till risken (väntevärdet) för sena dödsfall beräknas komma frånfall FK 7. bemästrad LOCA men med stort läckage pa inneslutningen. Utsläp-pet bestar då av radioaktiva ämnen som frigjorts från spalten mellan bränsles-tavarnas kutsar och kapsling. Det beror pä den relativt höga sannolikheten fördetta utsläppsfall som trots de relativt laga skadetalen, medelvärde 2 400. gerett förhållandevis stort bidrag till väntevärdet. Det bör också noteras att cirka90 r/( av dödsfallen härrör frän stråldoser som är lägre än 50 millisievert, d v sden av ICRP maximalt tillåtna ursdosen till personer i radiologiskt arbete (jfr6.6.1).

12.3.4 Konsekvensstudier för BarsebäckRasmussen- och Birkhofers-studierna iirgeneriska. dvs de har ansetts represen-tativa för typer av reaktoranläggningar och förläggningsplatser. I Sverige harnågra liknande, fullständiga riskstudier inte utförts, men anläggningssäkerhetoch omgivningskonsekvenser har studerats separat för specifika anläggningar.De första mera omfattande konsekvensstudierna gjordes för Barsebäck-verketi samband med energikommissionens arbete 1977-78, dels av Studsvik pä upp-drag av kärnkraftinspektionen (1214), dels av en amerikansk konsult pä upp-drag av energikommissionen (1215). Dosberäkningar vid vind mot Köpenhamngjordes också av Risw (1216).

Studierna för Barsebäck var inriktade pä att belysa konsekvenserna av mycketsvara haverier, nämligen motsvarande Rasmussen-studiens utsläppskategorierBWR 1. BWR 2 och BWR 3, Tabell 12.12. Som nyss nämnts har senare under-sökningar visat att dessa förutsättningar sannolikt är orealistiska. Vissa resultatåterges dock här därför att de har principiellt och historiskt intresse.

1 Studsvik-studien användes den svenska spridningsmodellen (1203) som be-skriver vädret i en viss vindriktning baserat pa meteorologiska observationer.För Barsebäck användes cirka 17 500 timmars (2 är) data för mastmätningar iRisw. Ur detta material utsorteras alla fall där vinden haft en viss riktning. Fördessa fall beräknas dosen pa olika avstånd frän kärnkraftverket. Dosvärdenabearbetas sedan statistiskt. Den svenska modellen relateras således till verkligavädersituationer vilket bl a innebär att vädret i en given vindriktning kan vari-era under utsläppstiden.

314

Tabell 12.12Utsläppsförutsättningar för Barsebäcks konsekvensstudie.

Utsläppskategori

Tid efter inledande händelse dåutsläppet inträffarUtsläppets varaktighetUtsläppshöjdUtsläppets värmeeffektDel av härdinnehållet som nåromgivningen:Xe-KrICs-RbTe-SbBa-SrRum flLa m fl

timmartimmarmeterMW

procent

• •

• •

* *

BWR 1

0.52520.2

1004040705

500.5

BWR 2

303

104.8

1009050301030.4

BWR 3

303

253.2

10010

1030

120.4

I Energikommissionens studie användes likaledes väderdata frän Ris0. Vind-riktning, vindhastighet och stabilitetsklass betraktades som statistiska variablermed fördelningsfunktioner som anpassats till observerade, samhörande värden.Även plymlyft och depositionshastighet behandlades som statistiska variabler.Dosberäkningar utfördes för totalt 1 000 fall. Förfarandet innebär risk för attorealistiska dosvärden erhålls, beroende på att vissa kombinationer av variablerär fysikaliskt omöjliga.

I den danska studien användes Pasquill-systemet mtd spridningsparametrarnaför de olika stabilitetsklasserna anpassade till Ris0-data. Vädret förutsätts oför-ändrat under utsläppstiden. Största sannolikheten att få höga doser i Danmarkhärrör från vädersituationer med neutral stabilitet (Pasquill D) och regn. Figur12.18. En mindre del av sannolikheten kommer från stabila vädersituationer(Pasquill F) med låga vindhastigheter, Figur 12.19.

Liksom i den danska studien har Studsvik beräknat dosen med förutsättningenatt man uppehåller sig inomhus under och 24 timmar efter plympassagen ochdärefter lämnar det kontaminerade området. På basis av dos - skadesambandenligt bl a Tabell 12.13 uppskattades antalet skadefal!. Det bör observeras attdet linjära sambandet inte extrapolerats till dosen noll, utan att tröskelvärdenantagits under vilka inga sena skador erhålls.

315

Benmärgsdos(gray)

10

0-1

0.01

T i n 111 II i i i i i 11Pasquill D, vindhastighet 3 m/sRegnväder

1 Markdos? fviolndos

Inhalationsdosi otal dosEffektiv utsläppshöjd 332 m

Uppehållstid ^4 timmarSkarmningsf aktörer:

Molndos 0.6Markdos o.2Inhalation

I I I I I IM 1

10Avstånd (km)

100

Figur 12.18Beräknad benmärgsdos vid en BWR 1-oly.ka i Barsebäck, fördelad på dos-komponenter. Doserna gäller i marknivå lodrätt under plymens centrallinje.Efter ref 1216.

316

Benmärgsdos(gray)

10l i i i i i i 11

"Pasquill F, vindhastighet 2 m/s

- 1 Molndos- 2 Markdos

3 Inhalationsdos

4 Total dosEffektiv utsläppshöjd 92 m

0.1

0.01

Uppehållstid 24 timmarskärmningsfaktorer:

Molndos 3.6Markdos 0.2Inhalation 1.0

10 100

Avstånd (km)

Figur 12.9Beräknad benmärgsdos vid en BWR 2-olycka i Barsebäck, fördelad pä dos-komponenter. Doserna gäller i marknivå lodrätt under plymens centrallinje.Efter ref 1216.

317

Tabell 12.13Samband mellan dos och skada enligt ref 1214.

Tidiga skador(inom ca 3 veckor)

DödsfallStrålsjukaSköldkörtelstörning

Sena skador(efter 5-50 är)

LeukemiSköldkörtelcancerÖvrig cancer

Dos för 50 c(verkansgrad (Sv)

31.5

250

Riskkoefficient(Sv1)

0.2 x 10:

0.05 x 10-1.3 x 10 :

Dosintervall(Sv)

0.01-30.03-100.01-3

Det uppskattade antalet fall med olika skador för ett haveri av typ BWR 1 fram-går av Tabell 12.14. Beräkningarna är gjorda för tvä representativa vindrikt-ningar med "kritiska" befolkningscentra: bäring 70° Kävlinge och bäring 240 -260° Köpenhamn. Kollektivdoser har beräknats ut till 150 km från kärnkraft-verket. Givet att haveri inträffat anges för varje riktning dels medianvärden(överskridandefrekvens 50 7t), dels ""värsta" fall (överskridandefrekvens 0.1r/i). Skadetalen i varje kolumn är inte additiva eftersom de i regel gäller förolika väderlekslägen.

Tabell 12.14Uppskattade skadetal för haverityp BWR 1 i Barsebäck enligt ref 1214.

Tidiga skadorDödsfallStrålsjukaSköldkörtelstörning

Sena skadorLeukemiSköldkörtelcancerÖvrig cancer

Bäring 70 °(Kävlinge)Median-värde

00

13

516030

"Värsta"fall

Nägot30

450

63330410

Bäring 240-260°(Köpenhamn)Medianvärde

000

46910300

"Värsta"fall

0400

47026003100

Slutsatsen att inga tidiga dödsfall inträffar vid riktning Köpenhamn bekräftasav den danska studien. Om antalet dödsfall i cancer antas jämnt fördelad över30 är erhalles en genomsnittlig mortalitet av cirka 200 fall per ar i "värsta" fall.Detta tal bör ställas i relation till cancermortalitcten av andra orsaker som torden ' jrörda befolkningen, är cirka 3 200 per ar.

318

Hur stor är da sannolikheten att "värsta" tall inträffar.' Om händelser av typBWR 1 är fysikaliskt omöjliga vilket manga numera anser, är sannolikhetennoll. Om vi ända med Rasmussen-siudien antar en utsläppsfrekvens för dettafall av 1 per miljon reaktordriftär erhälles för "värsta" Köpenhamnsfallet en

frekvens av K)'' x = 6 x 1 0 " per reaktordriftär eftersom den väder-

situation som gav det "värsta" fallet enbart var för handen under 1 av de 17 500timmar den meteorologiska statistiken omfattade. För bada Barsebäcksreakto-rerna under deras återstående livslängd blir sannolikhjten 3x 10" vilket ävenmed hänsyn till osäkerheten i uppskattningen är ett sa lagt värde att det i prakti-ken borde kunna försummas.

Tilläggas bör att Energikommissionens uppskattningar ledde till väsentligt hög-re skadetal. Pa grund av de antaganden och förutsättningar som lag till grundför de värsta fallen i denna studie måste emellertid resultaten tillmätas ännulätjre sannolikhet än den ovan armivnu.

12.3.5 Strålskyddsinstitutets konsekvensstudieSträlskyddsinstifutct har i sin utredning "Effektivare beredskap" (120(>> stud-erat konsekvenserna av bl a en mycket stor reaktorolycka. Huvudsyftet var attge en kvalitativ beskrivning av möjliga konsekvenser för svenska förhallandenoch visa hur de beror av olika faktorer, framför allt hur de kan påverkas av be-redskapsatgärder.

Som utgångspunkt användes Rasmussen-studiens data för utsläppsfallen PWR1 och BWR ! (se Tabell 11.11 och 12.12). d v s härdsmälta med angexplosion.anpassade till svenska reaktorblock. Den atmosfäriska spridningen och mark-beläggningen beräknades för olika väderförhållanden och vindriktningar vid desvenska kärnkraftverken. Därur uppskattades externa och interna doser samttidiga och sena skador.

I studien belyses viiderförhallandenas stora betydelse för dosbelastningen. Vidlaga vindhastigheter hinner plymen stiga i närheten av utsläppspunkten vilketminskar den potentiella molndosen och inhalaiionsdosen i närheten av kraftver-ket. Dessutom tar det läng tid att na avlägsna områden varför en del radioaktivaämnen hinner sönderfalla pa vägen. Den direkta påverkan av molnet blir störstvid kraftig vind, bl a också därför att man inte hinner vidta några tidskrävandeskyddsåtgärder. Markbeläggningen blir däremot större i näromradet vid svagvind. framför allt om det regnar.

Pa basis av dosberäkningar, där speciellt markdosen är behäftad med stor osä-kerhet, uppskattades tidiga hälsorisker för akut stralsjuka. lunginflammation,sköldkörtelskador och fosterskador samt sena hälsorisker for cancer och ärftligaskador. Härvid användes ogynnsammare samband mellan dos och verkan re-spektive dos och rcspons än i Rasmussen-studien och den tyska sakcihetsstiidi-en. Av detta skäl erhölls högre maximala skadetal än i dessa studier. Som tidig-are påpekats kan forutsättningarna för den antagna olyckan ifrågasättas. San-nolikheten för de värsta fallen om de alls är fysikaliskt möjliga är av storleks-ordningen 10' for hela det svenska reaktorprogrammet ( 12 reaktorer i 25 ar).

12.3.6 Anläggningspecifika riskstudier

Rasmussen-studien var en pionjärinsats där den probabilistiska riskanalysensmetod i allt väsentligt fastlades och tillämpades på en tryckvattenreaktor, Sur-ry-l, och en kokvattenreaktor. Peach Bottom-2, typiska för reaktorteknikensutvecklingsläge under slutet av 1%0-talet. Konsekvensanalysen baserades påförläggningsplatser som utgjorde ett slags genomsnitt av de verkliga lägena förde 100 första reaktorblocken i USA. Fullständiga anläggningsspecifika riskstu-dier mel Rasmussen- metodik har sedan dess genomförts för bl a två kärnkraft-verk i LbA, Zion och Limerick. Gemensamt för dessa är att de ligger förhållan-devis nära stora befolkningscentia med mer än fem miljoner människor inomen radie av 80 km frän verken.

Zion-stationen hai tva 1085 MWel tryckvattenreaktorer av Westinghouse's fab-rikat med torr inneslutning. Den ligger vid Michigan-sjön cirka 60 km norr omChicago. Studiens syfte var att kvantifiera omgivningskonsekvenserna, att be-stämma dominerade riskbidrag samt att belysa inverkan av konsekvenslind-rande åtgärder. I princip användes Rasmussen-metodik men med en mera de-taljerad indelning i härdskadeklasser och utsläppskategorier. Resultaten pre-senterades bl a i form av fördelningar av överskridandefrekvens ("riskdia-gram") för fem olika typer av skador: tidiga dödsfall, tidiga sjukdomsfall, sköld-körtelcancer, övrig cancer samt kollektivdos. Säväl inre som yttre händelser be-aktades.

Dominerande härdskade- och utsläppssekvenser framgår av Tabell 11.8.1 Figur12.20 visas riskdiagrammet för tidiga dödsfall jämfört med motsvarande dia-gram för Rasmussen-studiens trvckvattenreaktoranläggning. Osäkerheten iriskuppskattningen anges av90-percentil-kurvan som med 90 r/r sannolikhet be-gränsar överskridandefrekvensen uppåt. Motsvarande 10-percentil-kurva fallerutanför diagrammets ram.

Zion-stationen har en högre befolkningstäthet i omgivningen än Rasmussen-studiens "gencriska" förläggningsplats. Den streck-prickade kurvan i diagram-met anger överskrid;:udefrekvensen för Surry om den hade legat pa samma platssom Zion. beräknad med samma metoder och data som i Rasmussen- studien.Skillnaden mellan denna kurva och Zion "median" ger inverkan av dels förbätt-rade metoder och data. dels förbättrad konstruktion.

Motsvarande riskdiagram för Limerick återges i Figur 12.21. Limerick haren1065 MWel kokvattenreaktor av General Eileetrie's tillverkning med en tryck-dämpningsinneslutning av typ Mark III. Kärnkraftverket ligger vid Schuykil!River cirka 50 km nordväst om Philadelphia. I detta fall jämförs med motsva-rande riskkurva för Rasmussen-studiens kokvattenreaktoranläggning PeachBottom. Riskkurvan för Peach Bottom ligger inom osäkerhetsbandet for Lime-ricks. Det kan noteras att osäkerhetsområdena i Figur 12.20 och 12.21 är vä-sentligt större än vad som ursprungligen angavs i Rasmussen-studien.

Den streck-prickade kurvan i Figur 12.21 gäller Limerick pa den "generiska"förläggningsplatsen och med samma metoder och data som i Rasmussen- studi-en. Jämförelsen mellan denna kurva och Peach Bottom "median" renodlar där-för inverkan av konstruktionsförbättringar i den modernare anläggningen. Skä-

320

Överskridande-frekvens(perdriftår)

10

710

10 8

10"

10-10

10-11

1 • T~i n~| i i • i i i i i i n_

Surry

se text

\

Surry \median

I I l I I I i l I I i l I

10 10' 10J 10* 10°

Antal tidiga dödsfallFigur 12.20Riskdiagram för tidiga dödsfall vid svåra haverier i en av Zion-reaktorerna. Ef-ter ref 1217.

let till att Limerick "bästa uppskattning" ligger närmare Peach Bottom "me-dian" är den högre befolkningstätheten omkring Limerick.

Liknande resultat erhölls för övriga typer av skador, inklusive sena dödsfall.Slutsatsen blir att anläggningspecifika studier av moderna kärnkraftverk visarlägre och för tryckvattenreaktorer signifikant lägre sannolikhet för skador änRasmussen-studien. Detta gäller även vid förläggningsplatser relativt nära sto-ra befolkningscentra. Orsaken är dels förbättrad konstruktion, dels förbättradeanalysmetoder och data.

321

Överskridandefrekvens(perdriftår)

10 5

5

2

106

5

2

10 7

5

2108

5

2

109

5

2

- 1 i 1 | 1 1 1 |-

-

1 I I I 1 I I I 1 I Li •

-

— ""* ""*-** Limerick —I \ övre

Peach Bottom \^.niedian >

•

\i- \

101

5

m-11

I Limerickundre gräns

" i . . 1 . I . 1

gräns Z

\ -\ -

\\

\ \

X\ :

\ vLimerick

' • bästa uppskattning

Limerickse text

-

i i i 1 i i i 1 1 l i

10°2 3 7 2 3 7 2 3 7 2 3 7 2 3 7

1 1 r»2 < r»3 i rA -t rfi101

Antal tidiga dödsfall

Figur 12.21Riskdiagram för tidiga dödsfall vid svåra haverier i kärnkraftverket Limerick.Efter ref 1218.

12.3.7 Sekvensspecifik riskanalys

Utvecklingen av metoder för dels termohydraulisk analys av härdsmälteförloppoch inneslutningsbeteende. dels analys av fissionprodukternas frigörelse, trans-port och avskiljntng i reaktorsystem och inneslutning har gjort det möjligt attstudera individuella härdskade- och utsläppssekvenser. Därvid bestäms bl a ut-släppets frekvens, fördröjningstid (efter den inledande händelsen) och varak-tighet samt dess storlek och sammansättning. Som resultat av den därpå följan-de konsekvensanalysen kan för varje utsläppssekvens ett riskdiagram upprättas

322

som anger överskridandefrekvensen som funktion av skadeomfattningen. Ytanunder kurvan anger skadeomfattningens statistiska väntevärde och är ett måttpå sekvensens ""risk".

Sekvensspecifik riskanalys har genomförts inom det s k IDCOR-projektet. Här-vid studerades omgivningskonsekvenserna av hypotetiska, svåra haverier i fyraamerikanska referensanläggningar (1219). De externa källtermerna beräkna-des för dominerande utsläppssekvenser. För två av referensanläggningarna. Pe-ach Bottom och Zion, är källtermerna sammanställda i Tabell 11.13 och 11.14.Med utgångspunkt från dessa beräknades aktivitetsspridningen i atmosfärenunder olika väderleksförhållanden, stråldoser med beaktande av skydds- ochmotåtgärder samt tidiga och sena skador till liv och hälsa. Några resultat återgesi Tabell 12.15 och 12.16.

Tabell 12.15Beräknat antal skadefall (väntevärden) för dominerande utsläppssekvenser vidsvåra haverier i Peach Bottom (BWR) enligt IDCOR.

Sekvens

Transient medutebliven inneslut-ningskylningATWS** fall 1

fall 2fall 3fall 4

Transient efter to-talt elkraftsbortfall

Frekvens(per milj

0.20.334

30

0.5

Tidigaår) dödsfall

00000

0

Tidigasjukdoms-fall

•:;.H7000

0

Senadödsfall*

2 1001 800

670540

25

880

Kollektiv-dos(manSv)

3.0 E52.5 E59.6 E47.9 E43.5 E3

1.3 E5

Inkluderar dödsfall i sköldkörtelcancer (cirka 10 r/r av totala antalet).** För definition av fallen se Tabell 11.13

Tabell 12.16Beräknat antal skadefall (väntevärden) för dominerande utsläppssekvenser vidsvåra haverier i Zion (PWR) enligt IDCOR.

Sekvens Frekvens(per milj

Totalt elkraftbortfallpga jordbävning 6Dito med läckandereaktorinneslutning 0.3Överhettning avlägtrycksystem(V-LOCA) 0.1

Tidigaår) dödsfall

0

0

0

Tidigasjukdoms-fall

0

0

0

Senadödsfall

43

210

6

Kollektiv-dos(manSv)

8.2 E3

3.0 E4

9.3 E2

323

Det mest slående resultatet är den totala frånvaron av tidiga dödsfall, trots attkälltermerna i vissa fall för kokvattenreaktoren är förhållandevis höga. se Ta-bell 11.13. I dessa fall gäller emellertid att förvarningstiden är lång (cirka 10timmar) och/eller att utsläppet är utsträckt i tiden (50-60 timmar) så att '"jnkritiska närzonen hinner evakueras innan utsläppet sker eller hela plymen pass-erat. Om utslappstiden är läng blir dessutom plymen bredare och vindriktning-en kan fluktuera, vilket minskar den tidsintegrerade aktivitetskoncentrationenoch därmed stråldoserna.

De enda omständigheter dä tidiga dödsfall kan inträffa är om en del av befolk-ningen i närzonen inte kan eller vill evakueras. För att simulera fördröjd evaku-ering antogs att 5 c'< av befolkningen stannade kvar 24 timmar med minimaltskydd och därefter lämnade det kontaminerade området. Det maximala antalettidiga dödsfall beräknades då bli tio med en betingad sannolikhet för ogynnsamtväder av 1.4x10 '. Den totala sannolikheten för detta "värsta fall" blir cirka4x 10"' per driftär. dvs 1 fall pa 2.5 miljarder är.

Totala antalet dödsfall i cancer uppgår enligt tabellerna till i medeltal 25-2 100för Peach Bottom och 6-210 För Zion. Kollektivdoserna är beräknade till 80km radie frän kärnkraftverket. Cancerdödsfallen skulle komma att inträffa un-der en period av 30 ar med början ungefär It) år efter haveriet. Det innebär igenomsnitt 1-70 dödsfall per år i en befolkningen av cirka 4 miljoner omkringPeach Bottom. Inom detta område väntas cirka 7 000 dödsfall per är i cancerav andra orsaker, dvs den väntade ökningen av cancermortaliteten skulle varamindre än en procent.

Antalet cancerdödsfall är beräknade med samma dos-responssamband som iRasmussen-studien. jfr Figur 12.17. Med en riskkoefficient av 0.02 per sievertsom använts av statens strälskyddsinstitut blir antalet cancerdödsfall nästan treganger större.

12.3.8 Källtermernas betydelse

Av de föregående tva avsnitten framgår att såväl sannolikheten för som kon-sekvensen av svära haverier, d v s både utsläppsfrekvens och förväntat antalskadefall, minskat avsevärt i förhällande till Rasmussen-studiens resultat. Dethar sin grund i dels förbättrade analysmetoder och data. dels förbättrad kon-struktion med bl a mera tillförlitliga säkerhetssystem.

Källtermerna är väsentligt lägre än man tidigare räknat med, speciellt för jodoch cesium men även för andra fissionsprodukter i fall dä tiden mellan härd-smältning och inneslutningsbrott är lång. Minskningen av källtermerna inver-kar framför allt pä risken för tidiga skador beroende på tröskeleffekten i dos-verkansambanden. Det belyses i Figur 12.22 som visar områden för samhörandeväntevärden av tidiga skador och utsläppsfraktionen av jod, cesium och ttllur.baserat på ett stort antal konsekvensstudier.

Det framgår att skadetalen för en given utsläppsfraktion spänner över stora om-råden. Det beror dels på att källtermerna varierar för olika utsläppssekvenser,dels pä olika antaganden för konsekvensanalysen, t ex om evakueringstid, me-dicinsk behandling och befolkningsfördelning. Det mest karakteristiska är

324

Betingat väntevärdetidiga skador

m 5

10

10"

10'

10

Gränslinjeför tidigasjukdomsfall

Gränslinjeför tidigadödsfall

10-3 10-2 10-1 1

Medelvärde av utsläppt andeljod, cesium och tellur avhärdinnehållet

Figur 12.22Samband mellan källtermer och tidiga skador. Reaktoreffekt 3 300-3 800MWth. Efter ref 1219.

325

emellertid att inga tidiga dödsfall syns kunna inträffa för en genomsnittlig uts-läppsfraktion mindre än cirka 0.1 och inga sjukdomsfall för utsläppsfraktionermindre än cirka 0.02. Även för större fraktioner kan skador utebli om förvar-ningstiden är lång så att evakuering hinner genomföras.

När det gäller sena skador är situationen annorlunda. Även dessa reduceras vä-sentligt jämfört med Rasmussen-studiens beräkningarom mera realistiska kall-termer används, men på grund av det linjära sambandet kommer varje dostills-kott att ge ett risktillskott utan någon tröskeleffekt. Antalet sena skador kan

Betingat väntevärdecancerdödsfall

105

10"

101

I

övre gränslinje

10'5 10 -1 1

Utsläppt andel cesiumav härdinnehållet

Figur 12.23Samband mellan källtermer och sena skador. Reaktoreffekt 3 300-3 600 MWth.Efter ref 1219.

326

grovt sett korreleras till utsläppsfraktionen av cesium eftersom markbeläggningav detta ämne i allmänhet svarar för den övervägande delen av kollektivdosen.Figur 12.23 visar övre och undre gränslinjer för cancerdödsfall baserat på ettstort antal konsekvensberäkningar med varierande förutsättningar. Korrelatio-nen bryter samman dels vid mycket små Cs-fraktioner därför att kollektivdosendå till övervägande grad bestäms av ädelgasaktiviteten från plympassagen, delsvid en utsläppsfraktion av ungefär 0.3 därför att högre fraktioner är orei.ustis-kr.. Variationen i antalet dödsfall för en given utsläppsfraktion beror huvudsak-ligen på skillnader i befolkningsfördelning runt de betraktade kärnkraftverken.

Markbeläggningen av radioaktiva ämnen efter en olycka kan kräva evakueringunder längre tid och/eller sanering av betydande markområden. Grovt settminskar den berörda arealen med en faktor 10 för varje tiopotens reduktion iutsläppsfraktionen av cesium. För att särskilda åtgärder inte skall behövas föratt reducera markdosen krävs utsläppsfraktioner mindre än cirka 104 av härd-innehållet för en 3 000 MWth reaktor.

12.4 RiskvärderingFör att kunna jämföra kärnkraftens risker med andra risker i samhället måsteman ha ett användbart mått. I detta avsnitt diskuteras ett sådant mått och til-lämpas i en översiktlig jämförelse.

12.4.1 Vad är risk?

Rasmussen-studien införde begreppet risk i betydelsen sannolikheten för ettvisst utsläpp gånger skadekonsekvensen av insläppet ifråga. Det har gett upp-hov till många missförstånd eftersom ordet risk i dagligt tal närmast används iden dubbla betydelsen av dels "skadlig händelse", dels sannolikhet för en sådanhändelse. I det föregående har vi ibland använt risk i den senare betydelsen.

Rasmussen-studiens riskbegrepp härrör från den klassiska beslutsteorin, somgäller rationella val mellan olika handlingsalternativ. I denna teori försökerman strukturera handlingsalternativ och deras möjliga konsekvenser och gekvantitativa uttryck för deras sannolikhet och värde. Värdena för de möjligakonsekvenserna multipliceras med motsvarande sannolikheter att de skall in-träffa. Summan av dessa produkter är väntevärdet för handlingen ifråga. Ett ra-tionellt ställningstagande bör innebära att alternativet med det högsta väntevär-det väljs.

Metoden illustreras schematiskt i Figur 12.24. Hi, H: och Hi betecknar olikahandlingsalternativ. Grenarna representerar olika konsekvenser som i exemp-let kan ha positiva eller negativa "värden". Siffrorna ovanför grenarna angersannolikheten för de olika konsekvenserna. Alternativet H.i ger det högsta vän-tevärdet ocii bör därför väljas enligt principen om att maximera väntevärdet.

Om modellen överförs på riskanalys av reaktorer får Hi, H: och H.i betecknasinledande händelser och grenarna olika utsläppssekvenser. Konsekvensernas"värde" motsvaras av kvantitativa uttryck för skador till liv, hälsa och egen-

327

H i : s väntevärde =0.7- 10 + 0.2- 5 -0 .1 • 100

H 2 : s väntevärde =0.7- 5-0.3- 5 =+2

s väntevärde =0.9- 24-0.1

-100

Figur 12.24Beslutsalternativ och väntevärde. Efter ref 1220.

dom. Väntevärdet är Rasmussen-studiens risk. Probahlistisk riskanalys är densammanfattande benämningen på metoden.

Tillämpningen av riskanalys medför problem av flera slag. När det gäller sanno-likheter för mycket sällsynta händelser som aldrig inträffat i praktiken är dettveksamt vad mycket låga sannolikhetsvärden egentligen betyder. I allmänhetär det dock möjligt att dela upp ett händelseförlopp i steg, för vilka sannolikhe-ten kan beräknas på grundval av erfarenhetsdata. I vissa fall är man hänvisadtill mer eller mindre välgrundade bedömningar av sannolikheten, för t ex fel avgemensam orsak och mänskligt felhandlande. De resulterade totalsannolikhe-terna blir en blandning av objektivt verifierbara och subjektivt uppskattade del-sannolikheter.

Vid bedömning av riskanalysens resultat måste man ha klart för sig att det inteär fråga om exakta beräkningar utan om uppskattningar som är behäftade medosäkerhet. En del av osäkerheten är av principiell natur och har att göra medresultatens karaktär av sannolikhetsutsagor. Andra osäkerheter härrör från da-tabasen för felträdsanalysen och från de beräkningsmodeller som beskriverhändelsesekvenserna. Med hänsyn till att alla delsannolikheter inte är objektivtverifierbara uppstår problem vid sammanlagringen av osäkerheter. De result-erande osäkerhetsbanden skall uppfattas som "subjektiva konfidensintervall"(1207).

En principiell osäkerhet ligger i analysens ofullständighet. Med hänsyn till detsystematiska tillvägagångssättet och de ökande drifterfarenheterna är det dockosannolikt att några felmoder eller sekvenser som skulle ge dominerande risk-bidrag förbisetts. Det är inte heller troligt att summan av alla inte beaktade fallskulle öka risken särskilt mycket.

Ett problem av annat slag gäller människors attityder till olyckor med stora kon-sekvenser. Jämför till exempel en händelse som statistiskt sett beräknas inträffa

328

en gång per år och medför i genomsnitt ett dödsfall per händelse med en händel-se som inträffar en gång på tiotusen är och leder till tiotusen dödsfall. Båda al-ternativen har samma väntevärde, nämligen ett dödsfall per år. men uppenbar-ligen uppfattas det senare som mer avskräckande. Detta förhållande benämnsriskaversion. Riskaversion kan innebära att blotta möjligheten av en stor olyc-ka, oavsett hur liten sannolikheten är, är tillräcklig för att man skall avstå frånatt utsätta sig för risken. Denna attityd motsvaras i beslutsteorin av den sk mini-maxprincipen. Det innebär att man väljer det handlingsalternativ vars sämstakonsekvens är så bra som möjligt. I exemplet Figur 12.24 leder denna principtill att alternativ H: väljs.

12.4.2 RiskjämförelseVid jämförelse mellan risker betingade av reaktorolyckor och andra risker isamhället måste stor försiktighet iakttas på grund av riskbegreppets endimen-sionella karaktär. Man bör helst redovisa sannolikheter och konsekvenser sepa-rat. Det har också skett i hittills utförda riskstudier där den normala presenta-tionsformen är fördelningen av överskridandefrekvenser för olika konsekven-ser, se t ex Figur 12.13- 12.16. Riskdiagram av denna typ illustrerar såvåVvärs-ta fall" som risk, dvs konsekvensens väntevärde, som är lika med ytan underkurvan.

Om den totala risken divideras med antalet människor i befolkningen runt ettkärnkraftverk erhålles den individuella risken. Figur 12.25 som är hämtad frånden tyska riskstudien (1207) visar väntevärdet för tidiga skador och sena skadc .per individ som funktion av avståndet från kärnkraftverket. Kurvorna avser Jentotala individrisken från alla utsläppskategorier för den befolkningsfördelningsom gäller omkring en typisk tysk förläggningsplats. Som synes avtar risken förtidiga skador snabbt med avståndet medan risken för sena skador sträcker siglångt ut och berör områden utanför landets gränser. För jämförelse visas vänte-värden för dödsfallsrisken i cancer från dels den naturliga bakgrundstrålningen,dels alla naturliga och civilisatoriska orsaker.

De haveribetingade individriskerna i Figur 12.25 är baserade pä "gamla" käll-termer, i huvudsak enligt Rasmussen-studien. Med nyare källtermer blir risker-na mindre, framför allt för akuta skador. Som visats i avsnitt 12.3.7 kan man ipraktiken räkna med att inga akuta dödsfall kommer att inträffa.

Väntevärdet för kollektivdosen om ett haveri inträffat är av ungefär sammastorlek som den årliga kollektivdosen av olika naturliga och andra strålkällor iSverige, Tabell 12.16. Antalet väntade skadefall, huvudsakligen cancerdödsfallinom en 30-årsperiod med början cirka 10 år efter haveriet, blir därför ungefärlika med det ärliga antalet skadefall av naturliga och andra strålkällor. På grundav den höga cancerfrekvensen av denna och andra orsaker än strålning, totaltcirka 20 000 dödsfall per år (i början av 1980-talet), och den slumpmässiga varia-tionen i denna frekvens kommer ökningen från en eventuell reaktorolycka inteatt kunna iakttas.

329

Väntevärde förindividskador(per år)

10"1

-210

103

10

10'

10"

10"'

10'

10

10

10

11

i i r- —r i r j r

Cancerincidens av naturliga och andra orsaker

Cancerincidens av naturlig bakgrundsstrålning

Haveribetingad individriskför cancerdödsfall

Haveribetingad individriskför dödsfall i akut strålsjuka

I I I I l 1

1 2 5 10 20 50 100 200 500 1000

Avstånd (km)

Figur 12.25Väntevärdet för individskador på grund av en reaktorolycka som funktion avavståndet från kärnkraftverket. Efter ref 1207.

330

Tabell 12.16Kollektivdos och skadefall frän olika expositioner i Sverige.Källa: Cancerkommittén (1221).

Strålkälla Antal berördapersonel

Kosmisk strålningNaturligt radioaktiva äm-nen i kroppenNaturlig gammastrålningfrän markBostäder, radonBostäder, gammasträl-ningArbetande i gruvor ochbergrumTandröntgen, patienterRöntgen i sjukvård, pati-enterIsotopundersökningar,patienterKärnvapennedfallKärnkraft, normal drift.personalKärnkraft, normal drift.omgivningÖvrigt

Totalt

r

8 milj

8 milj

8 milj8 milj

8 milj

5 0008 milj

8 milj

100 (MX)8 milj

3 000

8 milj

Årlig kollektivdosi början av 1980-talet(manSv)

2 400

3 500

80057 (XX)

4 (XX)

75600

5 (MM)

580KM)

15

0.320

ca 74 000

Totalt antal upp-skattade dödsfalleller allvarligaarvsskador frånett års doser

48

70

161 140

80

1.512

100

12• >

0.3

0.0060.4

ca 1 500

Referenser

120! F PasquillThe Estimation of the Dispersion of Windborne MaterialMeteor. Magazine 90 (1961)33.

1202 W Nixon, P J Cooper, B Y Underwood, R S PeckoverAccident Consequence AnalysisNucl. Energy 24 (1985)229.

1203 U HögströmAn Experimental Study of Atmospheric DiffusionTellus /6 (1964).

1204 International Commission on Radiological ProtectionLimits of Intakes of Radianuclides by WorkersICRP Publication 30Ann. ICRP#(1982)No4.

331

1205 Studsviks Kompendium 16.4Reaktorhaverier med omfattande bränsleskadorSTUDSVIK/KS-81/12 (1981).

1206 Statens strålskyddsinstitutEffektivare beredskapVol 5 KonsekvensbeskrivningarStockholm, December 1979.

1207 Deutsche Risikostudie KernkraftwerkeHauptbandVerlag TUV Rheinland (1980).

1208 Reactor Safety StudvWASH-1400 Main ReportU S Nuclear Regulatory Commission (1975).

1209 J di Nunno et alCalculation of Distance Factors for Power and Test Reactor SitesTID-14844U S Atomic Energy Commission (1962).

1210 Regulatory Guide 1.3 (1.4)Assumptions Used for Evaluating the Potential Radiological Consequen-ces of a Loss of Coolant Accident for Boiling Water Reactors (Pressuri-zed Water Reactors)U S Atomic Energy Commission (1972).

1211 The Safety of Nuclear Power Reactors and Related FacilitiesWASH-1250U S Atomic Energy Commission (1973).

1212 Ringhals 314 FSARSäkerhetsrapport, Kapitel 15Statens vattenfallsverk (1983)

1213 Forsmark Nuclear Power Plant Unit 3Final Safety Analysis Report. Chapter 9Forsmarks Kraftgrupp AB (1984).

1214 O Edlund, C GyllanderHS -77 Haveristudie - BarsebäckKonsekvensberäkningSTUDSVIK/SM -78/5 (1978).

1215 J BeyeaA Study of Some of the Consequences of Hypothetical Reactor Accidentsof BarsebäckDsl 1978:5Industridepartementet, Energikommissionen (1978).

332

1216 Beregning af Relevante Individ- og Befolkningsdoser på Dansk Territo-rium fra Hypoteliske Kernenedsmeltningsuheld på Barsebäck ReaktorerRis0-M-19O5Forsögsanlieg Ris0 (1977).

1217 Zion Probabilistic Safety StudyCommonwealth Edison Co (1981).

1218 Probabilistic Risk Assessment of the Limerick Generating StationPhiladelphia Electric Company (1981).

1219 IDCOR Technical Report 18.1Evaluate Atmospheric and Liquid DoseIndustry Degraded Core Rulemaking Program (1984).

1220 Riskvärdering.Underlagsrapporter till rapport om miljöeffekter och risker vid utnyttj-ande av energi från Expertgruppen för säkerhet och miljö.Ds I 1978:15.Industridepartementet. Energikommissionen (1978).

1221 Cancer. Orsaker, förebyggande m m.Betänkande av Cancerkommittén.SOU 1984:67.

333

13 DRIFTERFARENHETER

Under 1970-talet ökade antalet idrifttagna kärnkraftverk med lättvattenreakto-rer snabbt. De praktiska erfarenheterna av driften visar att det varit möjligt attuppnä och vidmakthålla en hög säkerhetsnivå. Utsläppen av radioaktivt materi-al vid normal drift har legat långt under tillåtna värden. Tillbud och haverierhar förekommit men utsläppen har i samtliga fall varit obetydliga.

I detta kapitel redovisas statistiska uppgifter för dels normaldrift, dels säker-hetsrelaterade händelser från såväl tryckvatten- som kokvattenreaktorer medtonvikt pä förhållanden i USA och Sverige. Några utvalda händelser beskrivsliksom metoder för analys och äterföring av erfarenhetsdata.

13.1 DrifttillgänglighetAv ekonomiska skäl är det väsentligt att kärnkraftverk kan utnyttjas under enså stor del av tiden som möjligt, dvs att drifttillgängligheten är hög. Energiut-nyttjningsgraden anger hur mycket elenergi som producerats under en tidspe-riod i förhållande till den elenergi som teoretiskt kunde ha producerats undersamma tid. Eftersom en lättvattenreaktor kräver avställning för bränslebyteungefär en gang per är är det inte möjligt att uppnå KM) 'i energiutnyttjnings-grad under längre tid.

Samtidigt med bränslebyte utförs inspektion och service pa anläggningen. Des-sa s k revisionsavställningar tar normalt 4-8 veckor och förläggs i Sverige tillsommaren da elbehovet är lägst. Revisionsavställningarna reducerar såledesden maximalt möjliga energiutnyttjningsgraden till 85-90 '<•. När en anläggningunder ett enstaka driftär trots detta uppvisar en energiutnyttjningsgrad pa merän 90 r/r beror det pä att reaktorn mycket väl kan drivas mer än ett kalenderår,t ex upp till 18 månader, utan bränslebyte, om bränslet givits en härtor avpassadanrikningsgrad.

Enbart energiutnyttjningsgraden är inte tillräcklig för värdering av drifttill-gängligheten. Fin anläggning kan t ex ha körts med reducerad effekt under enperiod, därför att det inte funnits behov av full effekt. Ett annat fall som mins-kar energiutnyttjningsgraden är utsträckt drift med utbränningsbetingad effekt-nedgång. Uppgifter om energiutnyttjningen bör därför kompletteras med ytter-ligare information om driften. Ofta anges också tidsutnyttjningsgraden, dvs dentid (i procent av total tid) generatorn varit inkopplad pä nätet, oavsett effekt.Medan energiutnyttjningsgraden i första hand är av betydelse för värdering avanläggningens ekonomi, är tidsutnyttjningsgraden ett matt pa drifttillgänglig-heten.

Tidsutnvttjningsgraden påverkas dels av planerade avställningar för bränsleby-te, reparation och underhall, dels av oplanerade avställningar pa grund av fel ianläggningen. Hur tiden fördelar sig under ett typiskt driftar visas i Tabell 13.1.

334

Tabell 13.1Driftstatistik för Oskarshamnsverket block I kalenderåret 19X2.

Planerad avställning 1 402 tim = 16.0 r'<

Oplanerad avställning 386 tim = 4.4 c'(

Drifttid 6 972 tim = 79.6 <c

Energiutnyttjningsgrad 76.2 rr

De oplanerade avställningarna berodde till övervägande delen pa fel i turbin-och generatorsystemen.

Tillgängligheten hos de svenska kärnkraftverken under aren 1981-1983 framgårav Tabell 13.2. Kokvattenreaktorerna har genomgående haft en hög utnyttj-ning. Medelvärdet för de tre åren är 75.1 CA energiutnyttjningsgrad och 83.9 c'itidsutnyttjningsgrad.

Tabell 13.2Drifttillgänglighet hos svenska kärnkraftverk aren 1981-1983.

Reaktorblock Energiutnyttjningsgrad (ri) Tidsutnyttjningsgrad ( r r )1981 1982 1983 1981 1982 ^ 1983

Barseback 1i

Forsmark 1i

Oskarshamn

Ringhals 123

Medelvärde

II I

BWR

82.876.2

76.972.2

74.976.8

61.858.426.8 : i

74.5

79.292.2

70.467.4

76.285.1

71.364.915.6:»

77.4

80.274.9

75.572.8

81.779.7

50.0"56.536.4"

73.5

87.986.6

83.390.1

80.984.8

71.770.929.5:>

83.6

84.597.8

81.469.4

79.590.2

81.867.642.0 : '

83.5

SS. i84.3

92.489.9

87.987.9

61.3"69.767.2

84.5

"Inspektion och utbyte av rör i sekundära processystem efter indikation om sprickor.: iKörning med reducerad effekt (40 'i) och under begränsad tid pa grund av vibrations-

problem i och ombyggnad av änggeneratorer'•Körning med reducerad effekt under första halvåret samt utstriickt revisionsperiod.

Barsebäcksverkets block 2 nådde år 1982 en energiutnyttjningsgrad av 92.2 rioch en tidsutnyttjningsgrad av 97.8 r/c.. Under en 18 månaders driftperiod fränseptember 1981 -mars 1983 var blocket i drift 532 dygn av 544.

Driftstatistik frän västvärldens kärnkraftverk publiceras regelbundet. Figur13.1 visar energiutnyttjningsgraden under 1983 för alla lättvattenreaktorermeden effekt större än 100 MWel (ref 1601). Medelvärdet är 64 ''< för tryckvatten-reaktorerna (101 st) och 61 '/( för kokvattenreaktorerna (56 st). Det framgåratt de svenska kokvattenreaktorerna visar en energiutnyttjning betydligt (ivergenomsnittet, medan tryckvattenreaktorerna haft en något lägre energiutnyttj-ning än genomsnittet.

Antal reaktorer

30

Antal reaktorer

20

0 20 40 60 80 100

Energiutnyttjningsgrad (%)

0 20 40 60 80 100

Energiutnyttjningsgrad (%)

PWR

totalt 101 reaktorer

Sverige 2 reaktorer

BWR

totalt 65 reaktorer

Sverige 7 reaktorer

Figur /.?./Energiutnyttjningsgrad 19S3. Alla LWR > 100 MWel.

Den totala drifttiden för alla lättvattenrcaktorer i västvärlden med en effektstörre än 100 MWel uppgick vid slutet av 1983 till 1 210 reaktordriftar. En när-mare analys av det statistiska materialet visar en svagt stigande tendens för ener-giutnyttjningsgraden med drifttiden. Försök att korrelera utnyttjningsgrad ochreaktorstorlek visar inget beroende för tryckvattenreaktorer och en svagt fallan-de trend med ökande storlek för kokvattenreaktorn (131)1). Den statistiska osä-kerheten är dock stor eftersom det bara finns ett fatal kokvattenreaktorer i detövre effektomradet (1 100-1 300 MWel).

336

O 20 40 60 80 100

Energiutnyttjning (%)

PWR

Antal reaktorer 99

Driftår totalt 650

0 20 40 60 80 100

Energiutnyttjning (%)

BWR

Antal reaktorer 50

Driftår totalt 390

Reaktorer i Sverige

Figur 13.2Kumulerad energiutnyttjningsgrad t o m 1982. Alla LWR > 100 MWel.

Fördelningen av den kumulerade energiutnyttjningsgraden (viktad med driftti-den) visas i Figur 13.2 och tidsutnyttjningsgraden i Figur 13.3 (ref 1302). Detframgår att, totalt sett, tryckvattenreaktorerna uppvisat något bättre resultat änkokvattenreaktorerna. Den höga drifttillgängligheten hos de svenska kokvat-tenreaktnrerna bekräftas även i den kumulerade statistiken.

337

Antal driftår

200

Antal driftår

200

100

I I I T20 40 60 80 100

i drift, % av total drift

PWR

Antal reaktorer 99

Driftår totalt 650

i i

_r

0 20 40 60 80 100

i drift, % av total tid

BWR

Antal reaktorer 50

Driftår totalt 390

Reaktorer i Sverige

Figur 13.3Kumulerad tidsuttnyttjningsgrad t o m 1982. Alla LWR > KM) MWel.

13.2 Utsläpp och yrkesexponeringUtsläppen av radioaktiva ämnen mäts fortlöpande i skorstenen för ventilations-luft och innan avfallsvatten pumpas ut i kylvattenkanalen till havet. Uppgifterom utsläpp till luft och vatten lämnas regelbundet till strålskyddsmyndighetendär de sammanställs och offentliggörs (1303). Internationella sammanställning-ar görs bl a av Förenta Nationernas strålningskommitté UNSCEAR (1304).

I Sverige har statens strålskyddsinstitut föreskrivit att kärnkraftverker skallkonstrueras så att utsläpp till omgivningen vid normal drift ger en dosekvivalent(se 6.6.1) till närboende som är mindre än 0.1 millisievert (mSv) per år. Dettavärde är mycket lågt jämfört med andra dosnivåer, se Tabell 13.3.

338

Det är lämpligt att ange uppmätta utsläpp i relation till konstruktionsnormen.Man har därför infört begreppet normutsläpp, där 1 normutsläpp motsvarar endos av 0.1 mSv/år, 0.5 normutsläpp 0.05 mSv/år etc. Summan av normutsläpp-pen till luft och vatten under 1981-83 från de svenska kärnkraftverken är sam-manställd i Tabell 13.4 (jfr Tabell 6.11 och 6.13).

Det framgår att utsläppen med mycket god marginal ligger under konstruk-tionsnormen och att de totalt sett minskat. Den nedåtgående trenden bekräftasockså över en längre tidsserie från Oskarshamnsverket . Figur 13.4. som omfat-tar de äldsta svenska kärnkraftsblocken OI och O i l .

Tabell 13.3Jämförelse av dosniväer

mSv/ar

Högsta tillåtna dos för personer i radiologiskt arbete 50

Medeldos från radon i svenska bostäder ca 5

ICRPs gränsvärde för dos till individer i befolkningen 5

Den naturliga bakgrundsstrålningen (exkl radon) ca 1

Konstruktionsnorm för kärnkraftverk 0.1

Tabell 13.4Utsläpp från svenska kärnkraftverk

Barsebäck

Forsmark

Oskarshamn

Ringhals

1981

0.006

<().()001

0.21

0.39

Normutsläpp1982

0.012

0.001

0.080

0.42

19X3

0.003

0.002

0.041

0.047

N<' rmaldriftsutsläppen är korrelerade till bränslets kvalitet och reaktorns drift-sätt. Effektändringar, t ex vid start, innebär päkänningar pa bränslet som kange upphov till skador så att små mängder fissionsprodukter läcker ut i reaktor-vattnet. Som exempel kan nämnas att man strax före revisionsavställningen1975 i OI gjorde ett prov för att undersöka om effekten vid start kunde ökassnabbare. Resultatet blev ett relativt stort antal (19 st) bränsleskador och enökad känslighet för läckage pä initialhärdens bränsle under följande ar. Dessaförhållanden återspeglas i Figur 13.4. Sedan de sista bränslepatronerna tillhör-ande initialhärden utbytts 1980 har endast ett fätal läckande patroner förekom-mit.

Jämte utsläppen till omgivningen är doserna till den personal som arbetar vidkärnkraftverken av intresse. All personal använder dosimeter som mäter denindividuella stråldosen. Registrerade doser rapporteras regelbundet till stral-skyddsmyndigheten som också föreskriver de dosgränser som skall tillämpas.För personal i strålningsarbete gäller 50 mSv/år som en övre gräns, jfr Tabell

339

Normutsläpp

1972I I I I I I l T I I

73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83Drifter

Figur 13.4Aktivitetsutsiäpp till luft och vatten vid Oskarshamnsverket, block 1 och 2.

13.3. Kollektivdosen, dvs summan av produkterna av antalet personer med re-gistrerbar dos (2*0.1 mSv) och motsvarande individuella dos, är ett mätt på per-sonalens clusiu'U'sirung.

Figur 13.5 visar dosbelastriingen på personal vid Oskarshamnsverket under åren1972-83. Efter en lopp under åren 1975-76 har tendensen varit avtagande. Me-deldosen per person har under senare år varit cirka 2 mSv/är, dvs ungefär 4 CAav det övre gränsvärdet. Största dosbelastningarna erhålls normalt under revi-sionsperiod ;rn;> och faller till cirka 80 CA på entreprenörspersonal. Personaldo-serna registreras vid ett för landet centralt dosregister och adderas för en personoberoende av var dosen erhållits. Därigenom kan dosbelastningen följas fört ex entreprenorspersonal som förflyttar sig mellan kärnkraftstationerna.

Dosbelastr ingen vid de svenska kärnkraftverken är låg vid en internationelljämförelse. '.>etta rhållande tillskrivs välplanerad stationslayout, väl tilltagnasträlskärmar, lämpligt val av vattenkemi och material, ändamålsenliga rutineroch instruktioner samt omsorgsfull planering av reparations- och underhållsåt-gärder.

340

Kollektivdosman Sv

Medeldos per personmSv

1 - - 1

19721 73 ' 74 ' 75' 76 ' 77 ' 78 ' 79 ' 80 ' 81 ' 82 ' 83

Figur 13.5Dosbelastning på personal vid Oskarshamnsverket.

13.3 Säkerhetsrelaterade händelserI ett kärnkraftverk liksom i andra komplexa tekniska system kan fel uppstå ochoförutsedda händelser inträffa. De kan leda till mer eller mindre långvarigadriftavbrott. I vissa fall berörs anläggningens säkerhet, man talar då om säker-hetsrelaterade händelser. Det ingår i säkerhetsvillkoren för driften att rapporte-ra alla säkerhetsrelaterade händelser till tillsynsmyndigheten. Exempel på om-ständigheter som skall rapporteras är:

- Överskridande av föreskrivna gränsvärden för säkerhetsmässigt väsentligadriftparametrar

341

- Allvarliga skador pa bränsle och system som är trycksatta från reaktorn samtpa reaktoi inneslutningen

- Oplanerade eller okontrollerade större utsläpp av radioaktiva ämnen

- Yttre händelser som äventyrar anläggningens säkra drift

- Utrustningsfel eller handhavandefel som förhindrar eller kunde ha förhind-rat avsedd funktion hos system av betydelse för säkerheten

Samtliga avställningar skall rapporteras och anledningen och typen beskrivas,t ex reaktorsnabbstopp, turbinsnabbstängning.

Vid okontrollerade större utsläpp gäller särskilda riktvärden för aktivitetsnivå-er och/elier dosnivåer i omgivningen som fastställs av strålskyddsmyndigheten,frän fall till fall.

13.3.1 Amerikanska erfarenheter

Enligt amerikanska säkerhetsbestämmelser skall säkerhetsrelaterade händel-ser rapporteras muntligt till tillsynsmyndigheten inom 24 timmar och följas aven skriftlig rapport (Licensee Event Report, LER) inom två veckor. Informa-tionen från LERs lagras på en central dator för statistisk bearbetning. Sammanställningar publiceras årligen. De ger indikation om frekvensen komponentfel,berörda system, orsaker mm som underlag för säkerhetshöjande åtgärder.

Under ett typiskt är (1980) rapporterades drygt 1 500 händelser för kokvattenre-aktorer och cirka 1 700 händelser för tryckvattenreaktorer i kommersiell drift.Tabell 13.5. Det innebär i genomsnitt ungefär 62 rapporter per BWR och 42rapporter per PWR. Under året var fem PVR under uppkörning (ingår ej i Ta-bell 13.5). För dessa var antalet rapporter i medeltal 82.

Tabell 13.5Rapporterade säkerhetsrelaterade händelser i amerikanska lättvattenreaktorer1980 (ref 1305).

BWR PWR

Antal reaktorer i drift under året

Antal rapporter (LERs)

LER per reaktorår

Fördelningen pä system och komponenter visas i Tabell 13.6 och 13.7. Detframgår att hjälpkylsystemen (högtrycks- och lågtryckshärdkylsystem, kylsys-tem för avställd reaktor) svarar för den största andelen rapporter för kokvatten-reaktorn, medan för tryckvattenreaktorn de flesta rapporterna gäller sekundär-systemen (ånggeneratorer, matarvattensystem). De mest frekventa komponen-terna i rapporterna är ventiler och instrument. De vanligaste bristerna är läcka-ge och nollpunktsdrift. Felen upptäcks och åtgärdas ofta i samband med funk-tionsprovning och underhåll. Av de rapporterade händelserna resulterade en-

342

25

1 547

62

40

1 683

42

Tabell 13.6Berörda system vid säkerhetsrelaterade händelser i amerikanska lättvattenre-aktorer 1980.

System Andel rapporter (procent)BWR PWR

ReaktorinneslutningHuvudkylsystemSekundärsystemÅngsystemHjälpkylsystemElektriska kraftsystemKontroll- och övervakningssystemServicesystemÖvrig utrustning

Anm. Andelssumman överstiger 100 %, eftersom mer än ett system berörs inågra rapporter.

139—9271211126

1114225131713137

Tabell 13.7Berörda komponenter vid säkerhetsrelaterade händelser i amerikanska lättvat-tenreaktorer 1980.

Komponenter Andel rapporter (procent)BWR PWR

VentilerPumparRör och kopplingarStrömställareReläerTryckgivareNivågivareStrålningsinstrument

26109184964

2171184446

dast 29 (1.9 %) fCr kokvattenreaktorerna och 52 (2.4 %) för tryckvattenreakto-rerna i ; .^aktora'stangning.

Av naturliga skäl är antalet oförutscuda händelser störst i början av en reaktor-anläggnings livstid, speciellt under uppkörningsperioden. Figur 13.7 visar anta-let LER per reaktor och år (1980) som funktion av reaktorns ålder. Förde äldstaanläggningarna (med upp till 20 års drifttid) är antalet rapporterade händelserendast ungefär 1/3 av antalet under de första årens drift.

343

Antal LERper reaktoroch år

100

50

D BWR

PWR

•

Underupp-körning

2-5 5-7 7-9 9-11 ^11 årReaktorns ålder

Figur 13.6Antalet LER per reaktor och år (1980) som funktion av reaktoranläggningensålder.

Figur 13.7 visar samma material som funktion av anläggningens storlek, ut-tryckt i netto eleffekt. Antalet LER per reaktor tycks öka med reaktorstorleken(med undantag för stora BWR). Denna trend är dock delvis skenbar eftersomde större reaktorerna har en lägre genomsnittsålder. Även andra faktorer änåldern och storlek kan spela in, t ex fabrikat (för PWR), "årgång" och driftorga-nisation. Figur 13.6 och 13.7 måste därför bedömas med försiktighet.

344

Antal LERper reaktoroch år

100

50

D BWR PWR

<500 500-700

700-900

MW

Netto effekt

Figur 13.7Antalet LER per reaktor och år (1980) som funktion av reaktoranläggningenseffekt.

13.3.2 Svenska erfarenheter

I Sverige är rapporteringen av säkerhetsrelaterade händelser reglerad i de sä-kerhetstekniska föreskrifterna för driften (se 7.4.2). Man skiljer mellan onor-malhändelse varmed avses oförutsett förhållande i anläggningen av så allvarligtslag att fortsatt drift inte är tillåten utan särskild säkerhetsgranskning, och rap-portervärd omständighet (RO) av säkerhetsmässig betydelse. Om en onormalhändelse inträffat skall kärnkraftinspektionen underrättas inom 24 timmar ochslutlig rapportering inges inom K) dygn. Rapportervärd omständighet skall, omförhållandena så påkallar, rapporteras till SKI inom 30 dygn.

345

Kärnkraftinspektionen sammanställer inkomna rapporter halvårsvis (130b). Desäkerhetsrelaterade händelserna indelas i fyra kategorier, (kategori (1) och (2)gäller oförutsedda händelser utan betydelse för säkerheten):

(3) fel i en komponent eller ett system som på grund av tillgänglig reserv intekräver omedelbar avstängning enligt de säkerhetstekniska föreskrifterna

(4) fel i en komponent eller ett system som enligt de säkerhetstekniska före-skrifterna kräver omedelbar avstängning eller av SKI bedöms vara avliknande allvarlighetsgrad

(5) spricka eller brott i klenrör (diameter < 50 mm) i system trycksatt frånreaktorn och innanför reaktorinneslutningen. (För PWR också inom se-kundärsystemet innanför reaktorinneslutningen)

(6) andra mera omfattande händelser

För varje händelse presenteras information om driftläge vid upptäckt, sätt förupptäckt, symptom, inverkan pä driften, inverkan på utrustningen, typ av kom-ponent, vidtagna eller planerade åtgärder, direkt orsak samt möjlig primäror-sak. Varje informationsbit ges ett kodnummer för datoriserad bearbetning ochutvärdering.

Antalet rapporterade säkerhetsrelaterade händelser under treårsperioden1980-82 framgår av Tabell 13.8.

Tabell 13.8Rapporterade säkerhetsrelaterade händelser i svenska lättvattenreaktorer1980-82

BWR PWR

Antalet driftär 20 6.5Antalet rapporter (RO) 592 123Antal RO per reaktor 30 19Kategori (3) 567 115

(4) 25 7(5) 0 1(6) 0 0

Av tabellen framgår att mer än 95 c/r av händelserna tillhör kategori (3), dvs ärav en sådan karaktär att omedelbar reaktoravstängning inte är nödvändig. Detnoteras att en endast en händelse i kategori (5) och ingen i kategori (6) inträffa-de under de tre är ovanstående statistik omfattar. Inga "onormala händelser" ide säkerhetstekniska föreskrifternas mening förekom. Händelsen i kategori (5)gällde tubläckage i en av Ringhals 3s ånggeneratorer i oktober 1981.

Tabellerna 13,9 och 13.10 visar vilka system och komponenter som berörs i derapporterade händelserna. För BWR svarar elektriska kraftsystem för de flestahändelserna, medan reaktorns kylsystem, vari ånggeneratorerna ingår, domi-nerar lör PWR. Ventiler är de mest utsatta komponenterna, men även reglerut-rustning samt pumpar och fläktar förekommer i många rapporter.

346

Tabell 13.9Berörda svstem vid säkerhetsrelaterade händelser i svenska reaktorer 1980-82.

System

ReaktorinneslutningReaktorReaktorns kylsystem*Turbin/generatorKontroll- och övervakningssystemElektriska kraftsystemServicesystemÖvrig utrustning

AndelBWR

36

239

102720

1

rapporter (procent)PWR

20

457

161415

i

139

20148

1973

15

3117

2320

31823

K)

*Omfattar huvudkylsystem, sekundärsystem (PWR) och hjälpkylsystem.

Tabell 13.10Berörda komponenter vid säkerhetsrelaterade händelser i svenska reaktorer1980-82.

Komponent Andel rapporter (procent)BWR PWR

TryckkärlVärmeväxlarRör och kopplingarVentilerPumpar, fläktarMotorer, generatorerReglerutrustningStällverkKabelAndra komponenter

13.3.3 ReaktorsnabbstoppReaktorsnabbstopp utlöses automatiskt på signal från mätorgan som indikeraronormala värden på parametrar i reaktorns primärsystem (se 8.1.1). Vid en av-ställningstransient utsätts många system och komponenter för termiska ochhydrauliska påfrestningar. Transienten kan förvärras om väsentliga säkerhets-funktioner uteblir (jmf Figur 10.12). Av dessa skäl är en låg snabbstoppsfrek-vens önskvärd, samtidigt som en mycket hög tillförlitlighet krävs i de utlösandesnabbstoppskedjorna. Önskemålet om låg snabbstoppsfrekvens får inte leda tillatt reaktoroperatören underlåter att initiera snabbstopp manuellt om han sä be-dömer erforderligt.

Erfarenheten visar att snabbstoppsfrekvensen, speciellt för äldre anläggningar,varit relativt hög i början av drifttiden och sedan sjunkit. I Figur 13.8 visas me-delvärden av snabbstoppsfrekvensen per reaktor från ett sextiotal amerikanskalättvattenreaktorer under åren 1978-83 (ref 1307). Den avtagande trenden är

347

Antal snabbstoppper reaktor

8

H l Alla anläggningar

Anläggningar i drift 3 år

Manuella snabbstopp

1

1978 79 80 81 82 83 Är

Figur 13.8Antalet snabbstopp per reaktor och år i amerikanska anläggningar 1978-83.

uppenbar, liksom att frekvensen är lägre än genomsnittet för anläggningar somvarit i drift mer än tre år. Antalet manuella snabbstopp utgör cirka 15 % avtotala antalet.

348

En närmare analys visar inga signifikanta skillnader i frekvens mellan kokvat-ten- och tryckvattenreaktorer. Händelser som leder till snabbstopp har förPWR ofta sitt ursprung i problem med matarvattenregleringen, medan förBWR turbinsnabbstängning är en vanlig föregångare till reaktorsnabbstopp.Ungefär 2/3 av snabbstoppen orsakas av utrustningsfel, medan manöverfel sva-rar för cirka 12 7r. Det kan bero pä att matarvatten- och turbinkontrollsyste-men inte är säkerhetssystem i egentlig mening, och därför är konstruerade medmindre krav på redundans.

Snabbstoppsstatistiken för svenska reaktorer bekräftar i stort sett de amerikans-ka erfarenheterna. Figur 13.9 (ref 1308). Det framgår dels att snabbstoppsfre-kvensen avtagit med antalet driftår, dels att frekvensen är väsentligt lägre förandra och tredje generationens anläggningar än för den första. Onaken till-skrivs i första hand bättre driftsinstruktioner och underhållsrutiner, men ävenförbättrad konstruktion och utbildning.

Antal snabbstoppper reaktor

30

20

10

Antal snabbstoppper reaktor

30

20

10

01.R1

0D,B1,B2

8 10 12

Drifttid (år)

2 4 6 8 10 12

Drifttid (år)

13.9Antalet snabbstopp per reaktor och ar i svenska anläggningar som funktion avdrifttiden.

349

Den höga snabbstoppsfrekvensen under de första aren av törsta generationenskokvattenreaktorer berodde främst pä problem med matarvattenförvärmning-en och matarvattenregleringen. Genom konstruktionsförbättringar kundedessa problem elimineras och snabbstoppsfrekvensen reduceras. För tryckvat-tenreaktorn Ringhals 2 orsakades många snabbstopp i början av svårighetermed den manuella regleringen av vattennivån på änggeneratorernas sekundär-sida vid låg effekt. Sedan automatisk matarvattenreglering införts 1979 sjönksnabbstoppsfrekvensen väsentligt.

Erfarenheterna tyder på att mänskligt felhandlande i stort sett kunnat elimin-eras som orsak till snabbstopp i de svenska kärnkraftverken. Bortfall av yttrenät har visat sig ge ett icke försumbart bidrag samtidigt som övergång till hustur-bindrift (se 4.6.2) misslyckas. Vid den landsomfattande nätstörningen den 27december 1983 kopplades alla kärnkraftsaggregat som sig bör bort frän nätet.Endast Forsmark 1 klarade övergängen till husturbindrift medan övriga snabb-stopp, ide. Frän säkerhetssynpunkt innebar strömavbrottet dock inget allvarligt.

13.4 Signifikanta händelserSom framgått av det föregående rapporteras ärligen tusentals säkerhetsrelatera-de händelser vid kärnkraftverken. De omfattar ett brett spektrum av incidenteroch omständigheter. I mer än 95 c/< av fallen är det fråga om fel som inte direktpåverkar säkerheten och driften har kunnat fortgå utan avbrott. I ett fatal fallhar händelsen inneburit att en säkerhetsfunktion uteblivit eller att ett säker-hetssystem inte varit driftklart. Endast i ett fall pa mer än 2 400 driftar totalt(jan 1986) har en allvarlig härdskada inträffat.

Under de 83 driftar som ackumulerats i Sverige till och med 1985 har endasten onormal händelse i de säkerhetstekniska föreskrifternas mening inträffat,nämligen den I b juni 1979 i Ringhals 2. I samband med start da reaktorn befannsig i varmt avställt tillstand konstaterades via TV-kameror i reaktorinneslut-ningen att man hade en läcka i en temperaturmätledning ansluten till primärsys-temet. För att minimera mängden utläckande vatten försökte reaktoroperatö-ren ta ner reaktortrycket sa fort som möjligt. Därför blockerades den automa-tiska starten av säkerhetsinsprutningssystemet pa signal om lagt tryck. Tryck,temperatur och flöde i primärsystemet följdes noggrant för undvikande av kok-ning. Därvid glömde man att samtidigt hälla kontroll pa vattennivån i tryckhall-ningstanken. Det ledde till att nivån under 20-25 minuter lag under nollnivanoch förmodligen något under reaktortankens topp. Risken för härdavtäckningvar dock liten pa grund av den låga resteffekten och det kylflöde som hölls igångmed en huvudcirkulationspump. När den laga nivån i tryckhallningstanken upp-märksammades tillfördes vatten genom volymkontrollsystemets laddpumpar.Nedkylning och avställning av reaktorn fortlöpte sedan normalt. Totalt läckteomkring 57 m' vatten ut frän primärsystemet.

Orsaken till händelsen visade sig vara en felaktig packning. Sedan dess har allaflänsar som skulle kunna ge läckage i ledningar anslutna till primärsystemetkonstruerats om och tätsvetsats. Blockeringen av säkerhetsinsprutningen stod istrid med gällande störningsinstruktioner. Den eftersträvade snabba trycksänk-

350

ningen skulle ha kunnat åstadkommas på annat sätt. Berörda störningsinstruk-tioner har ändrats och underhållsrutinerna setts över.

I USA med dess mera omfattande drifterfarenheter har tlera händelser inträffatsom genom den öppna och fullständiga rapporteringen tätt stor uppmärksamhetäven i massmedia. Den mest omskrivna och den enda som medfört allvarlighärdskada hände i mars 1979 vid kärnkraftverket Three Mile Island, block 2. ITabell 13.11 är några utvalda händelser t o m 1983 sammanställda i kronologiskordning.

Tabell 13.11 Utvalda signifikanta händelser i amerikanska kärnkraftverk

Datum Reaktor Händelse Beskrivning

750322 Browns Ferry 1 KabelbrandBWR. 1065 MWelStart 1974

770831 Cooper Bortfall av väsent-BWR 7X8 MWel lig elskena1974

780320 Rancho SecoPWR 913 MWel1975

Bortfall av väsent-lig elskena

790328

790603

800226

800510

Three Mile Island2 PWR 906 MWel1978

Hatch 1BWR 768 MWel1975

Crystal River 3PWR 855 MWel1977

Matarvattenbortlall.ieke-aterstängandeavblasningsventil.utebliven säker-hetsinsprutning

Matarvattenbortfall,utebliven start avhögtryckshärdkyl-system

Bortfall av väsentligelskena

Arkansas NuclearOne IPWR 820 MWel1974

Kylmedelslorlustgenom liickande pack-ning till huvudeir-kulntionspump

En brand i ett kabelfördelnings-rum orsakade omfattande skadorpa säkerhetsmassig väsentligutrustning

Tva oberoende fel orsakade av-brott i strömförsörjningentill tnatarvattenregleringenvilket ledde till partielltbortfall av matarvatten ochhögt reaktortryck

Kortslutning orsakade avbrotti strömförsörjningen till icke-nukleär instrumenteringvilket bl a ledde till torr-kokning av anggeneratorernaoch överkylning av primar-systemet pa grund avfelaktiga signaler

Den kombinerade elfekten a\ ut-rustningsfel, brister i konstruk-tionen och manöverfelorsakade allvarlig hardskadaoch förhöjda utsläpp avradioaktivt material

Pa grund av förorenad oljaöppnade inte padragsventilentill högtryckshardkvlsystemetsangturhindrivna pump

Avbrott i strömförsörjningentill icke-nukleär instrumenteringorsakade felaktiga signalervilket bl a ledde till ton-kokning av anggenerator ochkylmedelslorlust genom obe-fogat öppen avblasningsventil

Säkerhetssystemen fungeradesom avsett. Cirka 10 m 'reaktorvatten läckte ut iinneslutningen

351

Datum Reaktor Händelse Resk rivning

81X1628 Browns Ferry 3 Partiellt uteblivetBWR 1065 MWel reaktorsnabbstopp1977

801017 Indian Point 2PWR 873 MWel1974

Översvämning ireaktorinneslut-iingen

820125

830125

R 11 GinnaPWR 470 MWel1970

Maine YankeePWR 810 MWel1972

Kylmedelslörlustgenom tubbrott ianggenerator

Rörbrott i matar-vattenledning

Vid manuellt snabbstopp förplanerad avställning giekcirka hälften av styrstavarnainte helt in pä grund av ventilfel i en utströmningstank tillde hydrauliska inskjutnings-systemen

Genom en kombination av flerakomponentfel läckte cirka400 m' servicevatten ut iinneslutningen vilket upp-läcktes först nar inneslut-ningen öppnades för underhälls-arbete

Tubbrottet resulterade i snabbttryckfall i primärsystemet ochautomatiskt snabbstopp. Undernedkylningsförloppet inträffadebubbelbildning i primärsystemet.Förhöjda utsläpp noterades

I samband med snabbstopperhölls vattenslag i matar-vattenledningarna till tväav tre unggeneratorer, vilketresulterade i nrott i ett avrören

830222 Salem 1PWR 1079 MWel1977

Uteblivet automa-tiskt snabbstopp

Pa signal om läg vatteniva ien anggenerator vid effektuppgång erhölls snabbstopp-signal. Bada snabbstopps-brytarna förblev dock stängdatills snahbstopp utlöstesmanuellt efter M) sek. da deöppnade

Flera händelser har inletts med störningar i matarvattentillförseln. Reaktorsys-temen är konstruerade för att bemästra sådana störningar men om därtill felinträffar i hjälpsystemen kan tillåtna gränsvärden för bränslets ytvärmebelast-ning tillfälligt överskridas och en onormal avställningstransient erhållas. Omprimärsystemet förblir intakt sker dock inga onormala utsläpp till r:aktorinne-slutningen och därmcJ inte heller till omgivningen.

Vissa händelser kan karakteriseras som smä LOCA. t ex vid icke-äterstängandeavbläsningsventil eller läckande packning i huvudcirkulationspump. Dä kan ra-dioaktivt vatten komma ut i inneslutningen. Om skalventilerna stängs oeh in-neslutningen förblir tät sker inga utsläpp till omgivningen. Vid tubbrott i enänggenerator till en tryckvattenreaktor kan dock förhöjda utsläpp erhållas ge-nom blåsning av sekundärsidans säkerhetsventiler innan reaktortrycket sänktsoch ånggeneratorn isolerats.

352

För att en allvarlig härdskada skall inträffa som i TMI-2 fordras en kombinationav flera fel och missgrepp. Haveriförloppet och dess orsaker beskrivs kort i detföljande.

13.5 Haveriet i Three Mile IslandDen 28 mars 1979 inträffade det hittills mest allvarliga haveriet i ett kärnkraft-verk med lättvattenreaktor. Bortfall av matarvatten i Three Mile Island block 2(TMI-2) orsakade ei. transient som genom en serie olyckliga omständigheterledde till allvarlig skada pä härden och frigörelse av stora mängder fissionspro-duktei till reaktorinneslutningen. Via olika läckagevägar nådde en del av radio-aktiva ämnen kärnkraftverkets omgivning.

13.5.1 Reaktoranläggningen

Kärnkraftstationen Three Mile Island ligger på en ö i Susquehanna-floden närastäderna Middletown och Harrisburg i staten Pennsylvania. De båda identiskareaktorblocken har tryckvattenreaktorer om 900 MWel av Babcock & Wilcoxfabrikat. TMI-1 togs i drift 1974 och TMI-2 hade varit i drift i drygt 3 månadernär olyckan inträffade. Reaktorn gick då på 97 r/r av full effekt vilket innebaren värmeeffekt av 2734 MWth. TMI-1 var avställd för bränslebyte. Varje reak-tor har två huvudcirkulationskretsar med vardera två pumpar och en ånggenera-tor. Unikt för Babcock & Wilcox's konstruktion är att ånggeneratorerna är avrak genomströmningstyp och innehåller förhållandevis litet kylvatten i reservom tillförseln av matarvatten skulle utebli.

Reaktortrycket regleras pä vanligt sätt genom en tryckhällningstank som är an-sluten till en av de tva utloppsledningarna ("varma ben") från reaktortanken.Figur 13.10. Trvckhällningstanken innehåller normalt ungefär 23 m? vatten och20 m' ånga i utrymmet ovanför vattenytan. Ångtrycket och därmed kylmedietstryck i primärsystemet regkras genom värmning och kylning av vattnet i trvck-hällningstanken med elpatron respektive kallvattensprinkling. Tryckhållnings-tanken är försedd med tvä säkerhetsventiler och en avblåsningsventil med elma-növrerad styrventil och en blockeringrsventil. Från tryckavsäkringsventilerna le-der ett rör till en avblåsningstank i inneslutningen.

Nödkylsystemen består av ett högtrycksinsprutningssystem som vid normal drifttjänstgör som volymkontroll- och reningssystem och även förser huvud irkula-tionspumparna med tätningsvatten. Vidare finns ett kvävgasdrivet ackumula-torsystem och ett läfrtryckshärdkylsyst.em som vid normal drift fungerar somresteffcktkylsystem. Högtryckshärdkylsystemet tar vatten från en förrädstankmed borvatter. Från volymkontrolltanken pumpas gaser via fördröjningstankoch filter till skorsten. Avfallsvatten pumpas från inne:>lutningssumpen till enavfallstank i hjälpsystembyggnaden.

13.5.2 Haveriförloppet

Vid tidpunkten för den inledande händelsen pågick underhållsarbete på ett jon-bytarsystem for rening av matarvatten. Nästan exakt kl 04.CO den 29 mars 1979stoppade alla ordinarie matarvattenpumpar och turbiner. Därmed avbröts vär-

353

REAKTORBYGGNAD (INNESLUTNING I

rdinarii

3t :

• - i

ttenp

3• 3

1 ;3

3 -•st;

— .

MI-;

<

inte ärova

3

rre'

inns

3 -

"O

3

3"3

i=;vars

•5

an

spo

rl

3

3- 3im

är

•J-.

3et.

?

3.,.

3inga

- t

3

matisk

• |

TM

I

>

Forrädstankför borvatten

n —• EF

HJALPSYSTEMBYGGNAD

Av-tappnings

Avblåsnings -ventil

©Blockeringsventil

Pump förhögtrycksinsprutning

ledning

\Kondensat-l Kondensat-pump I förrådstank

Uppsamlingstank Sprangbleck

AvbläsningstankKallt ben

Pump

Hjalpmatarvattenpump

Varmt ben

Huvudcirkulationspump

elektriskt drivna och en ångturbindriven (så att åtminstone en fungerar även vidtotalt elkraftbortfall). Alla tre pumparna startade automatiskt, som de skulle.Emellertid tar det cirka 15 sekunder innan pumparna bygger upp sitt normaladrivtryck. Under denna tid ökade temperatur och tryck i primärsystemet sa attreaktor .nabbstopp utlöstes kort efter det att avbläsningsventilen pa tryckhall-ningstanken öppnat. Allt detta var helt i överensstämmelse med konstruktions-förutsättningarna.

Olyckligtvis fanns vid denna tidpunkt, cirka 10-15 sekunder efter den inledandehändelsen, tvä väsentliga fel som inte var kända för operatörerna. Det förstasammanhängde med att hjälpmatarvattenpumparna i sina tryckledningar hartvä blockeringsventiler som normalt används vid underhallsarbete. De skall all-tid vara öppna dä anläggningen är i drift så när som pa att en i taget tillfälligtviskan vara stängd. I strid med instruktionerna hade emellertid bada lämnatsstängda, sannolikt i samband med underhällsarbete ett par dygn innan haveriet.Det fanns därför inget kylflöde på sekundärsidan och anggeneratorerna kokadetorrt inom ungefär 2 minuter.

Det andra felet var att avbläsningsventilen hade fastnat i öppet läge när denefter cirka 13 sekunder fick signal att stänga. Därför fanns nu en läcka pa pri-märsystemet ungefär motsvarande en liten LOCA. lin lampa i kontrollrummetindikerade att strömmen till avblåsningsventilens styrventil hade brutits vilketfick operatörerna att tro att huvudventilen stängt. Någon direkt indikering avhuvudventilens läge fanns inte.

Nu följde en läng och komplicerad serie av händelser och åtgärder som i detaljbeskrivits i t ex den svenska reaktorsäkerhetsutredningen (1309). De oavsiktligtstängda blockeringsventilerna upptäcktes och öppnades efter ungefär X minu-ter. Den öppna avbläsningventilen upptäcktes först efter nästan 2 1 2 timme.Läckaget stoppades då genom att avblåsningsventilens blockeringsventil stärm-des.

Under det första skedet hade operatörerna missletts tro att det fanns för myckelvatten i primärsystemet medan i verkligheten motsatsen var fallet. När därförsäkerhetsinsprutningssystemet automatiskt startade efter cirka 2 minuter ochbörjade kyla härden som det skulle, lät operatörerna det fungera bara någraminuter innan det stoppades. Resultatet blev att härden lag avtäckt i flera tim-mar innan läget kom under kontroll. Under denna period blev skadorna pa har-den omfattande.

Efter 1 timme började huvudcirkulationspumparna att vibrera kraftigt, sanno-likt pä grund av kavitation. Operatörerna stoppade da tva av de fyra pumparnaför att undvika axeltätningläckage. Vibrationerna fortsatte emellertid och efterytterligare 40 minuter stoppades de återstående tva pumparna. All forcerad kyl-medelscirkulation upphörde därmed. Efter knappt 3 timmar startad.-s äter enhuvudcirkulationspump men den stoppades 20 minuter senare pa »rund av kraf-tiga vibrationer.

Vätgas bildades pä grund av metall-vattenreaktion i kapslingens zirkonium. (ia-sen samlades som en "bubbla" i övre delen av reaktortanken. Den dramatiskajakten på att fä bort vätgasbubblan innan tillräckligt med syre bildades for attåstadkomma en explosiv blandning, upptog massmedias intresse under flera da-

v

gar. Det har senare visat sig att farhågorna var överdrivna och att några riskerför vätgasexplosion aldrig förelåg.

13.5.3 Utsläpp och dosbelastningMan tror att större delen av härdens innehall av ädelgaser och ungefär 50 c-iav jod och cesium samt mindre andelar andra fissionsprodukter frigjordes fränbränslet till primärsystemet under händelseförloppet. En del av aktivitetenspreds ut frän primärsystemet genom den icke-äterstängande avbläsningsventi-len till avblasningstanken i botten pä reaktorinneslutningen. När den toppfyll-des och dess sprängbleck blåste efter cirka 15 minuter hamnade det högaktivavattnet i inneslutningssumpen och de gasformiga ämnena i inneslutningsatmo-sfären. En del av sumpvattnet pumpades till en början över till uppsamlingstan-kar i hjälpsystembyggnaden.

Ännu en läckageväg frän reaktorns primärsystem uppstod när operatörernaöppnade volymkontrollsystemets avtappningsledning, se Figur 13. K), för att av-hjälpa den förmodade överfyllningen av primärsystemet. Avtappningsvattnetleds normalt via ett reningssystem till volymkontrolltanken i hjälpsystembygg-naden. varifrån det kan pumpas tillbaka till reaktortanken. Volymkontrolltan-ken är i sin tur ansluten till ett avgassystem som komprimerar de frän vattnetfrigjorda gaserna och via fördröjningstankar och filter släpper ut dem till an-läggningens skorsten. Den stora gasmängd som vid haveriet följde med reaktor-vattnet gjorde att avgassystemet överbelastades och avluftades genom volym-kontrolltankens säkerhetsventil.

Pa basis av mätningar av stråldoserna i omgivningen har det uppskattats (1310)att 0.1-0.5 EBq* av ädelgasen xenon-133, motsvarande 2-10 '"< av härdinne-hallet. frigjordes till omgivningen. Dessutom släpptes uppskattningsvis 0.63TBq* av jod-131 ut. Det motsvarar en andel 2.7x \{)r av härdinnehallet. vilketär cirka 100 000 ganger mindre än man tidigare antagit för ett haveri av dennatyp. Inget cesium eller andra mc .illiska fissionsproduktpartiklar släpptes såvittkänt ut i omgivningen. Da olyckan inträffade hade cesium-137 och andra långli-vade fissionsprodukter ännu inte natt sina jämviktsvärden pa grund av den kor-ta tid reaktorn hade varit i drift.

Den största omgivningsdosen erhölls av radioaktiv xenon vid gasutsläppen un-der själva haveriet. Kollektivdosen till befolkningen inom SO km frän verket haruppskattats till 33 mansievert (1311). Denna dos skulle kunna ge ett extra can-cerdödsfall inom en trettioarsperiod. Den maximala dos som någon individskulle kunnat erhålla i verkets närhet har uppskattats till 0.37 mSv. vilket un-gefär motsvarar den dos man i genomsnitt ärligen far vid röntgenundersökningi sjukvården, jfr Tabell 12.16.

Skillnaden i utsläppsfraktion för ädelgaser och jod kan tillskrivas följande om-ständigheter (1312):

*\ Ebq - 10 | hBq; I TBq = IO': Bq

356

- Ädeigaser reagerar inte kemiskt med andra ämnen, de ar mycket lattflyktigaoch kvarhålls inte starkt i vatten

- Större delen av den frigjorda joden absorberades kemiskt av reaktorvattnet.I inneslutningen injicerades natriumhydroxid vilket ökade jodabsorptionengenom att vattnet blev mera alkaliskt

- Den allmänt reducerande, vätgasrika miljön i inneslutningen med litet frittsyre var gynnsam för bildningen av metall jodider

- Cirka 90 ri av den jod som frigjordes i hjäipsystembyggnaden fastnade i filt-ren

Det är viktigt att konstatera att även om reaktorinneslutningen inte var helt tätsä förblev den mekaniskt intakt. Aktivitetsutsläppen skedde genom läckage tillhjäipsystembyggnaden. Större delen av den frän bränslet frigjorda joden antasha omvandlats till cesiumjodid som är lättlöslig i vatten och relativt svarflyktig.Den kvarhölls därför i det vatten som fanns i primärsystemet eller läckte fränprimärsystemet till inneslutningen.

13.5.4 ÅterställningsarbetetNär kylningen av härdens resteffekt återupprättats och faran för omedelbarastörre aktivitetsutsläpp avvärjts var situationen följande (1313). Man visste atthärden var svårt skadad men kände inte till dess tillstand i detalj. För att för-hindra oavsiktlig kriticitet tillsattes borsyra till kylvattnet. Högaktivt reaktor-vatten och gasformig aktivitet i atmosfären gjorde det omöjligt att beträda in-neslutningen. Vattennivån fortsatte att stiga i inneslutningen pa grund av läcka-ge frän primärsystemet och nädde till slut 2.4 m, motsvarande en vattenvolymav 2 500 m' . I hjälpsystembyggnadens uppsamlingstankar fanns cirka 1 500 m'medelaktivt vatten. Den allmänna strälningsnivan var sa hög att byggnadenkunde beträdas endast i korta pass.

En första åtgärd blev att återställa hjäipsystembyggnaden som arbetslokal.Vattnet renades genom ett speciellt jonbytarsystem som uppfördes i en intilligg-ande byggnad. Själva lokalen och inventarierna dekontaminerades. Däreftervidtog saneringen av inneslutningsbyggnaden. För att kunna beträda inneslut-ningen måste luftaktiviteten minskas, vilket skedde genom kontrollerade ut-släpp. Trots de små utsläpp av huvudsakligen krypton-85 som detta innebar varomgivningens reaktion häftig, och tillstånd gavs inte förrän sommaren 1980.Det högaktiva inneslutningsvattnet renades med ett särskilt jonbytarsystem.Arbetet avslutades i maj 1982. För dekontamineringen av inneslutningen prova-des flera mer eller mindre framgångsrika metoder. Först på sensommaren 1982började man få märkbara resultat.

Nästa steg i upprensningen var att kartlägga härdens tillstånd som en förbere-desle för att avlägsna härden. Kartläggningen har gjorts på fyra olika sätt: ge-nom mekanisk avkänning, visuell inspektion med TV-kameror, ultraljud ochprovtagning. Reaktortankens lock kunde lyftas av i juli 1984. Man räknar medatt börja flytta bort härd och inlerna delar i slutet av 1985. Detta arbete planeraspågå i ungefär två är.

357

Den bild Mim hittills (1985) framkommit är att övre härdpläten är i stort settintakt men att det finns en cirka 1.5 m djup hålighet i härdens övre del somsträcker sig nästan ut till härdens periferi. Den motsvarar 26 c/c av härdvoly-men. Pa botten av häligheten ligger en 60 cm djup hög av grus och småbitarbestående av UO;. Zirkaloy och rostfritt stål. Grushögen vilar på en hård skor-pa av keramiskt material som man ännu inte lyckats tränga genom. Undrehärdplatens tillstånd är okänt. På reaktortankens botten finns cirka 20 tonslaggliknande material i form av fragment. Sammansättning av det keramiskamaterialet och fragmeiuen är okänd.

Analys av prov frän grushögen visar att en viss smältning av UO; verkligen ägtrum (vilket tidigare ifrågasatts) och att förloppet varit mera komplicerat än mantidigare trott (1314). Den teori man nu har är att då härden torrlades under deförsta 2-3 timmarna smälte den övre delen av flera bränslepatroner och föll neri undre halvan av härden. Kvarvarande bränslestavar hade en starkt oxideradoch spröd kapsling. När sedan en huvudcirkulationspump kortvarigt startadesefter knappt 3 timmar ätervättes härden och de spröda delarna av bränslesta-varna brast. Därigenom raserades härdens övre del och håligheten och grushö-gen uppstod.

Den del av bränslestavarna som först fallit ner i undre härdhalvan bildade enklump av keramiskt material. När härden tillfällig' återvättes täcktes klumpenav en isolerande skorpa. Temperaturen i dess inre okylda del kan därför ha nättsmältpunkten till följd av resteffekten. Till sist tunnades skorpan ut i botten,smältan bröt igenom och föll ner pä reaktortankens botten där den bildade frag-ment som kyldes av kvarvarande vatten till dess att reaktortanken återfylldesoch haveriförloppet avslutades. Det kan noteras att smältan inte trängde genomnägon av de mänga instrumentgenomföringar som finns i botten utan stannadekvar i reaktortanken.

Med hänsyn till den intensiva strålningen i såväl inneslutning som hjälsystem-byggnad omedelbar er haveriet fanns anledning befara höga stråldoser tillpersonalen. Under ue fyra första åren till och med mars 1983 uppgick den totalakollektivdosen till 15 mansievert eller i genomsnitt mindre än 4 manSv per år.Det är mindre än för en genomsnittlig amerikansk tryckvattenreaktor i normaldrift. Emellertid återstod den mest dosintensiva delen av äterställningsarbetet.En uppskattning av den totala kollektivdosen ger 130-460 manSv enligt den nu-varande återställningsplanen (1315).

13.6 ErfarenhetsåterföringAnalys av säkerhetsrelaterade händelser och återföring av erfarenheterna tilldriften är ett viktigt sätt att förbättra säkerheten och vidmakthålla en hög sä-kerhetsnivå i kärnkraftverken. Härvid söker man identifiera signifikanta hän-delser, kartlägga förlopp och orsaker samt genomföra åtgärder för att förhindraen upprepning. I denna process är den probabilistiska säkerhetsanalysen etthjälpmedel att kvantifiera betydelsen av inträffade händelser med hänsyn tillrisken för härdskador.

358

13.6.1 Tillförlitlighetsdata för komponenter

Kärnkraftverken innehåller ett stort antal mekaniska och elektriska komponen-ter av säkerhetsmässig betydelse. Driftsinformation och felrapporter ger under-lag för statistisk bearbetning. Felsannolikhetsvärden är av stort intresse dels förutvecklingen av förbättrade komponentei, dels för den probabilistiska säker-hetsanalysen. I Sverige sker insamling av data centralt i det s k ATV-systemet.Genom bearbetning av rådata kompletterad med information från driften hartillförlitlighetsdata för komponenter tagits fram i den s k T-boken (1316). Tvåtyper av felsannolikhetsvärden är av intresse (jmf 10.2.4):

- fel per tidsenhet för komponent i drift

- fel per behov för komponenter i beredskap

Statistiken omfattar i huvudsak komponenter i säkerhetsrelaterade system försvenska kokvattenreaktorer. De komponenttyper som ingår är pumpar, venti-ler, drivdon/styrstavar,instrument och dieselaggregat. Pumpar, ventiler ochinstrument indelas i ett antal huvudkategorier, för vilka generisk informationpresenteras. Stationsspecifik uppdatering av den generiska informationen kangöras med statistisk metodik.

13.6.2 Incidentutvärdering

Kraftproducenterna har sedan länge utbytt erfarenheter från kärnkraftverkensdrift för att bl a dra lärdom av inträffade incidenter. Betydelsen av ett struktu-rerat informationsutbyte accentuerades genom händelsen i TMI-2. De ameri-kanska kraftföretagen skapade då ett datorbaserat informationssystem som se-nare följdes av liknande system i bl a Sverige. Syftet är dels ait snabbt spridakorrekt information om inträffade säkerhetsrelaterade händelser, dels att ut-värdera signifikanta händelser och rekommendera säkerhetshöjande åtgärder.

Utgångspunkten är de rapporter om säkerhetsrelaterade händelser och snabb-stopp som lämnas till tillsynsmyndigheten. Rapporterna granskas för utsorte-ring av signifikanta händelser. Härvid används i hivudsak kvalitativa kriterier,t ex om multipla fel eller fel av gemensam orsak förekommit eller om de säker-hetstekniska föreskrifterna överskridits. Av intresse är också återkommande feloch omständigheter som tyder på försämring av integriteten hos bränsle, pri-märsystem och inneslutning. Erfarenheten visar att de signifikanta händelsernautgör mindre än 5 % av alla rapporterade säkerhetsrelaterade händelser.

De signifikanta händelserna görs till föremål för närmare analys för att undersö-ka om och i så fall vilka åtgärder som krävs. Härvid kan händelseträdsmetodikkomma till användning för bedömning av risken för allvarlig härdskada och ef-fekten av säkerhetshöjande åtgärder. Enligt amerikanska erfarenheter ger cir-ka 25 % av de signifikanta händelserna anledning till åtgärder. Dessa kan sträc-ka sig från att i enklaste fall säkerställa att driftspersonalen gjorts medveten omproblemet till att genomföra ändringar i utrustning, procedurer och instruktio-ner.

Det svenska systemet för erfarenhetsåterföring (1317) handhas gemensamt förkraftföretagen av Rådet för Kärnkraftssäkerhet. Systemet innehåller data från

359

bäde svenska och utländska kärnkraftverk lagrade på en central dator. In-kommande rapporter om säkerhetsrelaterade händelser granskas och sorteras itre kategorier:

— signifikanta händelser, som analyseras i detalj

— återkommande händelser, som underkastas trendanalys

— händelser som inte kräver närmare analys men som lagras i systemet för sta-tistiska behov

Enligt svenska erfarenheter representerar de signifikanta händelserna mindreän 2 ("c av rapporterade säkerhetsrelaterade händelser. Om en händelse be-döms kräva säkerhetshöjande åtgärder, lämnas funktionsorienterade rekom-mendationer till berörda kraftföretag, som sedan svarar för genomförandet.

13.6.3 Prekursoranalys

Prekursoranalys är en kvantitativ metod att utvärdera inträffade signifikantahändelser. Med prekursor menas en observerad händelse som i kombinationmed en eller flera postulerade händelser kan leda till allvarlig härdskada. Pre-kursoranalys introducerades i en amerikansk studie 1982 (ref 1318), den sk ASP- studien (Occident Sequence Precursor).

I ASP-studien granskades alla rapporter om säkerhetsrelaterade händelser iamerikanska reaktorer under 1969-1979 för identifiering och klassificering avprekursorer. En händelse betecknas som prekursor om någon av följande förut-sättningar är uppfylld:

- bortfall av minst en funktion som behövs för att motverka en inledandehändelse som kan leda till härdskada

- partiellt bortfall av minst två funktioner som behövs för att motverka en in-ledande händelse

- ovanlig inledande händelse, t ex bortfall av yttre nät, icke-återstängandeavblåsningsventil

För varje prekursor utarbetas händelseträd dels för den verkliga händelsen,dels för postulerade härdskadesekvenser, där prekursorn ingår. Det första hän-delseträdet används bl a för att uppskatta sannolikheten att den uteblivna funk-tionen kan återställas inom viss tid, genom operatörsingripande eller på annatsätt. Det andra händelseträdet används för att beräkna den betingade sannolik-heten för härdskada under förutsättning att prekursorn inträffat. Den betinga-de sannolikheten kan betraktas som ett mått på hur stor risken för allvarlighärdskada varit under ett givet händelseförlopp.

I ASP-studien granskades 19 400 säkerhetsrelaterade härdelser av vilka mindreän 1 % identifierades som prekursorer. Av dessa beräknades 52 st ha en beting-ad sannolikhet för härdskada större än 1 på 1 000. De med den högsta sannolik-heten är sammanställda i Tabell 13.12 (jmf Tabell 13.11).

360

Tabell 13.12Betingad sannolikhet för härdskada vid händelser i amerikanska reaktorer1969-1979

Reaktor Händelse Sannolikhet

TMI-2 Matarvattenbortfall. icke - återstängande säkerhets- 1ventil, utebliven säkerhetsinsprutning

Browns Ferry 1 Matarvattenbortfall p g a kabelbrand 0.3*)

Rancho Seco Matarvattenbortfall p g a fel i icke - nukleär instru- 0.25mentering

Point Beach 1 Avställningstransient med uteblivet hjälpmatarvatten 0.1)25

Turkey Point 3 Hjälpmatarvattenpumpar startar ej vid test 0.025

Kewaunee Hjälpmatarvattenpumpar uteblir vid reaktorstart 0.025

Davis Besse 1 Hjälpmatarvattenpumpar uteblir vid test 0.025

Totala antalet driftår för amerikanska lättvattenreaktorer under 1969-1979 var432. Eftersom varje prekursor inträffat en gång kan den totala sannolikhetenför härdskada under den aktuella perioden beräknas som 1/432 gånger summanav alla betingade sannolikheter. Då fås ett värde (punktskattning) av mellan1.7x10"' och 4.5xlO\ Dessa värden domineras av händelserna i TMI-2.Browns Ferry och Rancho Seco som tillsammans svarar för 85 rr av den upp-skattade sannolikheten. Från analyserna av de studerade prekursorerna kundeockså följande slutsatser dras:

- många erfarenhetsmässiga felsannolikheter och frekvenser av inledandehändelser stämmer tämligen väl (inom en faktor 10) med dem som användesi Rasmussen-studien

- någon korrelation mellan antalet prekursorer och reaktoranläggningarnasålder, fabrikat eller effektstorlek kunde inte konstateras

- ungefär 38 % av alla prekursorer innefattade mänskligt felhandlande

ASP-studien har utsatts för kritik bl a för att möjligheterna att återställa ellerpå annat sätt kompensera en utebliven funktion underskattats. Enligt en kritiskutvärdering (1319) anses de betingade sannolikheterna för de domineradehändelserna vara överskattade med en faktor 300 å 3 000. En annan typ av kritikriktar sig mot metoden att kombinera stationspecifik och generisk informationi händelseträden vilket dels är principiellt otillfredsställande, dels ger en över-skattning av de betingade sannolikheterna.

13.6.4 Bayesiansk analys

Allteftersom drifterfarenheterna från kärnkraftverken ökar blir den riskbe-dömning som grundas på dem allt tillförlitligare. Drifterfarenheterna kan ut-nyttjas för att uppdatera de probabilistiska säkerhetsanalysernas resultat genoms k Bayesiansk metodik (1320). Den grundar sig på Bayes teorem inom sanno-likhetsteorin som säger att

, A , p(A) • PA(B) , . , .PB(A) = K' ' ( B ^ ekv 13.1

361

Härdskadefrekvens(per år)

10 2 .

10 3 .

io-4-

1 0 5 -

Probabilistisk

säkerhetsanalys

AllaUS

RSS

R2

R1

• 2 x 1 0 4

• 9 x 10 5

. 5.2 x 1 0 6

. 2.5 x 10 6

Prekursoranalys

-

j 4.5 x 10 3

ASP

* 1.7 x 10 3

—

Bayesiansk

analys

9.0 xA l la !US J 4 . 8 x

T 3.2 xRSS

1 1.8 x

-

104

10-4

10 4

I Q 4

Figur 13.11Jämförelse av beräknade härdskadefrekvenser.Alla US = medelvärde av amerikanska PRA-studienRSS = Rasmussen-studienRl. R2 = Ringhals 1 och 2 (inre händelser)

där pn(A) är den betingade (ä posteriori) sannolikheten för händelsen A närman vet att händelsen B inträffat och p(A) är ä priori sannolikheten för A (utankunskap om B). Vid den aktuella tillämpningen av ekv 13.1 låter man händel-sen A beteckna allvarlig härdskada medan B representerar den samlade drifter-farenheten av signifikanta prekursorer.

Som exempel kan nämnas en studie (1321) där man utgått från beräknadehärdskadefrekvenser i ett antal säkerhetsstudier. Tabell 13.13, o:h uppdaterat

362

Tabell 13.13Jämförelse av beräknade hardskadefrekvenser (1321)

Anläggning Typ av studie Härdskadefrekvens (per miljon driftår)Medianvärde Medelvärde

Tryck vatten reak torerSurryBiblis BIndian Point 2

Indian Point 3

Zioii

OconeeSequoyah

Kok vallenreaktorerPeach BottomBig Rock PointLimerickGrand Gulf

RSS"GRSS : 'I"I + Y41

II + YII + YRSSMAPS)

RSSMAP

RSS

IRSSMAP

604070

40060905052

20060

309701530

1209690

4701301905767

400120

601 (XX)

2S60

1) Rasmussen-studien2) Tyska säkerhetsstudien

3) Inre händelser4) Inre och yttre händelser5) Reactor Safety Study Methodology Application Program

dem med användning av ASP-studiens prekursoranalys enligt föregående av-snitt. Resultatet visas i Figur 13.11. Innebörden är att den teoretiska analysen iprincip kunnat göras mer tillförlitlig genom användning av erfarenhetsdata,oavsett om härdskada inträffat eller inte. Resultatet måste dock bedömas medförsiktighet eftersom det, som tidigare påpekats, finns skäl att räkna med attASP-studiens härdskadefrekvenser är överskattade.

Referenser1301 A Szeiess, F Oszuszky

Verfiigbarkeit der Kernkraftwerke in der Welt im Jahre 1983.Atomwirtschaft, Juli 1984.

1302 Operating Experience with Nuclear Power Stations in Member States in1982.International Atomic Energy Agency. Wien 1984.

1303 Statens strälskyddsinstitutKämkraftsindustrins aktivitetsutsläpp och yrkesexponeringar.Publiceras kvartalsvis.

363

1304 Ionizing Radiation: Sources and Biological Effects.United Nations Scientific Committee on the Effects of Atomic Radia-tion.1982 Report to the General Assembly.

1305 K E McCormack, R B GallaherReview of Safety-Related Events at Nuclear Power Plants in 1980.Nuclear Safety 23 (1982) 320.

1306 Statens kärnkraftinspektionReport on safetv-related occurences and reactor trips.Publiceras halvårsvis.

1307 Reactor Trips in U S Nuclear Power Plants.Institute of Nuclear Power Operations, 1984.

1308 Experience in Plant Transients The Swedish RKS Program.Rådet för Kärnkraftsäkerhet. RKS-83-11 (1983).

1309 Säker kärnkraft?SOU 1979:86.Betänkande av reaktorsäkerhetsutredningen.

1310 J G Kemeny et alReport of the Presidents Commission on the Accident at Three Mile Is-landWashington D.C., October 1979

1311 L Battist et alPopulation Dose and Health Impact of the Accident at the Three MileIsland Nuclear StationAd Hoc Dose Assessment Group Preliminary ReportWashington D.C.. May 1979

1312 Report to the American Physical Society of the Study Group onRadionuclide Release from Severe Accidents at Nuclear Power PlantsFebruary 1985

1313 E SokolowskiDen havererade TMI-2-reaktorn - Vad hände sedan?Rådet för Kärnkraftsäkerhet (1984).

1314 New theory postulates TM1-2 accident was more severe than thoughtNucleonic Week. April 18. 1985

1315 P GrahnEkonomi och teknik kring TMIOKG-aktuellt 84.3 (1984)

1316 T-bokenTillförlitlighetsdata för komponenter i svenska kokvattenreaktorer.Rådet för Kärnkraftsäkerhet. RKS 82-07 (1982).

364

1317 J P BentoERF- A Swedish system for feedback of operating experiences.Rådet för Kärnkraftsäkerhet (N83).

1318 J W Minarick, C A KukielkaPrecursors to Potential Severe Core Damage Accidents 1969-1979. Astatus report.NUREG/CR-2497 Vol 1U S Nuclear Regulatory Commission (1982).

1319 Review of NRC Report: Precursors to Potential Severe Core DamageAccidents 1969-1979. A status report.Institute for Nuclear Power OperationsINPO 82-025, September 1982.

1320 G Apostolakis, A MoslehExpert Opinion and Statistical Evidence. An Applicction to ReactorCore Melt Frequency.NuclSci Eng 70 (1979) 135.

1321 C D Heising. A MoslehBayesiun Estimation of Core Damage Frequence Incorporating Histori-cal Data on Precursor Events.Nuclear Safety 24 (1983) 485.

365

14 SÄKERHETSHÖJ ANDEÅTGÄRDER

Kärnkraftverkens säkerhet ägnas ständig uppmärksamhet frän kraftproducen-ternas, tillsynsmyndigheternas och massmedias sida. Som en följd av erfarenhe-ter frän driften och fortlöpande granskning av säkerheten vidtas säkerhetshöj-ande åtgärder. Ibland framkommer problem som är gemensamma för en visstyp elier klass av reaktorer, s k generiska säkerhetsfrågor. I detta kapitel diskut-eras nägra sädana frågor huvudsakligen mot bakgrund av förhållandena i USAoch Sverige. Vidare behandlas åtgärder som en följd av TMI-2 samt specifikaåtgärder i svenska kärnkraftverk.

14.1 Generiska säkerhetsfrågorDen amerikanska tillsynsmyndigheten upprättade 1978 ett handlingsprogramför generiska säkerhetsfrågor (1401). Planen omfattade följande moment:

- identifiering av problem

- urval och prioritering

- genomförande av åtgärder.

Ett hundratal frågor identifierades av vilka 17 åsattes högsta prioritet som s kicke-avgjorda säkerhetsfrågor (Unresolved Safety Issues, ref 1402). Program-mets fortskridande rapporteras ärligen till den amerikanska kongressen. Flerta-let ursprungliga frågor har kunnat avföras genom att nya säkerhetskrav specifi-cerats och åtgärder vidtagits. Ytterligare frågor tillkommer till följd av bl a öka-de drifterfarenheter, nya forskningsrön och återkommande säkerhetsgransk-ning. I det följande ges nägra exempel pa frågornas karaktär och hantering.

14.1.1 Rörsprickor i BWR

Sprickor i rör tillhörande eller anslutna till primärsystemet har observerats iamerikanska kokvattenreaktorer sedan mitten av 1960-talet. Sprickorna harhuvudsakligen uppträtt vid svetsar i rör av austenitiskt rostfritt stal. till en bör-jan i rör med 100 - 250 mm diameter, senare också i grövre rör. Sprickorna hari allmänhet upptäckts vid ultraljudprovning och i nägra fall genom det läckagesom uppstått av genomgående sprickor. Frekvensen observerade sprickor harökat i takt med antalet anläggningar och drifttiden. Inget fall av instabil sprick-tillväxt och plötsligt brott har rapporterats.

Mekanismen har identifierats som interkrislallin spänningskorrosion (jfr 3.5.3).För att sådana sprickor skall uppstå krävs en samverkan av tre faktorer (ref1403):

- utfällning av kromkarbid i materialets korngränser, s k scnsihilisering, vilketförsvagar korngränserna sa att en spricka kan utbreda sig

- mekanisk dragspänning som överskrider materialets sträckgräns

- närvaro av svre i reaktorvattnet.

366

Sensibilisering uppkommer främst i den värmepäverkade zonen vid svetsningav rör och anslutningar.

Svetsning kan även ge höga restspänningar som adderas till de normala rörpä-känningaw. Relativt hög syrehalt är karakteristisk för kokvattenreaktorn imotsats till tryckvattenreaktorn. Av detta skäl har bara i speciella fall spän-ningskorrosion observerats i tryckvattenreaktorernas primiirsystem.

Sprickorna växer långsamt och ger "läckage före brott" (jfr 3.5.2). Om inte förrupptäcks de då genom c'et resulterande läckaget och kan åtgärdas innan brottinträffar. Därför anses rörsprickor inte utgöra någon större säkerhetsfråga utansnarare ett drift- och underhållsproblem. Emellertid har !en amerikanska till-synsmyndigheten vid ett flertal tillfällen föranstaltat om uvställning av reaktorerför inspektion av rörsprickor. Villkor har föreskrivits för fortsatt drift som inne-burit bl a krav på reparation, förbättrade metoder för ultraljudprovning och läc-kagedetektering samt langsiktiga åtgärder som eliminerar problemet.

Utvecklingen av botemedel har inriktats pa någon av de grundläggande förut-sättningarna för att en spricka skall uppkomma. Som exempel kan nämnas an-vändning av andra material som inte är känsliga för sensibilisering. förbättradesvetsmetoder som inte orsakar höga kvarvarande dragspänningar samt tillsatsav väte till matarvattnet för att reducera sy ^halten i reaktorvattnet. Sistnämn-da metod tillämpas i bl a Sverige för vissa reaktorrUiek (1404).

De svenska kokvattenreaktorerna var länge förskonade frän spänningskorro-sionssprickor. Det ansågs bero pa ett ändamålsenligt val av rostfritt materialmed låg kolhalt vilket minskade benägenheten för sensibilisering. Lmellertidiakttogs under hösten 1982 sma läckage i klenrör anslutna till primärsystemet iRinghals 1. De visade sig bero pa genomgående sprickor av interkristallin span-ningskorrosion. Samtliga rör i de utsatta systemen byttes under revisionsavställ-ningen 1982 mot rör av material med lägre kt'.!iui!i. finstaka indikationer omliknande sprickor har erhållits även i andra svenska reaktorer.

En annan typ av sprickor i rostfria rör har uppträtt i svenska ko\vattenreaktoreri anslutningsstycken mellan matarvattensystemet och kylsystemet tor avställdreaktor. Stora områden med transkristallina sprickor i icke-.^ensibiliserade ma-terial har observerats. De orsakas av wrmisk utmattning (jfr 3.5.3) genom detemperaturfluktuationer som uppträder när det varma (27l)rC) kylvattnct blandas med det kalla (180°C) matarvattnet.

14,1.2 Änggeneratortubers integritetÄnggeneratorerna är näst reaktortanken de största komponenterna i en tryck-vattenreaktor. Varje anggenerator är upp emot 2(1 m hög och rwr en diameterav 3 -4 m. Den innehåller flera tusen tunnväggiga ror av rostfntt material, van-ligen en kiomnickelk-gering. som omges av en mantel av kolstal, se Figur 5.7.Tuberna är infästa i en platta i botten och stagade av ett antal stodplatar pa olikahöjd. Reaktorvattnet stri nmar genom tuberna och matarvattnet pa utsidan.

Normalt finns ett tunt oxidskik; pa tubväggarna som skyddar mot kemiska an-grepp. Under vissa förhallanden kan skiktet genombrytas vilket leder till korrosion. De flesta korrosionsangreppen inträffar i stagnanta områden t c* Da och

3h7

strax ovanför tubplattan och i spalter mellan tuberna och tubplattan/stö^plåtar-na. Där kan föroreningar i matarvattnet samlas och bilda ett reaktivt slam. Kor-rosionen leder till sprickor eller väggförtunning och så småningom till läckageoch brott. Eftersom en läckande tub nödvändiggör att reaktorn stängs av ochett tubbrott är ett hot mot säkerheten är det av stor vikt att undvika korrosionoch andra fenomen som kan äventyra tubernas integritet.

De flesta tryckvattenreaktorer har drabbats av problem med änggeneratorerna.Defekta tuber pluggas för att förhindra läckage. Det kan ske utan effektreduk-tion eftersom änggeneratorerna konstrueras med en betydande överkapacitetför den värmeöverförande ytan. Enligt en översikt av drifterfarenheterna(1405) hade till och med 1982 ungefär 2 % av nästan 1.6 miljoner tuber i tjänstpluggats.

Figur 14.1 visar det kumulen»de antalet defekt;, tuber per reaktor som funktionav drifttiden. Varje punkt i diagrammet svarar mot en reaktor. De tre linjernarepresenterar olika felintensitet, dvs procentuellt antal fel per effektivt driftår.Ju högre felintensiteten är desto högre blir kostnaderna för oplanerade avställ-ningar. inspektioner oche reparationer. Om felomfattningen blir större än cirkaK) % kan det bli nödvändigt att reducera effekten eller byta ut ånggeneratorn.Sädana byten har genomförts i några amerikanska anläggningar till en kostnadmotsvarande 800 - 2 500 miljoner kronor, exklusive kostnaden för ersätt-ningskraft.

Av Figur 14.1 framgår att erfarenheterna är mycket varierande för reaktorermed samma drifttid. Vissa anläggningar har inte haft några fel alls under upptill 10 års drift, medan andra haft mer än 20 c/c defekta tuber. Flera faktorerspelar in: ånggeneratorns konstruktion, materialval, vattenkemi pä sekundärsi-dan, typ av kylvatten (sött, bräckt eller salt), täthet hos turbinkondensorn mm.I enstaka fall har tubbrott under drift inträffat, vilket lett till kylmedelsförlustoch förhöjda utsläpp (jfr Tabell 13.11). Sådana händelser bemästras genomavställning av reaktorn och isolering av den skadade ånggeneratorn. Om säker-hetssystemen fungerar som avsett blir konsekvenserna för omgivningen obetyd-liga.

Mer än 90 f7r av alla defekter har orsakats av någon form av korrosion. Till enbörjan var den vanligaste korrosionstypen spänningskorrosion frän sekundärsi-dan pä grund av alkalianrikning genom lokal indunstning pä tubväggen. Vidmitten av 70-talet blev väggförtunning genom angrepp av natriumfosfat ett be-svärande problem. Natriumfosfat tillsattes matarvattnet för att reducera klorid-halten och motverka korrosion på vi.'meöverförande ytor. Mänga kraftföretagövergick då till dosering med flyktiga alkaliseringsmedel. Då uppträdde i ställets k denting, dvs en hoptryckning av tuber vid stödplåtarna genom rostbildning ispalten mellan tub och plåt. Genom en kombination av åtgärder har man nume-ra praktiskt taget helt kunnat eliminera denna feltyp.

Pa senare är har den alku!".ka spänningskorrosionen återkommit som domin-erande felorsak. Dessutom har en annan form av interkristallina angrepp upp-trätt pä insidan av tuberna i områden med hög mekanisk spänning, t ex i U-böjar och vid infästningen i tubplattan. Även andra korrosionstyper har före-kommit såsom korrosionsutmattning och nötningskorrosion pä grund av ström-ninusinducerade vibrationer i tuberna.

368

Procent av specificerad livslängd

1 2 5 10 20 50 100

10-

1 -

0)U-4

UC

10'-

V • Felintensitet (% per år)• »Ånggeneratorbyte• * Inga defekta ** tuber

Fulleffektdygn

Figur 14.1Drifterfarenheter t o m 1982 av tryckvattenreaktorers ånggeneratorer

Det är uppenbart att problemet är mycket komplicerat. Något radikalt boteme-del har ännu inte framkommit. Möjligen kan man genom förbättrad konstruk-tion och nya material undvika en del av de hittills observerade ;k;iHorna, menerfarenheterna härav är ännu begränsade. När det gäller vattenkemin på se-kundärsidan går tendensen mot användning av flyktiga alkaliseringsmedel ochfullflödesrening av kondensat. För materialet i turbinkondensorns tuber sker iviss utsträckning en övergång frän traditionella kopparlegeringar till mera kor-rosionsbeständig titan. Metoderna för inspektion och reparation av defekta tu-ber har förbättrats väsentligt, varför tubbrott under drift bör kunna undvikas.

369

De svenska tryckvattenreaktorema har vardera tre ånggeneratorer med verti-kala U-rör av Inconel 600, två turbinkondensorer med tätsvetsade tuber av titansamt matarvattenbehandling med flyktiga alkaliseringsmedel (AVT) utan full-flödesrening av kondensat. Ringhals 2, som togs i kommersiell drift 1975, hadefram till 1979-1980 kondensortuber av aluminiummässing och under inkör-ningsperioden 1974 fosfatbehandling av matarvattnet. Efter övergång till AVTobserverades denting första gången 1977 (ref 1406). Då pluggades drygt 200 tu-ber i preventivt syfte. Under 1974-1980 erhölls kondensorlackage vid samman-lagt 42 tillfällen med förhöjd kloridhalt i matarvattnet som följd. Efter över-gången till titantuber har inga kondensorlackage inträffat och ingen fortsattdenting observerats. De första tubläckagen i änggeneratorerna inträffade 1979och medförde preventiv pluggning av ett sextiotal tuber. Sedan dess har ytterli-gare tubläckage konstaterats. Undersökningar har visat att det rör sig om inter-kristallin spänningskorrosionssprickning.

Efter mindre än ett ars drift med en ny typ av ånggenerator i Ringhals 3 inträffa-de ett tubläckage i oktober 1981. Det orsakades av mekanisk nötning pä grundav strömningsinducerade vibrationer vid inloppet till anggeneratorns förvärmarsektion. Problemet som också gällde Ringhals 4 kunde avklaras genom en inten-siv utvecklingsinsats i samverkan mellan kraftföretag och tillverkare (1407).

14.1.3 Termisk chock i reaktortanken

Reaktortanken är normalt i ett sådant tillstånd av tryck och temperatur att brottinte kan ske. Det innebär att såväl grundmaterial som svetsgods befinner sig iområdet med hög brottseghet, dvs ovanför omslagstemperaturen från duktilt tillsprött tillstånd (jfr 3.5.2). Om temperaturen sjunker under omslagstemperatu-ren samtidigt som reaktortrycket är högt finns risk att eventuella sprickor till-växer. Risken är störst i det område av tanken som omsluter härden. Den ökarmed drifttiden, eftersom omslagstemperaturen höjs med dosen snabba neutro-ner, s k bestrålnings] örsprödning.

Tva typer av onormala händelser kan ha betydelse för reaktortankens säkerhet:

- överkylningstransienter där tankväggen kommer i kontakt med kallare vat-ten än normalt och utsätts för s k termisk chock

- kalltryckning, dvs högt tryck i kallt tillstånd, t ex genom att arbetstryckethöjs för snabbt i samband med start.

Kalltryckning undviks genom noggrant föreskrivna procedurer för start fränavställning till rumstemperatur Överkylningstransienter kan inträffa underdrift t ex då nödkylsystem tas i anspråk i samband med rörbrott i primärsystemeteller sekundärsysystcmet (PWR) samt vid för högt matarvattenflöde.

För att en öveikylniiigsliaiisieiit skall innebära ett hot mot reaktortankens in-tegritet krävs en samverkan av flera faktorer:

- reaktortanken har försprödats så att omslagstemperaturen uppgår till100-150°C

- det finns eii spricka i tanken som är tillräckligt stor för att kunna växa

370

- kontakt med kallt vatten som ger upphov till höga värmespänningar och enväggtemperatur som underskrider omslagstemperaturen

- reaktortrvcket förblir högt eller höjs från en lägre nivå under den tid tankenstemperatur sjunker.

Moderna tryckkärlsstäl har en omslagstemperatur som i utgångsläget är -20 till-1()°C och även efter långvarig bestrålning underskrider cirka 5()°C. Den liggerdärmed med god marginal under det kritiska området under anläggningens helalivslängd. För vissa äldre reaktortankar med svetsmaterial innehallande förore-ningar av koppar och fosfor sker bestrålningsförsprödningen snabbare. Det ärfrämst för dessa som frågan om termisk chock kan utgöra en livslängdsbegräns-ande faktor.

Som exempel kan nämnas att några tryckvattenreaktortankar i USA med svets-gods innehållande föroreningar av koppar visat sig ha en omslagstemperatur av60-11()°C efter cirka 10 ars drift. För de finska Loviisa-reaktorerna (PWR) visa-de sig försprödningen av de mest utsatta tanksvetsarna ske snabbare än beräk-nat. Man minskade dä det snabba neutronflödet vid lankväggen och därmedförsprödningshastigheten genom att byta ut ett antal perifera bränslepatronermot stavknippen av stal. Den enda reaktortanken i Sverige som innehåller kop-parhaltigt material är Oskarshamn I. Kontinuerlig uppföljning av bestrålnings-prover visar att försprödi.ingen sker i en takl som ger tanken en beräknad livs-längd av cirka 40 år.

Genom att analysera rapporter om säkerhetsrelaterade händelser har man iUSA sökt identifiera prekursorer till överkylningstransienter (140X). Av totaltcirka 16 000 rapporter för 47 PWR med sammanlagt 329 driftar under 1%3 -1981 ansågs 34 händelser vara signifikanta med hänsyn till termisk chock. Deflesta transienterna var milda och endast fyra händelser betecknades som allvar-liga. Tvä av dessa återfinns i Tabell 13.11. nämligen Rancho Seco och CrystalRiver 3. I häda fallen gav bortfall av icke-nukleär instrumentering upphov tillfelaktiga signaler som ledde till kylmedelsförlust. säkerhetsinsprutning och allt-för hastig sänkning av reaktorvattnets temperatur. Inga skador inträffade dockpa reaktortanken

14.1.4 Uteblivet reaktorsnabbstoppVid vissa typer av transienter är det väsentligt för säkerheten att reaktorns ef-fekt snabbt sänks genom att snabbstopp utlöses. Kr. förutsedd transient meduteblivet automatiskt snabbstopp benämns ATWS (Anticipated TransientWithout Scram). ATWS- frågan har tilldragit sig stor uppmärksamhet i USA.Vad frågan egentligen gäller är om sannolikheten för ATWS är tillräckligt lagför att ATWS inte skall behöva beaktas i konstruktionsförutsättningarna.

R t fnnkfionshindrande fel i snabbstoppssystemet kan vara elektriskt, da utlös-ningssignal uteblir, eller mekaniskt, dä en eller flera styrstavar pa signal vägrarga in i härden. För att reaktoi avstängning skall utebli krävs att fler iin t va styr-stavar strejkar i tryckvattenreakton och att fler än tva närliggande styrstavarstrejkar i kokvattenreaktorn. I tryckvattenreaktorn faller styrstavarna in genomatt strömmen br>ts i mangetspolar som häller stavarna uppe. I kokvattenreak-torn skjuts stavarna in hydrauliskt underifrån. I amerikanska kokvattenreakto-

37!

rer har varje styrdon ett eget hydraulsvstem medan i svenska kokvattenreakto-rerett hydraulsvstem driver in flera styrstavar gemensamt. De gemensamt driv-na styrstavarna är placerade sä att de inte ligger intill varandra.

Det automatiska snabbstoppet anses mycket tillförlitligt, i Rasmussen-studienuppskattas otillgängligheten till cirka 1 gäng per 20 000 behov. Om automatikeninte skulle fungera kan snabbstopp utlösas manuellt. Dessutom finns möjlighetatt stänga av reaktorn pa andra sätt. i tryckvattenreaktorn genom insprutningav borvatten, i kokvattenreaktorn genom att stoppa huvudcirkulationspumpar-na sa att angbildningen i härden ökar och gör reaktorn underkritisk. I svenskakokvattenreaktorer finns dessutom möjlighet att skruva in stavarna med elmo-torer. Såväl skruvstopp som pumpstopp utlöses automatiskt pa signal omsnabbstopp. Som en extra säkerhetsåtgärd finns även i kokvattenreaktorernamöjligheten att manuellt injicera bor i reaktorvattnet.

Med hänsyn till de allvarliga konsekvenserna av vissa transienter med uteblivenreaktoravställning framlade den amerikanska tillsynsmyndigheten NRC i olikaomgångar under 1470-talet förslag till säkerhetshöjande åtgärder (1404). Desyftade till att reducera det beräknade bidraget till härdskadefrekvensen fränutebliven reaktoravställning till cirka ett fall per miljon driftar. Det kan ske patva sätt. dels genom att öka snabbstoppssystemets tillförlitlighet, dels genom attförstärka möjligheterna till alternativ reaktoravställning.

Reaktortillverkare och kraftproducenter i USA har ifrågasatt om skärpning avkraven är nödvändig och berättigad. Man har ansett att sannolikheten förATWS är sa lag att sådana händelser inte utgör något säkerhetsproblem (1410).Pa senare ar har dock ett par incidenter inträffat, se Tabell 13.11. som antyderatt snabbstoppssystemens tillförlitlighet kan vara sämre än man tidigare räknatmed.

Definitiva krav pa säkerhetshöjande åtgärder fastställdes 1984 av NRC. De in-nebär att trvckvattenreaktorerna måste förses med oberoende och diversifiera-de system för initiering av dels snabbstopp, dels hjälpmatarvattentillförsel ochturbinsnabbstängnhig. För kokvattenreaktorerna krävs likaledes ett oberoendeoch diversifierat system för initiering av sna'ibstopp och för automatiskt stoopav hiivudcirkulationspumparna. Dessutom erfordras en okmng av borsystemeiskapacitet.

De amerikanska erfarenheterna och kraven är inte direkt tillämpliga pa svenskakokvattenreaktorer pa grund av väsentliga konstruktionsskillnatler. De svenskasäkerhetsstudierna har visat en mycket läg härdskadefrekvens for ATWS-händ-elser. t ex cirka 3x K) per ar för Ringhals 1. Några krav pa säkerhetshöjandeåtgärder med anledning av ATWS har inte framställts i Sverige.

14.2 Åtgärder tillföljd av TMI-2I ländeisen i Three Mile lsland-2 fick stor betydelse för den fortsatta utveckling-en pa reaktorsäkerhetsomradet. Tva veckor efter händelsen tillsatte USAs pre-sident en kommission för att klarlägga händelseförloppet och dess konsekven-ser och ge förslag till säkerhetshöjande åtgärder. Tillsynsmyndigheten NRCutarbetade detaljerade atgärdsplaner. ! Sverige gav kärnkraftinspeklionen re-

372

dan inom en vecka efter haveriet föreläggande om vissa modifikationer a\ Ring-hals 2. den enda tryckvattenreaktor som da var i drift i landet. R.geringen till-kallade en kommitté för att bl a överväga om det fanns anledning att väsentligtomvärdera kärnkraftens risker.

14.2.1 Kemeny-kommissionens utredning

Presidentkommissionen som efter sin ordförande brukar kallas Kemeny-kom-missionen avlämnade sin rapport i oktober 1479. cirka sju månader efter TMI-2 'ref 1411). I rapporten fastsläs att de faktiska utsläppen av radioaktiva ämnenvar obetvdliga och att de huvudsakliga hälsoeffekterna var psykisk stress. Detväsentliga budskapet var den mänskliga faktorns betydelse för reaktorsäkerhe-ten. Den tekniska utrustningen i TMI-2 ansågs ha fungerat tillräckligt bra föratt haveriet bara skulle ha varit ett mindre tillbud om inte mänskliga fel begåtts.Som en allmän slutsats fann utredningen att även om kärnkraftverkens tekniskautrustning kan och bör förbättras, hänger grundläggande säkerhetsfrågor sam-man med de människor som handhar anläggningarna och med roller, arbetssättoch attityder hos de företag och organisationer som tillverkar, äger och driveranläggningarna och utövar tillsyn över dem.

Enligt kommissionens mening hade reaktorkonstruktörer, driftpersonal ochtillsynsmyndigheter efter mänga ars drift av kärnkraftverk utan att någon olyckainträffat invaggats i tron att anläggningarna var tillräckligt säkra. Den ameri-kanska tillsynsmyndigheten hade skapat ett omfattande system av regler ochföreskrifter som om de efterlevdes ansågs garantera säkerheten. Utredningenfann att reglerna i allför hög grad var inriktade pa den tekniska utrustningen ochinte i tillräcklig utsträckning beaktade människans roll.

Den dittills tillämpade säkerhetsfilosofin hade enligt utredningen medfört enfixering vid de konstruktionsstyrande haverierna (jfr 7.3) av typen stort rörbrotti prirr.ärsystemet. Om sädana mycket osannolika "värsta" händelser kunde be-mästras trodde man sig inte närmare behöva analysera andra mera sannolika.mindre haverier. Stora LOCA-händelser kräver snabba, automatiskt verkandesäkerhetsfunktioner. Mindre haverier sker därmot i allmänhet långsammareoch fordrar ofta mänskliga ingrepp för att hällas under kontroll. TMI-2 visadeatt en frän början harmlös incident kan utvecklas till ett allvarligt haveri genommänskligt felhandlande.

Utredningen drog slutsatsen att det krävdes en ändrad inställning till säkerhe-ten hos personal, företag och organisationer. Dels mäste den deterministiskasäkerhetssynen och läsningen till de konstruktionsstyrande haverierna komplet-teras mer1 en mera nyanserad säkerhetsanalys, dels mäste en allmän insikt omatt allvarliga haverier faktiskt kan inträffa genomsyra alla faser av säkerhetsar-betet. Samspelet människa - maskin mäste förbättras, t ex vid utformningenav kärnkraftverkets kontrollrum sä att personalens möjligheter att identifierapotentiella liaveiiföilopp och vidta uiolätgäidei undeiHittas.

Utredningen konstaterade att utbildningen av reaktoroperatörerna vid TMI-2varit bristfällig, att driftsinstruktionerna för hantcing av onormala händelservar oklara och att man underlåtit att dra lärdom av tidigare liknande incidenter.Detta 'edde kommissionen till att allmänt rekommendera förbättrad utbildningav drift- och underhållspersonal, adekvata driftinstruktioner för haverisituatio-

373

ner samt systematisk insamling, bearbetning och återföring av drifterfarenhe-ter.

Även om tyngdpunkten i säkerhetsarbetet alltjämt borde ligga pä haveriföre-byggande åtgärder, ansåg kommissionen att ökad uppmärksamhet borde ägnasåt att lindra konsekvenserna av ett eventuellt haveri. Såväl den interna som denexterna haveriberedskapen borde förstärkas. Allmänhetens rätt till informa-tion borde till godoses bättre än vad som var fallet vid TMI-2.

Det bör understrykas att Kemeny-kommissionens slutsatser och rekommenda-tioner gällde läget i USA och inte utan vidare är tillämpliga på förhållandena iandra länder.

14.2.2 NRCs åtgärdsplan

Omedelbart efter haveriet lät NRC stänga fem tryckvattenreaktorer i USA avsamma fabrikat som TMI-2. Sedan vissa åtgärder vidtagits togs de åter i driftmed undantag för systeraggregatet TMI-1*. Uppröjningsarbetet inleddes vidTMI-2 (se 13.5.4). Det beräknas vara avslutat 1988 - 1989 till en total kostnadav 1 miljard dollar. Återställningsplanen tar sikte på fortsatt användning av sta-i/>nen.

NRC startade omgående en omfattande utredningsverksamhet som redan fyramånader efter haveriet resulterade i en förteckning av säkerhetshöjande åtgär-der i ett tjugotal punkter (1412). BI a på grundval av Kemeny-kommissionensrekommendationer utarbetades sedan en detaljerad åtgärdsplan (1413). Denomfattade ett brett spektrum av åtgärder och krav för både stationer i drift ochnya anläggningar inom följande områden:

I DriftsäkerhetII Förläggning och konstruktionIII Haveriberedskap och strålskyddsverksamhetIV Rutiner och procedurerV NRCs verksamhet och organisation.

Åtgärder inom område I syftade till att dels reducera antalet händelser som kanleda till haveri, dels förbättra driftpersonalens möjligheter att identifiera sådanahändelser och vidta korrigerande åtgärder. Bland prioriterade åtgärder märk-tes:

- förbättrad operatörsutbildning

- skärpta krav på bemanning i kontrollrummet

- nya riktlinjer för utformning av kontrollrum

- procedurer för erfarenhetsåterföring

Område II omfattade åtgärder på både kort och lång sikt. Kortsiktigt krävdesbl a förbättringar av:

*TMI-1 återstartades 1985.

374

- utrustning för att kunna ventilera icke-kondenserbara gaser från primärsys-temet

- åtkomlighet till vitaia utrymmen samt skydd för säkerhetsrelaterad utrust-ning efter ett haveri

- provtagningsmöjligheter i primärsystem och reaktorinneslutning

- instrumentering för att följa ett haveriförlopp.

Åtgärder på längre sikt omfattade bl a:

- utveckling av förbättrade metoder och utrustning för att kontrollera bild-ningen av vätgas i reaktorinneslutningen och minska risken för vätgasexplo-sion

- genomförande a\ probabilistiska säkerhetsstudier för specifika anläggningarsom underlag för prioritering av säkerhetshöjande åtgärder.

För den externa haveriberedskapen rekommenderade presidentkommissionenen centralisering av planeringen till en särskild myndighet på federal nivå i närasamarbete med delstatliga och lokala organ, vilket genomfördes 1979. OmrådeIII i NRCs ätgärdsplan behandlade därför huvudsakligen den verksinterna ha-veriberedskapen och strålskyddsverksamheten. Områdena IV och V var speci-fikt inriktade på NRC.

Åtgärdsplanen utsattes för kritik från den amerikanska kärnkraftsindustrinssida (1414). Man ansåg att flera av de föreslagna åtgärderna var oklart defini-erade och av begränsat värde. Man befarade att säkerhetsarbetet i stort kundebli lidande genom att resurser avleddes från mera angelägna uppgifter. Utdrag-na och onödiga förseningar av tillståndsgivningen skulle bl. följden. Ett redu-cerat program med prioriterade åtgärder utarbetades därför och föreladesNRC. Det uppskattades kosta mellan 28 och 700 miljoner dollar per reaktor ochtotalt för hela den amerikanska kärnkraftindustrin cirka 3.5 miljarder dollarplus 32 miljarder dollar för förseningar och ersättningskraft.

14.2.3 Den svenska reaktorsäkerhetsutredningen

Den svenska reaktorsäkerhetsutredningen tillkallades i maj 1979 och avlämna-de sin rapport sju månader senare (1415). Mot bakgrund av en kartläggning avhändelseförloppet vid TMI-2 och en analys av säkerheten i svenska reaktorerrekommerderades säkerhetshöjande åtgärder i 49 punkter under följande ru-briker:

- Rollfördelning och organisation.Tillsynsmyndighetens huvuduppgift angavs vara att ange mål för säkerhet-sarbetet hos kraftföretagen och granska deras organisation och arbetsformerför att uppnå dessa mål.

- Konstruktion och utförande.Probabilistiska metoder föreslogs bli utnyttjade i säkerhetsgranskningen.Särskilda analyser borde utföras för varje anläggning.

375

- Konsekvenslindrande eller utsläppsbegränsande åtgärder.Risken för omfattande omgivningskonsekvenser kunde reduceras ytterligareutöver det skydd som reaktor inneslutningen ger.

- Människa-maskin-frågor.Åtgärder borde vidtas för att minska riskerna för mänskligt felhandlande,bl a genom att underlätta operatörsagerande i stressitutaioner.

- Rekrytering och utbildning.Utbildningen borde breddas och fördjupas bl a genom att även underhålls-personal omfattas av utbildningen och genom att driftstörningar och haveri-situationer ges större utrymme i utbildningen.

- Normaldrift.Utredningen konstaterade att kärnkraftverkens normaldrift är tillfredsstäl-lande reglerad i de säkerhetstekniska föreskrifterna men att tillsynsmyndig-heten borde formulera krav för kraftföretagens kvalitetssäkringarbeu;.

- Haveriberedskap.Den verksinterna haveriplaneringen borde ses över med sikte på entydig an-svarsfördelning, förstärkning av personalresurserna och övning av bered-skapsorganisationen.

- Erfarenhetsåterföring.Utredningen föreslog att ett förbättrat system för händelseuppföljning, fel-analys och erfarenhetsåterföring byggs upp i samverkan mellan kraftföretag,tillsynsmyndighet och tillverkare.

- Reaktorsäkerhetsforskning.Utökad forskning rekommenderades bl a inom mänsklig tillförlitlighet samtför utsläppsbegränsande åtgärder.

De flesta av utredningens förslag ledde till konkreta åtgärder. Speciellt kannämnas regeringens beslut 1981 om införande av filtrerad ventilation av Barse-bäcksverkets reaktorinneslutningar. Detta projekt beskrivs närmare i avsnitt14.3.3.

14.3 Åtgärder i svenska kärnkraftverk14.3.1 Säkerhetsfrågors hantering

Säkerhetsfrågor aktualiseras i första hand genom erfarenheter frän kärnkraft-verkens drift, underhåll och tillsyn men också genom teoretiska tillförlitlighets-och säkerhetsstudier. För svensk del är det väsentligt att även kunna utnyttjautländska rön. Det sker bl a genom det system för erfarenhetsåterföring sometablerats av kraftföretagen (13.6.2) samt genom granskning av de åtgärdspla-ner för generiska säkerhetsfrågor som fastställs av NRC (14.1). Sedan 1978fims en rådgivande grupp till kärnkraftinspektionen, benämnd SKISOS, medmedlemmar från inspektionen och kraftföretagen för att identifie. a och priorite-ra säkerhetsfrågor och rekommendera handlingsvägar för deras lösning (1416).

Vissa säkerhetsfrågor kräver omedelbara åtgärder eller kan avgöras omgående.I allmänhet fordras dock särskilda undersökningar innan beslut om eventuellaåtgärder kan fattas. Bl a med hänsyn till kravet på hushållning med person.ilre-

376

surser är det väsentligt att de mest angelägna frågorna blir tillgodosedda i törstahand liksom att bearbetningen av frågor som är gemensamma för flera anlägg-ningar kan samordnas. Prioritering sker <• . pä basis a\ kvalitativa värderingarutifrån samlade kunskaper och erfaren' r. Under senare ar har probabilistisksäkerhetsanalys alltmer kommit till . .ldning för att identifiera problem ochbedöma effekten av olika ätgän1 •

Åtgärder för att förbättra <•••.« . neten initieras av kraftföretagen själva eller ge-nom föreläggande av k::. -raftinspektionen. Tekniska åtgärder i verken ge-nomförs i allmänhet v > : de planerade ärliga avställningsperioderna. För allaändringar i utrustrv .•- .<• säkerhetsmässig betydelse krävs kärnkraftinspektio-nens tillstånd.

14.3.2 Genomförda åtgärder

Det äldsta svenska kärnkraftblocket. Oskarshamn I. har varit i drift sedan 1V71.Forsmark 3 och Oskarshamn III togs i drift 1985. Det innebär att de olika aggre-gatens konstruktion och laddningstillstand är baserade säkerhetskrav som ut-formats under mer än ett decennium. Under denna tid har säkerhetsambitio-nerna succesivt höjts. Åtgärder har därför vidtagits för att lyfta upp de äldreverken till den säkerhetsnivå som kännetecknar de nyare konstruktionerna.

Tabell 14.1 ger några exempel pa genomförda åtgärder för att dels höja säker-hetsnivån för äldre verk. dels rada bot pa oförutsedda problem som uppkommitunder driften. Den sammanlagda kostnaden för dessa åtgärder uppgår till flerahundra miljoner kronor. Arbetena har till största delen kunnat utforas underordinarie revisionsperioder och endast i ringa utsträckning påverkat anlägg-ningarnas energiutnyttjningsgrad.

Tabell 14 IExempel pa säkerhetshöjande åtgärder efter första laddningstil'stand i svenskakärnkraftverk

Anläggning Åtgärd Färdig-ställt'

Alla BWR Ändring av strilmunstyckcn lör härdnödkylning 1 74

Ringhals 1 och 2 Förbättring av vattenintag lör havsvatten lör att saker- 1975ställa hjälpkylviiMcn till blocken

Alla anläggningar Förbättring av fysiskt skydd I97fi

Alla BWR Införande av hackspolningssystem för hardnodkyUwe- 1977mens vattenintag i inneslutningsbassängen

Alla BWR Förstärkning av utrustning i inncslutningshassiingcn 197S

Alla PWR Utbyte av värmeisolering pa reaktorns varma rörsystem 1979tor att förhindra blockering av vattenintag i inncslut-ningsbassängen

Oskarshamn I i .förande av reservsystem för elmatning till säkerhets- I9NIImässig väsentlig utrustning

Alla WR Utbyte av komponenter och instrument för hattre mil- 198(1jötälighet och utökat mätomrade i haverisituationer

377

Anläggning Åtgärd Färdig-ställt

Alla anläggningar Införande av alternativa möjligheter till resteffektkyl-ning

. orsmark 1 och 2 Utbyte av bultar för fixering av bränslep?' onernas 1982ledskenor

Alla BWR Ändring av utloppsgeometri för nedblåsningsrör för att 1983minska dynamiska päkänningar i inneslutningsbassäng-en

Ringhals 1 Utbyte av rostfria rör anslutna till reaktorns huvudkyl- 1983system

Ringhals 3 och 4 Modifiering av matarvatteninlopp till änggeneratorer 1983

14.3.3 Utsläppsbegränsande åtgärderI enlighet med reaktorsäkerhetsutredningens förslag om ökade insatser på ut-släppsbegränsande åtgärder genomfördes under 1980 - 82 ett forskningspro-jekt, kallat FILTRA (1417). I projektet studerades möjligheten att reduceraomgivningskonsekvenserna vid händelser som medför högt tryck i reaktorin-neslutningen genom en kombination av två

- tryckavlastning av reaktorinneslutnin'-en genom en säkerhetsventil somöppnar innan brottrycket nås

- filtrering av utströmmande ånga och gas för avskiljning av eventuella radi-oaktiva ämnen.

Studierna visade bl a att en god filtrering och ängkondensation kunde åstad-kommas i en stenbädd av stor volym.

Regeringen beslöt 1981 att Barsebäckverkets reaktorinneslutningar skulle för-ses med filtrerad tryckavlastning. FILTRA-anläggningen togs i bruk i november1985. Den bestar av en stenkondensor med ungefär K)')()() m } volym anslutentill varje reaktorinneslutnings bassängrum genom ett grovt avlastningsrör. Figur14.2 (ref 1418). Normalt är stenkondensorn isolerad från inneslutningen genomsprängbleck vars bristningstryck är satt till 0.65 MPa, vilket är 0.15 MPa överinneslutningens konstruktionstryck. Det finns också tvä klenare rör som förbin-der stenkondensorn med inneslutningens reaktorrum via två isoleringsventileri serie som normalt är stängda. Dessa rör möjliggör tryckavlastning även ominneslutningen skulle vara delvis vattenfylld eller manuell tryckavlastning vidtryck lägre än sprängbleckens bristningstryck. Stenkondensorn ventileras ge-nom en avgasledning till det ena reaktorblockets skorsten.

Ffter spränghlecken sitter två normalt öppna avstängnmgsventiler i serie. Ut-strömmande ånga och gas fördelas i stenbäddens övre skikt. Under nedåtström-ning kondenserar ångan pä stenarnas kalla ytor. Kondensatet samlas i stenkon-densorns nedre del. Stenkondensorns inre ytor har en tät beklädnad av stal.Tanken är fylld med kväve för att förhindra vätgasförbränning och tillväxt avorganiskt material i stenbädden.

378

r nlaiiiiL.

t — ^ - Ga^terintng

H*Mktori''neSluTn'nq L SkorslenIi

Säkerhets' venU

1 ! i j |

ft— Stenfiiter

Aulastnings

/ ledmng

U. •': r, -

J L

• • • • • • • •.j

D'anigetank'-M- •"- ' V .

Figur 14.2Principiell uppbyggnad av FILTRA

FILTRA iir dimensionerad sä att 99.9 c/< av alla radioaktiva ämnen i harden(utom ädelgaser) kvarhälls i reaktorinneslutningen och stenkondensorn efter enhändelse med allvarlig härdskada. Anläggningen skall kunna fungera passivt i24 timmar. Enkelfelskriteriet postuleras (utom för sprängblecken) och anlägg-ningen skall kunna motstå en markacceleration av 0.15 g vid en eventuell jord-bävning.

Säkerhetsanalysen för FILTRA visar att tryckavlastningsfunktionen förhindrarövertryckning av inneslutningen och därmed ger en väsentlig riskreduktion i re-aktorer av Barsebäck-typ. Filtreringsfunktionen ger en ytterligare riskreduk-tion för händelser som utom högt tryck i inneslutningen också medför härd-smältning. Sädana händelser är mycket osannolika, se 11.4.2. För härdsmält-ningsförlopp som inte leder till högt tryck i inneslutningen ger FILTRA ingenriskreduktion.

I regeringens beslut 1981 ingick också krav pä åtgärder före 19K9 för att ävenvid övriga kärnkraftverk begränsa utsläpp i samband med eventuell härdskada.Därför genomfördes dels ett forskningsprojekt i samarbete mellan kärnkraft-inspektion och kraftföretagen, dels konstruktionsstudier hos kraftföretagen.Forskningsprojektet syftade till att ge konstruktionsunderlag i form av dels be-räkningsmetoder för frigörelse, transport och avskiljnir.g av radioaktiva ämneni primärsystem och reaktorinneslutning. dels beräkningsresultat frän studier avhärdsmälteförlopp och inne>lutningsbeteende. Vissa resultat redovisades i ka-pitel 11.

Pä grundval av bl a forskningsprojektets och konslruktionsstudiernas resultatföreslog kärnkraftinspektionen i slutet av 19K5 ett atgärdsprogram för att för-stärka skyddet mot utsläpp vid svära härdhaverier i Forsmark. Oskarshamn ochRinghals (1419). Det innebär b! a att alla reaktorinneslutningar förses med an-ordningar för tryekaviastning. För anläggningar ined annular kondensations-bassäng (se Figur 4.7). dvs Forsmark 1, 2 och 3 samt Oskarshamn III. föreslåsdessutom att anordningai införs för att snabbt kunna vattenfylla nedre reaktor-rummet i en haverisituation samt att särskilt utsatta genomföringaroch bärande

379

delar förstärks. Som en utgångspunkt för förslagen gäller samma krav som förBarsebäck, nämligen att utsläppen till omgivningen skall kunna hållas undercirka 0.1 *7r av härdinnehållet av flertalet radioaktiva ämnen, ädelgaser oräkna-de, för en härd med cirka 1 800 MW termisk effekt.

Referenser

1401 NRC Program for the Resolution of G leric Issues Related to NuclearPower PlantsU S Nuclear Regulatory CommissionNUREG-0410 (1978). '

1402 Identification of Unresolved Safety Issues Relating to Nuclear PowerPlantsU S Nuclear Regulatory CommissionNUREG-0510 (1979). '

1403 J C Danko and K E StahlkopfStatus of Research on Pipe Cracking in BWRNucl Safety 23 (1982) 653.

1404 P Fejes and R IvarsWater Chemistry Adjustment bv Hxdrogen InjectionNucl Europe, No 9, Sept 1984'.

1405 O S Tatone and R S PathaniaUpdate on world-wide steam generator experienceNucl Eng Int 30 (1985) 36.

1406 I Multer and J SvenssonExperience with secondary water chemistry in Ringhals PWRInternat Atomic Energy AgencyIAEA-SM-264/12O983).

1408 D L Phung and W B CottrellPressure Vessel Thermal Shock: Experience at U S Pressurized Reactors1963-1981Nucl Safety 24 (1983) 520.

1409 Anticipated Transients Without Scram for Light Water Reactors.U S Nuclear Regulatory CommissionNUREG-0460 Vol 4 (March 1980).

1410 G S LelloucheAnticipated Transients Without ScramNucl Safety 21 (1980)469.

1411 Report of the Presidents Commission on the Accident at Three Mile Is-landOctober 1979, Washington D C.

380

1412 TMI-2 Lessons Learned Task Force Status Report and Short-Term Re-commendationU S Nuclear Regulatory CommissionNUREG-0578 (July 1979).

1413 NRC Action Plan Developed as a Result of the TMl-2 AccidentU S Nuclear Regulatory CommissionNUREG-0660 (May 1980).

1414 Report to the AlF Policy Committee on Follow-Up to the Three Mile Is-land AccidentAtomic Industrial Forum, Working Group on Action Plan Prioritiesand Resources (February 1980).

1415 Säker kärnkraft?Betänkande av ReaktorsäkerhetsutredningenSOU 1979:86.

1416 Säkerhetshöjande åtgärder i kärnkraftverkEn informationsskrift utgiven av SKISOS,juni 1981.

1417 Filtered Atmospheric Venting of Light Water Reactor Containments(FILTRA)Final Report. November 1982.

1418 Å Persson and T AnderssonFILTRA: Filter Plant for Severe Reactor AccidentsNucl Europe, No 5, May 1983.

1419 Utsläppsbegränsade åtgärder vid svåra reaktorhaverier avseende reak-lorblocken i Oskarshamn, Ringhals och Forsmark.Brev frän SKI till regeringen, december 1985.

381

15 REAKTORSAKERHETSFORSKNING

I reaktorteknikens tidiga skede gick forskningen hand i hand med utvecklings-och konstruktionsarbetet. Självständiga forskningsprogram initierades sedanav ländernas tillsynsmyndigheter. Under 1970-talet låg tyngdpunkten på verifie-ring av konstruktionskriterier för nödkylsystem och reaktorinneslutning. Forsk-ningen dominerades kostnadsmässigt av stora LOCA-orienterade värmeteknis-ka försök. I takt med ökade erfarenheter av reaktorernas drift och underhållinriktas forskningen alltmer på att förbättra driftsäkerheten och förebygga ha-veri. Efter TMI-2 ägnas stora insatser även ät att studera härdsmälteförloppoch inneslutningsbeteende samt ät utsläppsbegränsande åtgärder. I detta kapi-tel redovisas forskningens inriktning och resultat inom några huvudområdenmed tonvikt pa svenska insatser.

15.1 Kylmedelsförlust och nödkylningL .\. 'vattenreaktorernas nödkylsystem är dimensionerade för att överhettning\ h irden skall undvikas vid ett postulerat stort rörbrott i primärsystemet, s k

>' r uOCA. Den amerikanska tillsynsmyndigheten fastlade 1971 - 1973 licen-M igskrav som tillämpas även i andra länder (se 9.2.1). En huvuduppgift för

i" Kningen har varit att utveckla beräkningsmetoder för LOCA och genom ex-^ iment verifiera att licensieringskraven är uppfyllda. Härför krävs ingående

<i .iskap om värme- och s ömningstekniska förlopp i primärsystem och reak-/ rinneslutning samt om bränslets beteende.

15.1.1 Termohydraulik

De värme- och strömningstekniska försöken och modellutvecklingen har inrik-tats pä att dels renodla vissa fenomen och studera separata effekter, dels på s kintegrala försök och beräkningsmetoder där hela förloppet vid ntdblasning ochnödkylning studeras i ett sammanhang. Figur 15.1. Separata effekter har stude-rats i värmetekniska kretsar med elektriskt upphettade stavknippen som simule-rar verkliga bränslepatroner. Korrelationer mellan värme- och strömnings-tekniska parametrar har tagits fram som gör det möjligt att förutsäga när kri-tiskt värmcflöde inträffar och hur effektiv värmeöverföringen mellan kapslingoch kylmedium är till dess och under det att bränslestaven äterväts.

För tryckvattenreaktorn har tiden till kritiskt värmeflöde under nedblasningsfa-sen och värmeöverföringen under den efterföljande avkokningen undersöktsbl a i THTF- kretsen i USA (1501). Återvätning och värmeöverföring underflödningsfasen harstuderatsi FLECHT(l5O2). Försvenska kokvattenreaktorerhar tiden tii! torrkokning och värmeöverföringen under den följande angkyl-nin^sfasen studerats i FIX, Figur 15.2 (1503). Kapslingstemperaturens variationefter det att strilkylningen kommit igång har undersökts i OÖTA-kretsen(1504).

3X2

Kretsar förseparata effekter

THTFFLECHTFIXGÖTA

r

Delprogram

TOODEEMOXYNORCOOLDRAGON

f

Systemprogram

RELAPTRACGOBLIN

Anläggningar förintegrala försök

LOFTSemiscaleTLTAFIST

T

Figur 15.1Värme- och strömningsteknisk forskning och metodutveckling för LOCA medexempel på amerikanska och svenska försöksanläggningar och datorprogram.

De experimentella resultaten används för att bestämma bl a värmeövei jangstalmellan bränslekapsling och kylmedium under olika skeden av nedblasnings- ochnödkylningsförloppet. Med kännedom om värmeövergängstalen kan bränsletoch kapslingens temperatur beräknas, t ex med datorprogrammet MOXY förkokvattenreaktorn och TOODEE för tryckvattenreaktorn. De i Figur 15.1nämnda programmen NORCOOL och DRAGON har utvecklats i nordisktsamarbete respektive av Asea-Atom och används för att beräkna kylmedietstillstånd och värmeövergängstal under nödkylningsfasen i en kylkanal för enkokvattenreaktor.

För att beskriva hela det värme- och strömningstekniska förloppet i primärsys-temet vid LOCA finns särskilda datorprogram. Exempel pa sådana systempro-gram är RELAP och TRAC som utvecklats i USA för bade tryckvatten- ochkokvattenreaktorer (1505). Dessa program är tillgängliga även i Sverige i ver-sioner som anpassats för svenska reaktorer. Asea-Atom har utvecklat ett egetsystemprogram, GOBLIN, för sina kokvattenreaktorer.

38.1

FifHir 15.2FIX-kretsen i varmelaboratoriet i Stuclsvik.

15.1.2 Integrala försök

l o r att verifiera lieeiisieringskraven och demonstrera nödkylsystemens effekti-vitet hariutegrala försök genomförts diir hela förloppet vid I . (K 'A oeh transien-ter studerats i ett ammanhang. Försöksanläggningar i den amerikanska tillsyn*myndighetens I.()( A-program omfattar tva anläggningar for tryckvattenreak-torer: I.OFT ( loss of f lu id lest) och Semiscale viil den nationella forskninus-

3X4

stationen i Idaho samt två försökskretsar för kokvattenreaktorer. TLTA (Two-Loop Test Apparatus) och FIST (Full Integral Simulation Test) vid GeneralElectrics laboratorier i Kalifornien.

LOFT har en tryckvattenreaktor med 60 MW värmeeffekt som i skala 1:5 är enkopia av en fullstor reaktor. Sedan starten 1978 har ett tjugutal försök genom-förts — på senare år i internationellt samarbete i vilket även Sverige deltar. Re-sultaten visar bl a att efter tidig DNB i samband med nedblåsning vid storLOCA återväts kapslingen i allmänhet mycket snabbt av det kylflöde som upp-rätthålls av cirkulationspumparna, Figur 15.3 (ref 1506). Det har även fram-kommit att kylningen under den efterföljande flödningsfesen är mycket effek-tivare än man räknat med i de beräkningsmodeller som föreskrivs i licensie-ringskraven. Det innebär att marginalen till den kritiska kapslingstemperaturenär flera hundra grader.

Kapslingstemperatur

400 -

300 -

0 6 8 10

Tid efter brott (s)

Figur 15.3Uppmätt kapslingstemperatur (schematiskt) vid stor LOCA i LOFT (Experi-ment L2-3).

Medan LOFT har nukleär uppvärmning använder övriga försöksanläggningarelektriskt upphettade stavknippen för att simulera bränslepatroner. I Semiscalehar man bl a studerat LOCA vid brott på anggeneratortuber. De ogynsammasteförloppen, dvs de högsta kapslingstemperaturerna, erhölls vid brott på mellan12 och 50 tuber. Semiscale har också använts för att undersöka olika aternativatt införa nödkylningsvatten i tryckvatten reaktorn. Ett effektivt sätt, dvs dåhärden "släcks" snabbt, visade sig vara att injiciera i utrymmet under härden istället för som brukligt i huvudkylkretsens kalla ben.

385

För amerikanska kokvattenreaktorer, där en del av flödet i primärsystemet cir-kuleras med pumpar utanför reaktortanken och resten med interna strålpum-par, har integrala försök med stor LOCA gjorts i TLTA-kretsen. Stora margina-ler har demonstrerats i observerade maximala kapslingstemperaturer jämförtmed föreskrivna licensieringsberäkningar (1507). Det har bl a visat sig att ettmotriktat ångflöde i kylkanalernas inlopp spelar en betydande roll för att för-dröja tömningen av kanalerna under nedblåsningsfasen och för att snabbt åter-fylla kanalerna med lågtryckshärdkylsystemet. Den amerikanska tillsynsmyn-digheten har godkänt en av General Electric utvecklad modell för LOCA-ana-lys. Den ger 250-500°C lägre maximal kapslingstemperatur än gängse licensie-ringsmodell.

Sedan de termohydrauliska förloppen vid stora LOCA kartlagts i allt väsentligthar de integrala försöken inriktats på att studera små LOCA och transientermed t ex pumpbortfall. För tryckvattenreaktorn har sådana händelser simule-rats i Semiscale och LOFT. Resultaten visar att naturlig cirkulation är tillräckligför att kyla bort resteffekten till en ånggenerator även när en stor del av detprimära kylmediet förlorats. Då sker värmeöverföringen genom ångkondensa-tion och motriktad återströmning av kondensatet till härden (jfr 9.5.2). Kylninggenom naturlig cirkulation har även demonstrerats i den tyska kretsen PKL(1508).

För kokvattenreaktorer av amerikansk typ har små LOCA studerats i bl aFIST-kretsen i USA och i ROSA-IH i Japan (1509). För kokvattenrektorn ärförloppen vid stora och små LOCA likartade. Figur 15.4. Det beror pä att småoch medelstora brott som hotar att frilägga härden, genom automatisktvångsnedblåsning (se 9.4.3) avsiktligt förvandlas till stort "brott". Brottetsstorlek ändrar tiden till torrkokning och återvätning men inte på fenomenensom sådana och kurvornas form.

15.1.3 Bränslebeteende

Bränslets beteende vid LOCA och transienter påverkas av flera faktorer. Figur15.5. I licensieringsvillkoren föreskrivs maximala värden på kapslingstempera-tur. kapslingsoxidation och vätgasbildning samt krav på härdens ky'barhet (se9.2.1). Stipulerade förutsättningar och modeller för beräkning av bränslets ochkapslingens tillstånd och beteende är avsedda att ge resultat på den säkra sidan.Sädana beräkningar kan utföras med t ex de tidigare nämnda datorprogrammenTOODEE och MOXY. Figur 15.1.

Mätningar av kapslingsoxidation i ånga vid temperaturer i området700-1 400°C har visat att den maximala oxidationshastigheten är cirka 25 r/rlägre än vad som föreskrivs i licensieringsmodellen (1510). Kapslingskryp i hög-temperaturånga har studerats b! a i Studsvik och en beräkningsmodell framta-gits (1511). Försök i materialprovningsreaktorn PBF (Power Burst Facility) iIdaho har visat att såväl deformation som oxidation av kapslingen i allmänhet ärmåttlig under LOCA-förlopp. Kryphastigheten påverkas av gastrycket i spaltenmellan kapslingen och kutspelaren. Under vissa förhållanden sker en plötsliguppsvallning av kapslingen ("ballooning") som kan blockera kylflödet och ledatill brott. En annan möjlig felmekanism är sprödbrott genom termisk chock närden oxiderade heta kapslingen återväts under flödningsfasen.

386

Maximalkapslingstemperatur (°C)

1300

1100

900

700

500

300

100

- r i i i r1204°C Appendix K

I -

100% brott = hela arean

av huvudcirkulationsrörledning

50%

100% 2%

i i i

100 200 300 400 500 600 700 800

Tid efter brott (s)

Figur 15.4Kapslingstemperaturen för olika brottstorlek vid simulerade LOCA i kokvat-tenreaktorer av amerikansk typ. Experiment i ROSA-III.

Gastrycket i spalten mellan kuts och kapsling, bränslets svallning och kapsling-ens deformation påverkar spaltens värmeledningsförmåga och därmed tempe-raturen och den upplagrade energin i bränslet. För beräkning av dessa och and-ra bränsleparametrar under det stationära tillstånd som råder i utgångsläget för

387

EffektnivÄ och -fordelningBranslestdvens konstruktionDrifthistorik

Mekaniskafaktorer

I——I r - 1. Kapshngs I Kapslings .

oxidation I krypI I I , _ J

Sprodbrott j Krypbrott J

1 1

1

f-issionsgasfrigor•lie till kylmediet

Bränsletsbegynnelse-tillitlnd

Tryck i spaltenmellan kiits ochka piling

Fission igasfrigorel setill spalttn

I 1' Gapkonduktans

Varmt - ochströmningfttkniskarandvilkor

Varmtttkniskafaktorer

r| Kylflodes II blockering'i I

|[ Maximal I | Vetgas- •I kapslingnemptratur' | bildning

I J

I 1I II II I

Beräkning enligt licensieringskraven

Figur 15.5Faktorer som påverkar bränslets beteende vid LOCA och transienter.

en LOCA används t ex programmet GAPCON som utvecklats i USA. Program-met har verifierats genom jämförelse med mätningar av spaltens värmeled-ningsförmåga under olika förhållanden (1513).

Om kylningen upphör sker en omlagring av den energi som finns lagrad i bräns-let. Det leder till en utjämning av temperaturen i bränsle och kapsling i en taktsom bestäms av bränslestavens tidskonstant, cirka 5 sek. Även om reaktornstängs av höjs således kapslingstemperaturen snabbt flera hundra grader pågrund av denna omlagringseffekt.

Fissionsprodukternas sönderfall fortsätter att utveckla värme i bränslet ävennär de nukleära kedjereaktionerna upphört. Denna resteffekt avtar med tiden.För tidsvariationen föreskrivs en kurva baserad på mätningar utförda på 1950-talet, med ett tillägg av 20 % för osäkerhet. Senare mätningar (1514) har visatatt resteffekten är lägre vid korta svalningtider än vad den nominella kurvananger samt att osäkerheten generellt sett är väsentligt lägre än man tidigare an-tagit. En ny standard för resteffekt har därför fastställts i USA (se 3.4.5).

388

15.1.4 Inneslutningsbeteende

Vid ett stort rörbrott i primärsystemet strömmar stora mängder angå ut ochbygger upp ett tryck i inneslutningen. Inneslutningen är konstruerad för att taladet maximala tryck som då uppstår. I tryckvattenreaktorns torrinneslutning (se5.3) begränsas tryckstegringen genom inneslutningens stora volym. I kokvat-tenreaktorn dämpas tryckstegringen genom att den utströmmande ångan ledstill inneslutningens kondensationsbassäng.

För beräkning av tryck och temperatur i inneslutningen vid postulerade storarörbrott i primärsystemet har speciella datorprogram utvecklats och storskaligaexperiment genomförts för att verifiera deras giltighet. Ett sådant datorprogramär COPTA (Containment Pressure Transient Analysis, ref 1515) som tagitsfram i Siudsvik och validerats mot bl a experiment i Marviken- anläggningen.Det kan användas för både torrinneslutningar för tryckvattenreaktorer ochtryckdämpningsinneslutningar för kokvattenreaktorer.

Marviken-försöken genomfördes under åren 1972 - 1982. Den första serienfullskaleförsök inriktades på studium av tryck- och temperaturförhållandenm m vid nedblåsning i en tryckdämpningsinneslutning. Härvid undersöktes in-verkan av energiinnehållet i vatten och ånga i reaktortanken, det simuleraderörbrottets läge och storlek, kondensationsbassängens temperatur samt ned-blåsningsrörens ned ticksdjup (1516). I den andra försöksserien studerades när-mare de dynamiska förloppen i nedblåsningsledningar och kondensationsbas-säng, bl a de trycksvängningar och tryckstötar som kan uppstå genom kompres-sion av icke-kondenserbar gas i nedblåsningsrören och efterföljande expansioni kondensationsbassängen eller genom instabil kondensation av änga (1517).

Vid analys av förloppen efter pos'ulerade stora rörbrott har brottflödets storlekavgörande betydelse. Då utströmningshastigheten uppgår till ljudhastigheten,som inte kan överskridas, får man s k kritisk inströmning. Den tredje serienMarviken-försök inriktades på att bestämma det kritiska utströmningsflödetfrån rör med stor diameter för en tvåfasblandning av ånga och hetvatten (1518).Massflödet visade sig vara 5 - 20 % lägre än vad föreskrivna beräkningsmeto-der ger. Kraften från den utströmmande strålen kan åstadkomma skada när denträffar utrustning i inneslutningen. Syftet med det fjärde Marviken-projektetvar att för olika flödesregimer studera strålens beteende i full skala (1519).

15.1.5 Licensieringskraven

Traditionella licensieringsberäkningar för LOCA-analys utförs med datorpro-gram som godkänts av tillsynsmyndigheterna i versioner som innehåller försikti-ga antaganden på osäkra punkter. Som tidigare påpekats torde dessa antagan-den vara överdrivet försiktiga på flera punkter:

- resteffekten är cirka 20 % lägre än föreskrivet

- kapslingens oxidationshastighet är 25 % lägre än stipulerat

- återvätning av bränslestavarna sker redan i nedblåsningsskedet vilketintetillåts i föreskriven beräkningsmodell

389

- värmeövergången mellan kapsling och kylmedium under återfyllningsskedetär bättre än vad stipulerade korrelationer anger.

- brottflödet är upp till 20 % lägre än vad föreskriven beräkningsmetod ger

Realistiska modeller som utnyttjar det förbättrade teoretiska och experimental-la underlag som framkommit sedan licensieringskraven fastställdes ger för storLOCA flera hundra grader lägre maximal kapslingstemperatur, Figur 15.6. Detborde därför vara möjligt att antingen modifiera licensieringskraven eller ersät-ta licensieringsmodellen med en realistisk modell, vars resultat kan utvärderasgenom jämförelse med experiment, Figur 15.7. Det senare torde vara att före-dra eftersom en realistisk modell även kan tillämpas på små och medelstoraLOCA där det i vissa fall kan vara svårt att avgöra om licensieringsmodellen,som ju i första hand gäller stora LOCA, ger resultat på den säkra sidan. Ettinterimistiskt förfarande kan vara motiverat där vissa av licensieringskravensom innehåller uppenbart överdriven försiktighet justeras.

Maximalkapslingstemperatur (°C)

1100

900

700

500

300

100

1

Nuvarande- licensieringsmodel

1 AÅtervätningV—

i

i 1

\

Återvätning \

\

Bästa uppskattning

(TRAC)

i 1

80 160 240 320

Tid efter brott (s)

Figur 15.6Jämförelse mellan beräkningar med föreskriven licensieringsmoddl och realis-tisk modell (TRAC) för stor LOCA i en amerikansk kokvattenreaktor (1507).

390

Maximalkapslingstemperatur (°C)

1200

1000

800

600

400

200

/Beräkning med licensieringsmodell

Beräkning "bästa uppskattning"

j _

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Tid efter brott (s)

Figur 15.7jämförelse av LOCA-experiment (L2-3) i LOFToch beräkningar med licensi-eringsmodell och realistisk modeli (RELAP4/Mod6) enligt ref 1506.

15.2 Bränsle och kapslingBränslet och kapslingen utgör de första barriärerna mot frigörelse av radioakti-va ämnen. Bränslets funktion påverkar direkt reaktorns tillgänglighet och ener-giutnyttjning. Med hänsyn till såväl säkerhet som ekonomi måste därför bräns-lefel undvikas. Det kräver kunskap om grundläggande fenomen och mekanis-mer för bränslets beteende under olika driftbetingelser. Sådan kunskap kan en-dast förvärvas genom experimentella undersökningar och drifterfarenheter.Det fordras bestrålningsförsök under kontrollerade förhållanden och efterbe-strålningsundersökningar, där det bestrålade bränslet analyseras. Sådana studi-er blir kostsamma därför att de kräver realistisk reaktormiljö, Figur 15.8, ochstrålskyddad. avståndsmanövrerad hantering av bestrålade prover, Figur 15.9.

På grundval av experimentella rön och teoretiska överväganden uppställs mo-deller för bränslestavens funktion, vars giltighet måste prövas genom jämförel-se med experiment. Från strikt reaktorsäkerhetssynpunkt är målet att kunnaförutse bränslets beteende i haverisituationer, dvs under transients förlopp. Föratt detta skall vara möjligt måste först bränslets tillstånd under stationära för-hållanden vara känt. En primär uppgift för bränsleforskningen har därför varitatt nå ökad förståelse för bränslebeteende och felmekanismer vid normal drift.Det har lett till att beräkningsmodeller för stationära förhållanden utvecklats.Det i avsnitt 15.1.3 nämnda datorprogrammet GAPCON är exempel på en så-dan modell.

391

15.HMaterialprovningsreaktorn R2 i Studsvik sedd ovanifrån. Bränsleprover kan in-sättas för bestrålning i s k slingor i reaktorns härd.

15.2.1 Bränsleförtätning

Vid tillverkning av bränslekutsar eftersträvar man en något lägre densitet änden teoretiskt möjliga för att ge plats at fissionsprodukter som bildas vid bräns-

392

Fi/>ur 15.9Undersökning av bestrålade prover i Studsviks "heta celler".

lets bestrålning. Färskt bränsle innehåller därför en fördelning av sma porermed en diameter av cirka en tusendels millimeter. I början av 197()-t;*lct upp-täckte man i nägra reaktorer i USA att bränslets volym minskade efter en tidsdrift. Efttr.om en sådan bränsleförtätning kunde ha säkerhetsmässiga följd-verkningar startades en intensiv forskning för att utröna orsakerna.

Genom en serie undersökningar vid Battelle-institutets Pacific Northwest Labo-ratories kunde inverkan av olika parametrar kartläggas (1520). Bränsleförtät-ningen kunde förklaras som strålningsinducerad sintring. dvs upplösning av po-rer efter kort tids utbränning. När mekanismen sålunda klarlagts kunde bräns-leförtätning undvikas genom lämpligt sintringsförfarande vid tillverkningen, saatt önskad porfördelning och kornstorlek erhölls. Genom anpassning av förtät-ningen sä att den samtidigt pågående svallningen på grund av fissionsgasfrigö-relse motverkas kan ett i det närmaste dimensionsstabilt bränsle åstadkommasunder det inledande bestrålningsskedet.

393

15.2.2 Mekanisk växelverkan

Genom värmeutvidgning, svallning och omlagring i samband med sprickbild-ning kommer bränslematerialet helt eller delvis i kontakt med kapslingen. Ef-tersom bränslekutsarna utvidgas mer än kapslingen uisätts denna för stora på-frestningar, särskilt i samband med plötsliga effekthöjningar. Eventuella spric-kor kan tillväxa och leda till kapslingsbrott. Figur 15.H). Fenomenet, som be-nämns mekanisk växelverkan eller PCI (Pellet- Clad Interaction) har specielltstuderats i Studsvik (1521).

Centrum

Inrekutszon

mm

Halva stavradien

Yttrekutszon

Kapsling

Halva stavradien *

Figur 15.10Mekanisk växelverkan mellan bränsle och kapsling. Sektion i tvä delar avbränslestav efter rampförsök i R?-reaktorn i Studsvik. En spricka har uppståtti kapslingen mitt för en spricka i urankutsen.

394

Ett provningsförfarande har utvecklats som innebär att bränsleprover förbe-strålas till viss utbränning och därefter från en viss effektnivå i R2-reaktorn un-derkastas en snabb linjär effekt ökning, en effektramp. Genom systematisk va-riation av bl a utbränning. effektnivå och ramphastighet på väl karakteriseradeprover har ett omfattande erfarenhetsunderlag producerats och relevanta para-metrars inverkan kartlagts.

Den verksamma mekanismen har visats vara spänningskorrosion i den reaktivamiljö på insidan av kapslingen som skapas av vissa flyktiga fissionsprodukter, iförsta hand jod. Vid en mikroskopisk defekt på kapsiingens insida initieras enspricka som växer genom spänningskorrosion till dess att spänningen i den kvar-varande, lastbärande delen överstiger materialets sträckgräns och kapslingenbrister.

Risken för mekanisk växelverkan har lett till begränsning av tilläten effektänd-ringshastighet. vilket minskar reaktorns reglerbarhet. Olika botemedel har prö-vats, t ex ett tunt skikt av zirkonium på kapsiingens insida för att minska benä-genheten för spänningskorrosion eller en beläggning av grafit pä kutsarnas utsi-da som ett "smörjmedel" vid kontakten med kapslingen. En annan variant äratt förse kapsiingens insida med längsgående rillor, varigenom kontaktytan fixe-ras och begränsas.

15.2.3 Fissionsproduktfrigörelse

Gasformiga fissionsprodukter samlas i porer i urandioxiden och bidrar genomsitt tryck till att porerna växer, vilket medför att kutsen sväller. Svallningenökar med temperaturen och utbränningen. Frigörelsen av fissionsgaser är rela-tivt liten vid temperaturer under 1 500°C. Vid högre temperatur sker korntill-växt och porstrukturen ändras så att fissionsgaser frigörs (jfr 6.4.2). Frigörelsekan ske även vid lägre temperatur om porerna blir mättade med fissionsgas vil-ket inträffar vid utbränninga. ver cirka 20 MWd/kg U.

De frigjorda fissionsgaserna söker sig via korngränser och sprickor till spaltenmellan kuts och kapsling. Vid hög temperatur och utbränning blir fissiongas-trycket innanför kapslingen högt. Normalt bidrar huvudsakligen ädelgaser så-som krypton och xenon till det inre gastrycket. Vid hög temperatur tillkommerlättflyktiga fissionsprodukter främst jod och cesium. Om kapslingen är skadadfrigörs spaltens innehåll av gasformiga fissionsprodukter till reaktorvattnet.

Omfattande forskningsprogram har genomförts i syfte att vinna kunskap om fis-sionsgasernas bidrag till det totala gastrycket innanför kapslingen och om mäng-den och sammansättningen av de fissionsprodukter som frigörs från en skadadbränslestav. Resultaten visar att frigörelsen approximativt kan beskrivas medmekanistiska beräkningsmodeller även om kunskapen ännu är begränsad,framför allt vad gäller den kemiska formen på de frigjorda fissionsprodukterna(1522).

15.2.4 Kapslingsegenskaper

Påvisandet av spänningskorrosionssprickning som en felmekanism för kapsling-en har lett till intensiva forskningsinsatser för att finna relevanta kriterier förbrott. Några enkla kriterier i form av t ex en kritisk spänning eller kritisk töjning

395

går inte att uppställa. Ett flertal metallurgiska, mekaniska och kemiska faktorersamt bestrålningstillståndet inverkar. Ansträngningarna har inriktats på att ana-lysera de olika faserna i brottprocessen: sprickinitiering, spricktillväxt och slut-ligt brott.

Sprickinitiering sker i allmänhet genom mekanisk- kemisk nedbrytning av ox-idskiktet på kapslingens insida i närvaro av jod. Spricktillväxthastigheten berorpå bl a spänningstillståndet vid sprickans spets. För obestrålad Zircaloy har manfunnit att viss plastisk deformation är nödvändig för att spänningskorrosionskall inträffa. Utifrån villkoret att sträckgränsen således måste passeras skulleman vänta sig att bestrålat material kräver högre spänning för sprickutbred-ning. Bl a genom svenska undersökningar (1523) har emellertid visats att bestrå-lad Zircaloy är känslig för spänningskorrosionssprickning långt under sträck-gränsen. En tolkning är att spricktillväxthastigheten är betydligt högre i bestrå-lat än i obestrålat material.

15.3 Material och mekanikIntegriteten hos reaktortank och primärsy;tem är fundamental för reaktorsä-kerheten. Ett stort brott på reaktortanken skulle få katastrofala följder. Sanno-likheten för tankbrott måste därför vara extremt liten, pä gränsen till det omöj-liga. Det åstadkoms genom tillämpning av väl beprövade konstruktionsnormermed stora säkerhetsmarginaler, val av bästa möjliga material samt noggrantspecificerad och kontrollerad tillverkning. Det gäller även anslutande rörled-ningar och system som är trycksatta från reaktorn. Samtidigt är reaktorns säker-hetssystem konstruerade för att kunna bemästra följderna av ett maximalt rör-brott utan allvarliga konsekvenser för omgivningen.

Stora forskningsinsatser har ägnats åt att utveckla lämpliga material och be-stämma deras egenskaper, att finna kriterier och beräkna sannolikheten förbrott samt att utveckla provningsmetoder. Till omfattningen domineras dessainsatser av den amerikanska tillsynsmyndighetens forskningsprogram HSST(Heavy Section Steel Technology) som pågått sedan början av 1970-talet. Bety-delsefulla insatser har gjorts även i t ex Västtyskland, Japan och Sverige.

15.3.1 Materialegenskaper

Stål kan ges hög hållfasthet genom tillsats av legeringsämnen. För tryckkärlsstålönskas hög seghet, dvs stor förmåga att motstå spricktillväxt (se 3.5.2). Det kanåstadkommas genom eliminering av föroreningar och legeringsämnen, vilketemellertid gör stålet mjukt. För material till reaktortankar har man funnit enlämplig kompromiss mellan kraven på hög seghet och hög sträckgräns i s k låg-legerade stål. De innehåller små mängder av bl a mangan och nickel, se Tabell3.4.

Tryckkärlsstålens egenskaper har kartlagts i detalj för såväl grundmaterial somsvetsar och värmepåverkade zoner (1524). Vissa förändringar kan väntas in-träffa under reaktortankens drifttid beroende på neutronbestrålning och åld-ringsfenomen. De yttrar sig i en ökning av sträckgränsen och en höjning av om-slagstemperaturen från sprött till duktilt tillstånd. Metoder har utvecklats föratt följa förändringarna i materialegenskaperna med tiden.

396

B rott seghet(MPaVlh)

300

200

100

0

Töjningshastighet

• 0.005 mm/min• 0.03 mm/min• 1 mm/minA 50 mm/min

I l

0 100 200 300

Temperatur (°C)

400

Figur 15.11Dynamisk brottseghet för tryckkärlsstål A553B som funktion av temperaturenför olika töjningshastighet (1525).

Som exempel på ett svenskt bidrag till forskningen pä området kan nämnas mät-ningar av den dynamiska brottsegheten under töjning vid drifttemperatur. Figur15.11. Resultaten visar att brottsegheten ovanför omslagstemperaturen varierarmed temperaturen och beror av töjningshastigheten. dvs hastigheten av denlaständring som trycktanken kan utsättas för i samband med reaktortransienter.

15.3.2 Brottmekanik

Brottmekaniken behandlar sambandet mellan materialegenskaper, spännings-tillstånd och sprickförekomst. Villkoret för sprött brott kan uttryckas genom enkritisk .spricklängd, dä en snabb instabil spricktillväxt sker. I det elastiska områ-det kan den kritiska spricklängden beräknas med linjär-elastisk brottmekanik(3.5.2). I det duktila området krävs en omfattande plastisk deformation av ma-

397

terialet framför sprickan för att den skall fortsätta att växa. Da gäller inte denlinjära teorin, utan elastisk-plastisk brottmekanik mäste användas.

Teorin för den linjära och olinjära brottmekaniken har i stor utsträckning be-kräftats genom experiment. Bl a har omfattande försök gjorts i det amerikanskaHSST-programmet. innefattande provtryckning av modelltankar till brott. Te-orin och experimenten visar att brott inte kan inträffa vid de påkänningar ochspänningsniväer en verklig reaktortank utsätts för. så länge den befinner sig idet duktila området (1526).

Emellertid kan man inte vara absolut säker på att en ogynnsam kombination avmaterialegenskaper, spänningstillstånd och sprickstorlek inte kan förekomma,eftersom dessa faktorer till sin natur är stokastiska. Man har därför sökt beräk-na sannolikheten för tankbrott med utgångspunkt från antagna sannolikhetsför-delningar för ingående storheter. Flera sådana beräkningar har publicerats, t exref 1527. De visar extremt låga värden för brottsannolikheten även med pessi-mistiska antaganden, och bekräftar därmed kvantitativt slutsatsen att reaktor-tanken är en mycket säker komponent.

Probabilistisk brottmekanik har också använts för att beräkna sannolikhetenför rörbrott. Det visar sig att även denna sannolikhet är mycket liten för de röroch belastningar som förekommer i reaktoranläggningar (1528). Den beräkna-de sannolikheten för läckage är större, vilket bekräftar den deterministiska ana-lysens slutsats om "läckage före brott", som innebär att det kritiska sprickdju-pet är större än rörets väggtjocklek. Dessa resultat har USA och Västtysklandlett till lättnader i konstruktionskriterierna för reaktorernas primära rörsystem.Dock har kraven pa nödkylsystemens kapacitet inte reducerats på motsvarandesätt.

15.3.3 Provnlngsmetoder

Även om instabil spricktillväxt inte kan förekomma i reaktortanken vid drift-temperatur kan man inte utesluta situationer där temperaturen sjunker underomslagsteniperaturen medan tanken är belastad och att en tillräckligt stor spric-ka dä skulle kunna leda till brott (14.1.3). Man mäste därför försäkra sig om attundvika sprickor. Det sker genom omsorgsfull tillverkning, provning och in-spektion före idrifttagningen samt återkommande inspektion under drifttiden.Dessa kontroller sker med icke-förstörande provningsmetoder, främst ultra-ljudmetoden.

Ultraljudprovning bygger pä att högfrekventa ljudvågor fortplantar sig som enstråle i homogena material. Vid varje diskontinuitet i materialet reflekter.':.ljudstralen. Genom registrering av den reflekterade energin kan sprickor ochandra materialfel lokaliseras. Upplösningsförmägan. som är ett mätt pa meto-dens känslighet, är av samma storlek som vaglängden. Exempelvis är vågläng-den i stal 2.7 mm för ultraljud med frekvensen 2.25 MHz. Det finns dock fleraprincipiella och praktiska problem som begränsar den konventionella teknikensanvändning.

I ett internationellt forskningsprogram, kallat PISC (Plate Inspection SteeringCommittee), jämfördes olika gruppers resultat frän undersökningar av samma

prover med dolda defekter. Resultaten visade att med de metoder som före-skrivs i den amerikanska tryekkärlsnormen (ASMH Boiler and Pressure VesselCode Section XI) kunde 25 mm sprickor upptäckas med endast 51) l"t sannolik-het mot förvänta; 95 '"< (ref 1529). Anhopningar av mindre defekter kundeöverhuvudtaget inte upptäckas. Alternativa metoder med t ex fokusseradljudstråle eller dubbla sönder gav väsentligt bättre resultat. Flera av 'lessa alter-nativ används numera rutinmässigt.

15.4 Korrosion och vattenkemiKonstruktionsmaterialen i en reaktor är utsatta för olika typer av korrosion.Man skiljer mellan allmän korrosion och lokal korrosion. Allmän korrosion ärett likformigt angrepp över hela metallytan. Korrosionsbeständigheten i reak-tormiljö bygger pa att ett tunt skyddsskikt spontant bildas pa ytan. Allmänkor-rosionen är mycket måttlig, några hundradels millimeter per ar i kolstal och lag-legerade stal och ännu mindre i rostfria stal. Den saknar helt betydelse för hall-fastheten men de korrosionsprodukter som bildas och avges till reaktorvattnetkan påverka reaktorns drift och underhall.

Om det skyddande oxidskiktet skadas under drift, pa mekanisk eller kemiskväg. kan lokal korrosion uppstå genom att en spricka initieras och utbreder sigunder inverkan av den mekaniska spänning som rader vid sprickans spets, s kspänningskorrosion. Spricktillväxthastigheten påverkas av den varierande lastsom komponenten ifråga kan utsättas för i samband med t ex reaktorns startoch avställning samt vid transienter. Man talar da om korrosionsutmattning.Lokal korrosion är farligare än allmänkorrosion eftersom angreppet tränger inpä djupet i stället för att spridas i sidled.

15.4.1 Korrosionsutmattning i tryckkärlsstål

Tryckkärlstalet är normalt inte i kontakt med reaktorvattnet utan skyddas aven rostfri beklädnad pa insidan av reaktortanken. Om beklädnaden inte är tätkan en eventuell defekt pa tanken utbreda sig genom korrosionsutmattning. Förunderkritiska sprickor sker tillväxten långsamt. I ilen amerikanska tryckkärls-normen ASMK X! har man definierat högsta tillåtna värden för tillväxthastig-heten.

Pä grund av den begränsade experimentella information som fanns tillgängligom korrosionsutmattning i tryckkärlsstal tog tillsynsmyndigheten NRC och deamerikanska kraftföretagens forskningsorganisation liPRI ar 1977 initiativ tillett internationellt forskningsprojekt i vilket även Sverige deltog. Bl a undersök-tes identiska prover vid olika laboratorier. Iitt exempel pa resultat visas i Figur15.12.

Som synes v.irierar resultaten inom vida gränser. Förklaringen är delvis attspricktillväxthastigheten beror pa syrehalten i reaktorvattnet och att denna ochandra omständigheter var olika i åc undersökta fallen.

399

Sprickutbredningshastighetda/dNmm/cykel

- 210

10

-3

- 4

- 5

- ' ' '

-

-

_

—

-

—

/

z 1' 1: /

/i i i i i I / I 1

/

(i7/

/ i)////

/ i

7"7V :

Inl --JM' -rfliIIiVfiI i i '-

1/f

-

-

1 1 1 1 1 i l

410 \-

Skillnad

10 100MN/m

i max - min spänningsintensitetsfaktor

3/2

Figur 15.12Exempel på uppmätt spricktillvaxthastighet vid korrosionsutmattning av tryck-kärlsstål A533B i reaktorvatten (1530). De streckade linjerna motsvarar grän-ser för tillåtlig spricktillväxthastighet enligt ASME XI för luft (undre linjen) ochreaktorvatten.

400

15.4.2 Spänningskorrosion i rostfritt stålAustenitiska rostfria stål. som används i reakto rernas huvudcirkulationssysteTioch hjälpsystem. är under vissa betingelser känsliga för spänningskorrosion.Spänningskorrosionssprickning är ett generiskt problem för kokvattenreak-torn. se 14.1.1. Mekanismen för interkristallin spänningskorrosionsprickning(IGSCC) har klarlagts genom omfattande forskningsinsatser, i framför alltUSA. Det har visat sig att samverkan krävs mellan tre faktorer: försvagning avmaterialets korngränser genom sensibilisering. mekanisk spänning som över-skrider sträckgränsen samt närvaro av syre i reaktorvattnet. För att motverkaIGSCC är det tillräckligt att eliminera en av dessa faktorer.

i Sverige har man prövat att genom tillsats av väte till matarvattnet. s k alternativvattenkemi, reducera syrehalten i reaktorvattnet (1531). Under 1979 och 19K1genomfördes korttidsprov i Oskarshamn II som demonstrerade att det var möj-ligt att åstadkomma en så låg syrehalt att man inte borde vänta sig IGSCC.Under 1983 och 1984 gjordes ytterligare försök i Ringhals 1 och Forsmark 1.då sensibiliserade prover utsattes för spänning i aktuell reaktormiljö. Försökenvisade att man med måttlig vätgasdosering kunde nå en avsevärd syrereduktionoch därmed hindra IGSCC utan ogynnsamma sidoeffekter. Det har också visatsig att små halter föroreningar i vattnet har större inverkan pä risken för spän-ningskorrosion än man tidigare trott.

15.4.3 Vattenkemi

Tryckvattenreaktorer är utsatta för korrosion i såväl primär- som sekundärsys-temet. Den sammanhänger direkt med vattenkvaliteten. Det primära kylvatt-net innehåller borsyra för reaktivitetskontroll (jfr 5.4.1). För att reducera all-mänkorrosionen behandlas reaktorvattnet med alkaliseringsmedel, t ex ammo-niak eller iitiumhydroxid. Genom anpassning av alkalidoseringen till borsyre-koncentrationen så att ett lämpligt pH-värde upprätthålls kan allmänkorrosio-nen reduceras och korrosionsprodukternas löslighet i reaktorvattnet mini-meras.

I en tryckvattenreaktor är syreproduktionen genom radiolys, dvs sönderdelningav vatten på grund av strålningens inverkan, lägre än i en kokvattenreaktor.Väte tillsätts reaktorvattnet för att ytterligare undertrycka syreproduktionen.Vattnets grundläggande strålningskemi har kartlagts genom omfattande forsk-ningsinsatser men kunskapen om förhållandena vid reaktordrift är ännu ofull-ständig, speciellt för kokvattenreaktorn.

Korrosion i ånggeneratortuber är en av de viktigaste orsakerna till driftavbrotti tryckvattenreaktorerna, se 14.1.2. Flera mekanismer är verksamma och harföranlett ändringar i den kemiska behandlingen av matarvattnet. De väsentli-gaste parametrarna som hålls under kontroll är pH. katjonledningsförmäganoch kloridhiiltcn. Hittills har det dock visat sig svårt att korrelera den observera-de korrosionen till vattenkemin.

401

15.4.4 Dekontaminering

Genom att korrosionsprodukter löses i reaktorvattnet och avsätts igen pä andraställen sker en transport av radioaktivt material från härden till andra delar avprimärsystemet. Alla ytor i kontakt med reaktorvattnet blir radioaktiva vilketförsvarar service och underhåll. Ett sätt att minska stråldoserna är att avlägsnade radioaktiva beläggningarna, s k dekontaminering (jfr 6.5.4). Dekontamine-ring är särskilt viktig i samband med större operationer såsom reparation avånggeneratorer i PWR och utbyte av rör anslutna till primärsystemet i BWRsamt vid nedläggning av anläggningar.

Beläggningarna bestar mest av oxider av järn, nickel och krom. men strålnings-nivän domineras av koboltisotoperna Co-58 och Co-W). Oxidskikten kan avlägs-nas med hjälp av koncentrerade oorganiska eller organiska syror eventuellt ef-ter föregående behandling med ett kraftigt oxidationsmedel såsom kaliumper-manganat. Dessa s k "hårda metoder" är främst avsedda för dekontamineringav komponenter som tas bort från leaktorn eller vid nedläggning av hela anlägg-ningen.

Genom omfattande forskningsinsatser har numera "mjuka metoder" utvecklatssom använder utspädda lösningar av vissa reducerande reagens och komplex-bildare (1532). Fördelen med dessa metoder är bl a att de inte i sig själva ärkorroderande. De kan därför användas för periodisk dekontaminering. t ex in-för planerad avställning för service och underhåll. En jämförelse av härda ochmjuka metoder hai genomförts i ett internationellt projekt under svensk led-ning (1533). Den visade att säväl de mjuka som de hårda metoderna uppfylldekraven pa effektiv dekontaminering och acceptabel korrosion.

15.5 Kontroll och instrumenteringReaktorprocessen övervakas kontinuerligt av mätgivare vars information bear-betas och bildar insignaler till automatiska regler- och skyddssystem. Processda-ta presenteras i kontrollrummet och ger underlag för eventuella ingrepp av re-aktoroperatören. Det gäller att utforma kontroll- och övervakningssystemen paett optimalt sätt med hänsyn till reaktoroperatörens möjligheter att överblickaprocessen och vidta erforderliga åtgärder. Forskningen pa området har i storutsträckning inriktats pa samspelet människa-maskin genom lämplig utform-ning av kontrollrummet och olika former av operatörsstöd.

15.5.1 Kontrollrumsutformning

Informationen i kontrollrummet presenteras traditionellt pa analoga visarin-strument och i form av larmsignaler. Mängden av information gör ett urval ipresentationen av väsentliga data nödvändigt. Den ergonomiska utformningenoch placeringen av kontrolltavlor och instrumentpaneler är av stor betydelse.För datorbaserad presentation som komplement till den konventionella via in-strument har nya datorer installerats i de svenska reaktorblocken.

Traditionella kontrollrum är utformade med hänsyn till förhållandena vid nor-mal drift och konstruklionsstyrande haverier (se 7.3). Reaktoroperatören spe-lar en viktig roll i samband med t ex normal start, avställning och ändrin» av

402

effektivar Vid onormala händelser som kräver snabba åtgärder är dessa auto-matiserade och fordrar i allmänhet mänskliga ingrepp endast vid fel i de auto-matiska systemen. För svenska reaktorer gäller exempelvis att inga manuellaåtgärder erfordras inom 30 minuter efter ett postulerat konstruktionsstyrandehaveri.

Efter TMI-2 har uppmärksamheten riktats pa svara haverier, dvs händelserutanför de konstruktonsstyrande haverierna, som kan leda till allvarlig härdska-da. Krav ställs på hur processinformation i kontrollrummet skall vara utformadför att även sådana händelser skall kunna övervakas och motverkas. Befintligakontrollrumsutformningar uppfyller till stoi del dessa krav. men för att ytterli-gare förstärka detta studerades, bl a för Ringhals 1. ett datoriserat system(1534). Det bygger pä en gruppering av processinformation och utsortering avkritiska säkerhetsfunktioner som underlag för kontroll av väsentliga parametraroch funktioner, diagnos a tillståndet före och efter händelsen samt planeringav åtgärder.

Driftpersonalens arbetssituation och beteende under komplicerade frrlopp ikontrollrummet har studerats i de svenska kärnkraftverken (1535. 1536). Där-vid konstaterades att kontrollrummen fungerar bra trän arhetsmiljösynpunkt.Vissa förbättringar rekommenderades, främst för att i samband med den ökadeautomatiseringen och datoriseringen vidmakthålla och förbättra personalens in-sikt och förståelse av reaktorprocesserna. Forskningen har också gett underlagtören förbättrad utbildning av kontrollrumspersonalen.

15.5.2 Förbättrat operatörsstödNormala operatörsätgärder såsom vid start och avställning baseras pa väl inöva-de procedurer. För åtgärder vid onormala situationer finns särskilda s k stör-ningsinstruktioner. Erfarenheten frän bl a TMI-2 visar att gängse störningsin-struktioner inte är tillräckliga i situationer som avviker frän konstruktionsförut-sättningarna. Därför införs övergripande störningsinstruktioner (EmergencyOperation Procedures, EOP) som komplement till de traditionella störnings-instruktionerna (1537). De övergripande störningsinstruktionerna inriktas paatt säkerställa kritiska säkerhetsfunktioner vid symptom pa avvikande tillstandsnarare än pa att identifiera den onormala händelsen som sådan och vidta åtgär-der därefter.

En av lärdomarna frän TMI var att operatörerna hade dålig kunskap om anlägg-ningens tillstand under haveriförloppet. Därför föreslog man I USA att kon-trollrummen i fortsättningen borde utrustas med en särskild säkcrlictspancl (Sa-fety Panel Display System. SPDS) där ett urval av säkerhetsmässigt väsentligaparametrar visas. Presentationen skulle göras symptomorientcrad i stället torhändelseorienterad och ge en över blick över tillståndet för kritiska säkerhetsfunktioner (1538, 1539). Någon form av säkerhetspanel har sedermera installe-rats i de flesta amerikanska kärnkraftverk.

De svenska kontrollrummens utformning är baserad pa en annan tradition änden amerikanska. Informationen iir frän början bättre strukturerad. Det hardärför inte ansetts befogat att genomföra samma åtgärder som i USA. Komplet-teringar har rört mindre detaljer och vissa datorbaserade system.

403

Ytterligare en form av datorbaserat operatörsstöd utvecklas i bl a Tyskland ochUSA. nämligen direktansluten störningsanalys (1540, 1541). Det innebär att da-torn förutom att indikera säkerhetsmässigt kritiska parametrar även söker dia-gnosticera händelsen omedelbart och ge förslag till åtgärder. Diagnosen kan gö-ras genom att det verkliga förloppet jämförs med en serie förutberäknade för-lopp som finns lagrade i datorns minne. Programmet ger via meddelanden påen bildskärm information till operatören om sannolika orsaker till störningen,konsekvenser för driften vid kvarstående störning samt förslag till motåtgärder.

Det bör påpekas att datorer ännu inte används för direkt styrning av säkerhet-sanknutna processer i lättvattenreaktorer men att en utveckling i den riktningenkan väntas. Det är dä av stor vikt att studera de tillförlighets- och kvalitetssäk-rings problem som är förknippade med en övergång till datorstyrda säkerhets-system. Dessa problem sammanhänger mtd specifikation, konstruktion, veri-fiering och dokumentation av framför allt programvaran.

15.5.3 Haveriinstrumentering

För en reaktoranläggnings säkra drift behövs en omfattande instrumenteringsom gei signaler till anläggningens skyddssystem. För att kunna följa förloppetunder och efter en onormal händelse krävs information om tillståndet hos en-skilda säkerhetssystem och om en säkerhetsfunktion utförts eller inte. Den er-forderliga instrumenteringen är vanligen utformad med utgångspunkt från dekonstruktionsstyrande haverierna. Erfarenheterna frän TMI-2 pekade på ettflertal brister i instrumenteringen, t ex att mätomrädena var alltför begränsadeeller att instrument inte fungerade.

Krav pa utökat mätomräde. bättre redundans och miljötälighet har därföruppställts (1542), vilket nödvändiggjort en översyn och komplettering av gäng-se instrumentering. Nya typer av instrument har utvecklats för t ex nivåmätningi reaktortanken. Kraven ph miljötälighet har visat sig svära att uppfylla i vissafall. Hela matkedjan måste miljökvalificeras, dvs genom prov visas tala den svå-ra miljö som kan uppstå i reaktorinneslutningen under ett haveriförlopp. Dethar lett till att den elektriska mätutrustningen i möjligaste man förläggs utanförreaktorinneslutningen.

15.6 TillförlitlighetsteknikRasmussen-studien innebar ett genombrott för tillförlitlighetsteknikens tillämp-ning pa reaktorsäkerhetsomradet. Den grundläggande händelseträd-felträds-metodiken har utvecklats vidare och i förening med ett utvidgat dataunderlagvisat sig vara ett ändamålsenligt verktyg för kvantifiering av kärnkraftverkenssäkerhet och risker. Utvecklingen fortsätter bl a för att bättre kunna behandlaberoende fel och mänsklig tillförlitlig het samt osäkerheter i analysen, t exfullständighetsproblcmet.

15.6.1 Metodutveckling

Tillförlitlighetsanalys av kärnkraftverk är en komplicerad process som omfattarflera steg:

404

- Identifiering av händelsesekvenser som kan leda till allvarlig härdskada.

- Modellering av system och komponenter, inklusive beroenden och opera-törsagerande.

- Bestämning av felsannolikheter för bashändelser, inklusive mänskligt fel-handlande.

- Kvantifiering av händelsesekvensernas sannolikhet, dvs beräkning av härd-skadefrekvenser, inklusive analys av osäkerheter.

Flera metoder har utvecklats för att identifiera händelsesekvenser och kon-struera systemmodeller (1543). Den traditionella händelseträd-felträdsmetodi-ken som introducerades i Rasmussen-studien är alltjämt dominerande. Gräns-dragningen mellan händelseträd och felträd varierar i olika studier. Det finnsen tendens att göra händelseträden mindre och felträden större, allteftersomkapaciteten ökar hos de datorprogram som används för feltradsanalys. Dators-tödda metoder för konstruktion av felträd har också utvecklats (1544).

Utveckling av databaser för händelsesekvensernas kvantifiering omfattar in-samling och analys av data för bashändelser, val av lämpliga tillförlitlighetsmo-deller samt dokumentation. I Sverige har en central insamling av feldata frånkärnkraftsverken pågått i flera år. På basis av denna statistik har en handbokmed tillförlitlighetsdata för komponenter i de svenska kokvattenreaktorenautarbetats (1545).

För den kvantitativa analysen av felträden har speciella datorprogram utveck-lats (1543). En typ av program används för att beräkna minsta hindermängderför ett givet felträd. Ett problem med sådana program är att stora felträc' kräverstor minneskapacitet hos datorn och långa räknetider på grund av det stora an-talet hindermängder. Olika metoder att nedbringa räknetiderna genom t ex eli-minering --»v hindermängder med låg sannolikhet har därför utvecklats.

En jämförelse av metoder och data för tillförlitlighetsanalys har gjorts i ettnordiskt samarbetsprojekt (1546). Oberoende studier genomfördes vid fyranordiska forskningsinstitut av dels otillgängligheten för ett typiskt säkerhets-insprutningssystem i en tryckvattenreaktor, dels modellering och kvantifieringav en transient i rn kokvattenreaktor som inleddes med matarvattenbortfall.Den första studien påvisade speciellt känsligheten hos resultatet för valet avgrunddata. Den andra studien demonstrerade bl a betydelsen av olika metoderför modelleringen av system och komponenter.

15.6.2 Beroende fel

Beroende fel Mer fel av gemensam orsak (Common Cause Failures, CCF) ten-derar att öka frekvensen av multipla, samtidiga fel. Den gemensamma orsakenkan vara en yttre händelse, tillverkningsfel eller handhavandefel. Till CCF kanäven räknas propageringsfel, dvs då fel i en komponent åstadkommer sådanaförändringar av förutsättningar och miljö att fel i andra komponenter blir följ-den.

För analys av beroende fel används en kombination av flera metoder. Det gällerförst att identifiera beroenden vilket görs genom inspektion av felträden, besök

405

vid anläggningen, interjuver med drift- och underhällspersonal m m. Däreftermodifieras felträden och nya felsannolikheter beräknas för berörda komponen-ter med hjälp av nägon parametrisk modell. Exempel på en sådan är beta-faktor-modellen (se 10.5). Den har vidareutvecklats för tillämpning på systemmed hög redundans (1547). En annan kategori av metoder använder sig av spe-ciella datorprogram för sökning av beroenden mellan minsta hindermängder ifelträden (1548).

Bristen på data för verifiering av de para.netriska modellerna framstår som enväsentlig svaghet i analysen av beroende fel. Det kan i viss mån kompenserasgenom känslighetsanalys, då modellens parametrar varieras eller alternativamodeller används. Ibland är det motiverat att eliminera beroenden genom fy-sisk separation eller diversifiering. Det pågår en intensiv utveckling för klassifi-cering, modellering och framtagning av databaser för beroende fel.

15.6.3 Mänsklig tillförlitlighet

En kvantitativ analys av mänskligt felhandlande i samband med reaktorsäker-het gjordes för första gången i Rasmussen-studien. Där studerades främst inver-kan av felaktiga åtgärder vid test och underhåll och avvikelser från föreskrivnaprocedurer vid normal drift och driftstörningar. Felträd upprättades på sammasätt som i analysen av tekniska system och komponenter. Denna mekanistiskaanalys av mänskligt felhandlande har utvecklats vidare och finns beskriven ihandboksform (1549). En generellt problem ligger i svårigheten att kvantifierafelsannolikheterna.

Mekanistiska modeller för mänskligt felhandlande lämpar sig bäst för analys avrutinmässiga åtgärder. Agerande i oförutsedda situationer är svårare att repre-sentera. Mänskliga fel skiljer sig från tekniska fel genom att de kan korrigeras,om tid finns, genom återkoppling av information och kunskapsbaserat beteen-de. Försök att modellera kunskapsbaserat beteende har gjorts (1550). Model-lerna visar ett mycket komplicerat samspel mellan faktorer som för närvarandeär omöjliga att kvantifiera.

Förenklade s k dynamiska modeller har utvecklats som kan användas för kvan-tifiering av kunskapsbaserat beteende i störningssituationer (1551). De utgårfrån att störningens natur först måste fastställas innan lämpliga åtgärder kanväljas och vidtas. För att underlätta analysen upprättas operatörsåtgärdsträd(se 10.26). De kvantifieras med hjälp av tillförlitlighets-tidsdiagram (Figur10.13) som uttrycker sannolikheten förfelaktigt handlande som funktion av dentid som står till förfogande. Bestämningen av felsannolikheter i såväl de meka-nistiska som dynamiska modellerna lider av brist på erfarenhetsdata.

De dynamiska modellerna söker efterlikna det sätt på vilket människan rea-gerar i en onormal situation. En väsentlig orsak till operatörsfel är att felaktigdiagnos ställs för den onormala händelsen, vilket kan leda till utebliven ellerfelaktig årgärd. Uppskattningen av sannolikheten för felaktig diagnos baseraspå expertbedömningar. Olika metoder för strukturering av expertbedömningarhar utvecklats (1552). Resultatet blir beroende av kunskapsläget hos dem somgör bedömningarna. Erfarenheten visar att experter ofta har en tendens under-skatta felsannolikheten för kunskapsbaserat beteende.

406

15.6.4 OsäkerheterDen probabilistiska säkerhetsanalysen ger punktskatfningar av härdskade-frekvensen för olika händelsesekvenser. Frekvenserna för de individuella se-kvenserna adderas till en total härdskadefrekvens. Osäkerhet uppstår på grundav dels den slumpartade variationen i statistiska data för bashändelserna, delsbrister i dataunderlag och modeller. Den sistnämnda typen av osäkerhet kanminskas genom att databasen utökas och modellerna förfinas.

Osäkerheten i bashändelserna fortplantar sig genom händelsesekvensen till enosäkerhet i den resulterande härdskadefrekvensen. Ytterligare osäkerhet till-kommer vid sammanlagringen till en total härdskadefrekvens. Någon allmäntaccepterad metod för propagering och sammanlagring av osäkerheter vid reak-torsäkerhetsanalys finns ännu inte. Ett skäl är att de ingående sannolikheternaför bashändelserna är en blandning av objektivt verifierbara och subjektivt upp-skattade data.

En kvalitativ bedömning kan göras genom att övre och undre gränsvärden upp-skattas för de viktigaste bidragen till osäkerheten i data och modeller. Inverkanpå resultatet beräknas sedan genom känslighetsanalys. För kvantitativ analyshar flera metoder kommit till användning (1543). Härvid karakteriseras ingåen-de data med statistiska fördelning; .unktioner och felfortplantningen studerasanalytiskt eller numeriskt med speciella datorprogram. Försök till sådan osäker-hetsanalys har genomförts i t ex säkerhetsstudien för Zion-anläggningen (1553).

Ett annat slags osäkerhet kommer av omöjligheten att garantera analysens full-ständighet. Har alla betydelsefulla sekvenser beaktats och alla viktiga fysikalis-ka processer modellerats? Har alla beroenden och möjligheter till mänskligt fel-handlande identifierats? Kvantifiering av dessa osäkerheter är i prii.cip omöjlig.Osäkerheten kan endast minskas genom grundlig analys. Genom det systema-tiska sätt på vilket gängse analys genomförs är det osannolikt att viktiga sekven-ser och felkälh' inte skulle upptäckas.

15.7 Härdsmältning och inneslutningsfunktionRasmussen-studien konstaterade att haverier som leder till svår härdskada kange stora bidrag till omgivningsrisken. Särskilt eftei TMI-2 har stora forsknings-insatser ägnats åt att förbättra kunskapen om sådana förlopp. Det gäller främstaktivitetsfrigörelse och inneslutningsfunktion vid härdsmältning, vilket bestäm-mer de s k externa källtermerna för utsläpp till omgivningen. Omfattande forsk-ningsprogram genomförs för att verifiera inneslutningens beteende och bestäm-ma källtermen vid svåra haverier.

15.7.1 Modellutveckling

Svära haverier innebär att härden överhettas och smälter. Smältan samlas påreaktortankens botten, som genombryts tämligen snabbt. Smältan rinner ut ireaktorinneslutningen där den så småningom svalnar. Under smältprocessenoch smältans växelverkan med vatten och konstruktionsmaterial utvecklas fagaoch gaser vilket höjer tryck och temperatur i inneslutningen. Det kan leda tillatt inneslutningen brister.

407

Beräkningsmodeller har utvecklats som beskriver de termohydrauliska förlop-pen i primärs\stem och inneslutning. Modellerna ingår i datorprogram som be-räknar tryck, temperatur, vätgasutveckling, betongangrepp m m som funktionav tiden efter den inledande händelsen. Förloppen bestäms i hög grad av deninledande händelsens art, funktionen hos processystem och inneslutning samteventuella ingrepp av reaktoroperatören. Programmen måste därför anpassastill den specifika utformningen av anläggningen samt kunna beskriva inverkanav operatörsagerande.

Exempel på datorprogram för termohydrauliska förlopp vid svåra haverier ärMARCH som utvecklats av Battelle Columbus Laboratories i USA på uppdragav NRC samt MAAP som tagits fram inom ramen för projektet IDCOR (In-dustry Degraded Core Rulemaking Program) som organiserats av den ameri-kanska reaktorindustrin. Dessa systemprogram är baserade på relativt grovamodeller av de verkliga förloppen. Därtill utvecklas program för delar av för-loppen som söker beskriva grundläggande fysikaliska fenomen genom mer de-taljerade modeller. Modellerna valideras, dvs deras giltighet prövas, genomjämförelse med experiment.

När oränsle överhettas och smaker frigörs radioaktiva fissionsprodukter ochandra ämnen genom förångning. Kondensation av förångat material kan ske påytor i reaktortank och primärsystem eller i gasfas. I senare fallet uppkommeraerosoler. De iagar som gäller för frigörelseförlopp och aerosolbildning ärofullständigt kända liksom den kemiska form i vilken olika ämnen uppträder.Frigörelsetakten av fissionsprodukter från överhettat bränsle styrs av diffu-sionsfenomen i bränslet. För bränslets huvudkomponenter uran och zirkoniumoch för andra härdmaterial t ex i styrstavarna är direkt förångning den hastig-hetsbestämmande frigörelsemekanismen.

Modeller för diffusion och förångning ingår exempelvis i datorprogrammenCORSOR och FPRAT som beräknar andelar av härdinnehållet fissionsproduk-ter som frigörs per tidsenhet. Därtill beräknas förångningen av andra ämnen ihärden. CORSOR och FPRAT används i kombination med MARCH respekti-ve MAAP, som ger temperaturhistoriken i härden. För frigörelsen av fissions-produkter och andra ämnen vid växelverkan mellan härdsmälta och betong harspeciella program utvecklats, t ex VANESA vid Sandia-laboratoriet i USA.

Mera detaljerade mekanistiska program för beräkning av härdens tillstånd, fis-sionsproduktfrigörelse m m utvecklas inom NRCs forskningsprogram (1556).SCDAP (Sev?re Core Damage Analysis Package) behandlar härdens tillståndunder upphettning efter torrläggning så länge härden är i det närmaste intakt.Kapslingsoxidation. vätgasbildning, kapslingssmaltning, smältning och omlag-ring av UO2, fissionsprodukfirigörelse m m ingår i beräkningsmodellen.MELPROG (Meit Progression Model) beskriver härdens nedsmältning och be-teende i reaktortanken samt frigörelsen av fissionsprodukter under detta skede.

Det frigjorda gasburna materialet utsätts för flera fenomen och processer somgör att halten av olika ämnen ändras med tiden. Figur 15.13 visar schematisktnågra mekanismer scm modellerats i TRAPMELT (1557). Detta program be-räknar massflödets ändring med tiden av varje ämne som lämnar pnmärsyste-met och kommer ut i inneslutningen. Programmet ger också storleksfördelning-en av de utträdande aerosolpartiklarna.

408

Frigörelse avaerosoler ochIngor frin hardeneller andra delarav primarsystemet

Turbulent deponering >-M n a -7 primär sv»

Figur 15.13Mekanismer för aerosoler och förångat material i primärsystemet.

Flera datorprogram har utvecklats för att beskriva transport och avskiljning avaerosoler i reaktoranläggningen. Härvid indelas anläggningen i ett antal kon-trollvolymer, vars innehåll av gaser och gasburna partiklar antas väl blandat.Innehållet ändras genom dels transport tiil andra volymer, dels inverkan av oli-ka avskiljningsmekanismer. Jämte de naturliga mekanismer som antyds i Figur15.13 verkar också särskilda processystem i inneslutningen för att reduceraaerosolhalten, såsom filter, sprinklersystem och kondensationsbassäng (kok-vattenreaktorn). Datorprogrammen beräknar halterna av gasburna partiklar iolika utrymmen som funktion av tiden. Därmed kan också utsläppen till omgiv-ningen bestämmas - om och när inneslutningen penetreras.

I Rasmussen-studien användes aerosolprogrammet CORRAL i en fyrarums-version för tryckvattenreaktorn och en sexrumsversion för kokvattenreaktorn.Mera detaljerade modeller har senare utvecklats i bl a Tyskland och USA. Dettyska programmet NAUA beräknar aerosolbeteendet i en sluten volym som in-nehåller en atmosfär med vattenånga som kan kondensera på aerosolpartiklar-na. De amerikanska HAARM och RETAIN har vidareutvecklats inom projek-ten FILTRA respektive RAMA. RETAIN är delvis baserat på det ovan nämn-da TRAPMELT. Programmet behandlar åtta grupper av radioaktiva ämnen iform av gaser, ånga och aerosoler och beräknar transporten och avskiljningenav dessa i primärsystem och inneslutning.

En översikt av beräkningsprogrammen ges i Tabell 15.1. Utmärkande för dessaprogram är att värmetransport och fissionsprodukttransport behandlas separat.Den koppling som ligger i värmeutvecklingen vid fissionsprodukternas radioak-tiva sönderfall och som kan leda till återförångning och vidaretransport av fis-sionsprodukter representeras inte. Denna återförångning av material som kon-denserat på ytor i reaktortanken kan i vissa fall få stor betydelse för storlekenav utsläppet från inneslutningen. Integrerade program, som beaktar återför-ening har därför tagits fram, t ex en vidareutvecklad version av MAAP.

409

Tabell 15.1Datorprogram för beräkning av termohydrauiik samt frigörelse, transport ochavskiljning av radioaktivt material vid svära haveriförlopp.

1. TERMOHYDRAULIKHärdsmiiltningSCDAPMELPROCi

Växelverkan smälta-betongCORCONWECHSL

SystemprogramMARCHMAAP

2. FISSIONSPRODUKTFRIGÖRELSECORSORFPRATVANESA

3. AEROSOLBETEENDECORRALNAUAHAARMTRAPMELTRETAIN

Utförandeorganisation*

INELSandin

SandiaKfK

BCLIDCOR

ORNLIDCORSandia

BCLKfKBCLORNLIDCOR

Referens

15641565

15621566

15541555

155715551563

15581559156015571561

INEL = Idaho National Engineering Laboratory, USASandia = .Sandia National Laboratory. USAKfK - Kernforschungszentrum Karlsruhe, VästtysklandBCL = Battelle Columbus Laboratories. USAORNL = Oak Ridge National Laboratory. USAIDCOR •= Industry Degraded Core Rulemaking Program. USA

15.7.2 Experiment

Sedan TMI-2 har flera experiment genomförts för att simulera förhållanden vidsvåra härdhaverier och ge underlag för validering av beräkningsprogram. Pågrund av att experimenten är mycket kostnadskrävande bedrivs de ofta i inter-nationellt samarbete. En översikt av några större pågående experimentprogramges i Tabell 15.2. De beskrivs kort i det följande.

SFD (Severe Fuel Damage) - projektet ingår som en väsentlig del av NRCsforskningsprogram för svåra haverier, inom projektet utförs en serie storskaligaexperiment i tre forskningsreaktorer, varvid bränslestavar upphettas nukleärtupp till 2 3()()°C. Det motsvarar förhållanden vid kylmedelsförlust då härdentorrläggs. Vid experimenten mäts fissionsproduktfrigörelse, kapslingsoxida-tion, vätgasbildning. aerosolgenerering m m. SFD har pågått sedan 1982 ochberäknas bli avslutat 19S7.

410

Det tyska forsknr sprojektet BETA (BETonAnlage) syftar till att ge underlagför beräkning av växelverkan mellan härdsmälta och betong. Försöksanlägg-ningen består av en betongdegel i vilken den induktivt värmda smältan hälls.Två typer av experiment utförs, dels då smältan har en hög temperatur, cirka2 300°C, motsvarande början av betongangreppet, dels dä smältan är nära attstelna vid cirka 1 500°C. Man mäter bl a penetrationshastigheten i radiell ochaxiell led samt avgivning och sammansättning av gasformiga ämnen.

Tabell 15.2Experiment för simulering av termohydraulik samt frigörelse, transport och av-skiljning av radioaktivt material vid svära haveriförlopp.

1. TERMOHYDRAULIKHärdsmältningSFD

Växelverkan smälta-betongBETA

SystembeteendeLOFT

Vätgasförbränning

2. FISSIONSPRODUKTFRIGÖRELSESASCHACORE MELT

3. AEROSOLBETEENDEMX-VDEMONALACE

Utförande organisation"

INEL

KfK

INEL

EPRI:>

KfKORNL

StudsvikKfKEPRI

"Se Tabell 15.12) EPRI = Electric Power Research Institute, USA

LOFT-projektet inriktades ursprungligen på att studera LOCA-förlopp i entryckvattenreaktor och verifiera att säkerhetskraven är uppfyllda vid konstruk-tionsstyrande haveri (se 15.1.2). Vid dessa försök har härden som väntat förbli-vit intakt. Vid två avslutande försök har härden upphettats så mycket att dencentrala delen skadats och fissionsprodukter frigjorts.

I det första försöket begränsades den maximala kapslingstemperaturen till1 1()O°C vilket dock var tillräckligt för att kapslingen skulle brista. Härvid stude-rades mängden gasformiga och flyktiga fissionsprodukter som avgick, transpor-terades och avskiljdes i primärsystemet. I det andra försöket simulerades en ha-verisekvens, övertryckning av lågtryckssystem ("V-LOCA"). som innebar enutsläppsväg direkt från primärsystemet till omgivningen. Under försöket fickden centrala delen av härden en temperatur som under några minuter överskred1 800°C, vilket medförde en frigörelse av 20 - 40 % av bränslet innehåll av t exjod och cesium. Detta försök som var det sista i LOFT genomfördes i juli 1985.

411

I samband med svåra härdhaverier genereras vätgas dels genom zirkonium-vat-ten-reaktion vid oxidation av kapslingen. dels vid smältans växelverkan medbetong. Vätgasen bidrar till inneslutningtrycket och kan vid närvaro av luft ochvattenånga antändas och brinna. Vid vissa blandningsförhållanden kan detona-tioner uppstå (se 11.1.4) För att studera dessa frågor genomfördes under 1981- 1984 ett internationellt forskningsprojekt under ledning av de amerikanskakraftföretagens forskningsinstitut EPRI (Electric Power Research Institute).

Projektet omfattade flera serier storskaliga försök med antändning av bland-ningar av vätgas. ånga och luft. Försöken visade att tryck- och temperaturök-ningar vid vätgasförbränning är måttliga vid förhållanden som motsvarar desom råder i inneslutningen vid svåra haverier. Vätgasdetonationer kan inträffaendast vid höga koncentrationer i speciella geometrier. Tryckvattenreaktorer-nas inneslutningar är så stora att verkan av vätgasexplosioner inte torde varakritisk om inte lokala ansamlingar av vätgas kan ske. I svenska kokvattenreak-torer med kvävgasfyllda inneslutningar är vätgasexplosioner tänkbara endast ispeciella fall.

Fissionsproduktfrigörelse från smält härdmaterial studeras i SASCHA-anlägg-ningen i Karlsruhe (1567). SASCHA består i princip av en högfrekvensugn. endegel med smälta samt anordningar för uppsamling och analys av aerosoler. Fi-gur 15.14. Smäitmaterialet utgörs av UO: , Zircaloy och simulerade fissions-produkter. Små mängder rostfritt stål och styrstavsmaterial har tillsatts för attge en sammansättning som är representativ för en härdsmälta. Smältans massaär 200-250 gram. De frigjorda ämnenas tid- och temperaturberoende mäts ge-nom uppsamling av aerosolpartiklarna på filter och efterföljande radiokemiskanalys. Resultaten begränsas därför till de ämnen, som är representerade medradioaktiva spårelement i smältan.

FonMprOptisk pyromrter

Handskbo»

Automatisk filtfrrbylareHanrlsfoox

Avqassystem (glas)

Hoqfrnk v#nt f~kraftfbrsurjninq ^~

Smälta J Umjskarl Kaskarfimpaktnr '

InduMionsspnlp --]

Kondpnsor

Anqqrnerator

Figur 15.14Experimentanordning (SASCHA) för studium av förångning och aerosolbild-ning från simulerad härdsmälta.

412

Under 1982 - 1985 genomfördes i Marviken-anläggningen ett internationelltprojekt med studier av aerosoltransport i en storskalig nvxlell av en reaktorsprimärsystem. Två typer av ämnen studerades: simulerade fissionsprodukter,"fissium". av jod. cesium och tellur samt simulerade härdämnen, "corium". fören tryckvattenreaktor. Fissium och corium förångades i en speciell aerosolgene-rator och deras transport och avskiljning i en modell av en reaktortank med till-hörande tryckhållningskärl och rörsystem studerades.

Det tysk-schweiziska DEMONA-projektet syftar till att i stor skala demonstre-ra de naturliga avskiljningsmekanismema för aerosoler under förhållandenliknande dem som råder vid ett svårt haveri. Försöksuppställningen med en vo-lym av 640 m} är en modell i skala 1:4 av inneslutningen till den tyska tryckvat-tenreaktorn Biblis A. Den haverisituation som studeras gäller tiden 4 - 6 tim-mar efter den inledande störningen, då trycket i inneslutningen beräknas uppgåtill 0.2 å 0.3 MPa.

Ytterligare ett storskaligt projekt för studium av aerosolbeteende genomförs avEPRI i USA. Projektet, som benämns LACE (LWR Aerosol Containment Ex-periment), utförs i en försöksanläggning i Hanford, vars huvudkomponent ären behållare med 852 m3 volym. Aerosolerna alstras utanför behållaren och ledsvia ett rörsystem in i denna. Härvid studeras såväl de termodynamiska förhål-landena som transporten och deponeringen av aerosoler i rörsystem och behåll-are.

I en serie försök vid Sandia-laboratoriet i USA tror man sig ha funnit (1573) attcesiumjodid i ånga sönderdelas av gammastrålning i närvaro av konstruktions-material (rostfritt stål) och att cesium avsätts på konstruktionsmaterialets ytor.Det skulle innebära att flyktig jod kan bildas i reaktorns primärsystem i sam-band med svåra härdhaverier. Detta motsägs dock av andra experiment därman funnit kristaller av cesiumjodid i gasfasen under haveriförhållanden samtav erfarenheterna frän TMI-2.

15.7.3 Källtermstudier

Metodutvecklingen i kombination med de storskaliga försöken syftar till valide-rade programpaket för deterministisk analys av svära haverier, där tidigare en-dast relativt grova uppskattningar stod till buds. Under tiden har systematiskastudier av svåra haverier genomförts inom IDCOR- projektet i USA. I Sverigehar det av IDCOR framtagna programpaketet MAAP-FPRAT-RETAIN an-passats till svenska reaktorer inom RAM A-projektet (1569) och använts för attstudera svära haveriförlopp.

På uppdrag av NRC har Battelle-institutet i samarbete med Sandia-laboratorietutvecklat programpaketet MARCH-CORSOR-TRAPMELT. I en omfattandestudie (1568) har källtermer beräknats för fem huvudtyper av anläggningar. Bla har haveriförlopp liknande dem som studerats i Rasmussen-rapporten analy-serats. I Tabell 15.3 visas en jämförelse av beräknade jodutsläpp for tryckvat-tenreaktorn Surry-1. Det framgår att de nyare beräkningarna ger lägre värdenän de äldre. Det beror till stor del pä att retentionen av fissionsprodukter i pri-märsystemet är större än man tidigare räknat med.

413

I Tabell 15.4 görs en jämförelse mellan olika beräkningar av utsläpp vid övert-rycksbrott av inneslutningen för kokvattenreaktorn Peach Bottom-2. För de fallatt utsläppen antas ske direkt till atmosfären visar de nyare beräkningarna lägrevärden än Rasmussen-studien. Det beror på större retention i primärsystem ochkondensationsbassäng än tidigare antagits. För de fall där utsläppen antas skegenom reaktorbyggnaden blir de lägre än i föregående fall men ungefär likastora eller nägot högre i de nyare beräkningarna än i de äldre. Osäkerheten iantagandena om inneslutningens beteende är emellertid stor och små ändringari förutsättningarna kunde ha lett till väsentligt lägre beräknade utsläpp.

Tabell 15.3Jämförelse av beräknade tidsintegrerade utsläpp av jod vid svåra haverier itrvckvattenreaktorn Surrv-1.

Initialhändelse Felfunktion hos rcuktorinne- Utsläpp av jodslutningen (andel av härdinnehall)

BCL" RSS:i

Stort rörbrott medbortfall av elkraft

Elbortfall under1-3 timmar

Övcrtrvckning avlagt ryckssystem

Otillräcklig isoleringÖvertrycksbrott

ÖvertrycksbrottGenomsmältning

Öppen rörledning tillhjälpsystembyggnad

0.090.06

0.050.003

0.40.09"

0.40.7

0.70.003

0.7

" Battelle Columbus Laboratories. Draft BMI-2104 Vol V (ref 1568):> Reactor Safety Study. WASH-1400 (Rasmussen-studicn, ret 1558)'' Om tvättverkan i hjälpsystembygganden beaktas

Tabell 15.4Jämförelse av beräknade tidsintegrerade utsläpp av fissionsprodukter vid svarahaverier med övertrycksbrott av reaktorinneslutningen för kokvattenreaktornPeach Bottom 2.

Fall Utsläpp (andel av reaktorinnehäll;Xe.Kr Jod Cs.Rb Te.Sb

A. Utsläpp direkt till atmosfärenKSS" kategori BWR 2 (se 13.4)B('I. : ) stort rörbrott utan nödkylningBCL transient utan reaktoravstängningliCL transient utan inncslutningskylning

B. Utsläpp genom reaktorbyggnadenRSS kategori BWR 3 (se 13.4)BCL transient utan reaktoravstängningIDCOR1 ' transient utan reaktoravstängningIDCOR transient utan inncslutningskylning

1 . 1 )1.01.01.0

1.01.(11.01.0

0.0

0.0

0

0.0.0

9-)

33

121

0.50.20.30.3

0.10.20.10.2

0.0.0.0.

0.0.0.0.

3732

31

11

11 Reactor Safety Study. WASH-1400 (Rasmussen-studicn. ref 1558): i Battelle Columbus Laboratories. Draft BMI-2104 Vol II (ref 1568)h Industry Degraded Core Rulemaking Program (ref 1555)

414

De redovisade resultaten galler under förutsättning att inga ingrepp görs i tor-loppen. För Peach Bottom-2 har IDCOR visat att enkla operatörsatgärder re-ducerar källtermen väsentligt, se t ex Tabell 11.13. Om operatören i fallet tran-sient utan reaktoravstängning avlastar trycket i reaktorinneslutningen efterdrygt 1 timme och ser till att spädmatarvatten finns tillgängligt för kylning avden fragmenterade härdsmältan kan övertryckning av inneslutningen förhind-ras och utsläppen minskas ungefär 1 (MX) ganger.

Förutom av operatörsatgärder beror källtermen starkt av den specifika anlägg-ningens utformning. Surry-1 och Peach Bottom-2 representerar I960- talets re-aktorteknik. Nyare tryckvattenreaktorer har större och starkare reaktorinne-slutning. Det gör att tiden till eventuell övertryckning blir längre och därmedutsläppen lägre. Nyare amerikanska kokvattenreaktorer har en annan inneslut-ningskonstruktion än Peach Bottom-2. innebärande att större delen av de fri-gjorda fissionsprodukterna tvättas ut i inneslutningens kondensationsbassäng.Det gör. som IDCOR visat, att även i fall med snabb övertryckning av inneslut-ningen såsom vid transienter utan reaktoravstängning blir utsläppen endastungefär en tusendel av dem som beräknas för Peach Bottom-2 i motsvarandefall.

Försök att uppskatta osäkerheten i källtermsberäkningarna har gjorts i en ame-rikansk studie (1570). Osäkerheten i beräknad mängd gasburna tudioaktivaämnen i inneslutningen är ett lämpligt mätt. Den beror starkt av tiden frän för-loppets början. Vid tidpunkten för tankgenomsmältning da halten kan uppgåtill procent av härdinnehallet uppskattas osäkerheten i aerosolmängden vara enfaktor 50. Den domineras av osäkerheten i härdens temperaturhistoria, fis-sionsprodukternas frigörelsehastighet frän bränslet samt retentionen i primär-systemet. Ungefär 10-20 timmar senare, da halten aerosoler är promille ellerlägre, uppskattas osäkerheten till en faktor 150. Den bestäms huvudsakligenav osäkerheten i temperaturen hos blandningen av smälta och betong samt imodelleringen av avskiljningsmekanismerna i inneslutningsatmosfären.

Det är väsentligt att alla fissionsprodukter betraktas vid karakteriseringen avkälltermen. Jod och cesium sannolikt i form av Cs.I och CsOH dominerar underförsta skedet medan tellur och mera svarflyktiga ämnen ger de största bidragenflera timmar efter tankgenomsmältning. Det är också viktigt att beakta inaktivaaerosoler frän konstruktionsmaterial, styrstavmaterial och betong eftersomaerosolbeteendet bestäms av den totala mängden gasburet material.

15.7.4 VärderingsstudierUnder slutet av 1984 och början av 19N5 rapporterades tre utvärderingar avkunskapsbasen för analys av svara haverier:

- RAMA (Reactor Accident Mitigation Analysis), ett forskningsprojekt piuppdrag av svenska tillsynsmyndigheter och kraftföretag (1569).

- American Nuclear Society (ANS) Special Committee on Source Terms, dens k ANS-rapporten (I57l).

- American Physical Society (APS) Study Group on Radionuclide Releasefrom Severe Accidents at Nuclear Power Plants, här benämnd APS-rappor-ten (1572).

4I5

Rapporterna ger en i stort sett samstämmig bild av utvecklingsläge och forsk-ningbehov, om än med olika betoningar.

RAMA-rapporten konstaterar att programmen MAAP och RETAIN visat sigvara användbara vertyg för analys av svära haveriförlopp. MAAP bedöms geen tillfredsställande beskrivning av de termohydrauliska förloppen, medanmodellerna för aerosolbeteende i RETAIN anses något ojämna. En integreringav programmen är önskvärd, sä att återförångningen av deponerade aerosolerkan beskrivas. Vidare understryks att kälitermen är i hög grad stationsberoen-de, vilket de genomförda demonstrationsberäkningarna visat.

ANS-rapporten finner att de beräknade utsläppen vid svåra haverier generelltsett är mycket mindre än man tidigare antagit. Jämfört med Rasmussen-studienkan reduktionen vara en faktor tio till flera tiopotenser för de kritiska fissions-produkterna i de flesta analyserade haverisekvenserna. Det teknisk-vetenskap-liga underlaget anses tillräckligt för en djupgående utvärdering av kälitermen.även om vissa osäkerheter kvarstår.

Även APS-rapporten konstaterar att utsläppen i vissa fall är väsentligt lägre änvad som anges i Rasmussen-rapporten, medan skillnaderna i andra fall är mind-re. Man anser att det ännu inte är möjligt att ange faktorer för kritiska fissions-produkter som ändrar värdena i Rasmussen- studiens utsläppskategorier. Pågå-ende och planerad forskning kommer att förbättra kunskapsbasen och möjligenleda till att sädana faktorer kan bestämmas för olika haverisekvenser och olikareaktortyper.

De mera specifika slutsatserna kan sammanfattas sålunda:

- Väsentliga framsteg har gjorts sedan Rasmussen-studien i mitten av 1970-talet när det gäller det teknisk-vetenskapliga underlaget och de fenomeno-logiska modellerna för svära härdhaverier.

- Tidiga övertrycksbrott av reaktorinneslutningen på grund av ångexplosioneller vätgasexplosion anses sä osannolika att de ger ett försumbart bidrag tillutsläppsf rek vensen.

- Reaktorinneslutningarna är mera motståndskraftiga mot langsam övertryck-ning och hög temperatur än man tidigare antagit. Det innebär att tiden tilleventuellt brott blir längre.

- Sannolikheten för genomsmältning av reaktorinneslutningens bottenplattabedöms som mycket lägre än tidigare och motsvarande utsläpp som obetyd-liga.

- Modelleringen av tidigare försummade fysikaliska och kemiska fenomen le-der till större beräknad avskiljning av aerosoler i primärsystem och inneslut-ning. Retentionen är mera effektiv ju längre tid det tar innan inneslutningenbrister.

- Experiment har visat att avskiljningen av fissionsprodukter är mycket effek-tiv i kokvattenreaktorernas kondensationsbassäng.

Rasmussen-studien antog pessimistiskt att väsentligen all jod frigörs och spridsi molekylär form. Starka skäl talar för att större delen av joden förenar sig med

416

cesium till cesiumjodid, som har låg flyktighet och löser sig i vatten eller kon-denserar till aerosoler som deponerar i inneslutningen. På samma sätt förekom-mer det mesta av cesium i form av svårflyktig, lättlöslig cesiumhydroxid. Denkemiska formen för frigjord tellur är däremot inte väl känd.

Alla ovan nämnda fenomen bidrar till att reducera källtermerna jämfört medtidigare uppskattningar. Man har också funnit ett par mekanismer som skullekunna öka aerosolhalten:

- Eventuell frigörelse av icke-flyktiga ämnen (lantanider, transuraner) vidhärdsmältans växelverkan med betong. Förloppen är mycket kompliceradeoch frigörelsen beror kritiskt av temperaturen.

- Fenomen som genererar aerosoler och flyktig jod sent i haveriförloppet, t exgenom återförångning på grund av resteffekt eller kemiska reaktioner.

Utredningarna konstaterar att förbättrade modeller och datorprogram tagitsfram men att ytterligare jämförelser med experiment krävs för att beräkningar-nas noggrannhet skall kunna värderas bättre. Kunskapen om gasformiga ochlättflyktiga fissionsprodukter har förbättrats väsentligt. Beräknade ädelgasut-släpp skiljer sig in*e från tidigare utom att aktiviteten blir lägre på grund av denlängre tiden till inneslutningsbrott. Utsläppen av jod och cesium är lägre änman tidigare räknat med huvudsakligen på grund av den längre tiden till brott.En viss osäkerhet om den kemiska formen på jod kvarstår dock. Förekomstenav icke-flyktiga ämnen i aerosolform är ännu så länge en öppen fråga bl a bero-ende på osäkerheten i temperatur m m vid härdsmältans angrepp på betong.

Referens ?r

1501 L S TongIssues Concerned with Future Light-Water-Reactor DesignsNucl Safety 2.? (1982)127

1502 F F Cadek, D P Dominicis, R H LeysePWR FLECHT (Full Length Emergency Cooling Heat Transfer)Final ReportUSAEC Report WCAP-7665, April 1971

1503 L Nilsson m flFIX II - LOCA Blowdown and Pump Trip Heat Transfer ExperimentsSTUDSVIK/NR-83/325 (1984)

1504 S O Eriksson, R Harju, R PetterssonBWR Emergency Core Cooling Heat Transfer Experiment in a Full-Sca-le BWR Bundle Mock-upSTUDSVIK/E4-78/64 (1978)

1505 L Andermo, EdResearch on Heat Transfer and Fluid Flow with Applications in the Areaof LWR SafetyAppendix 1 Detailed Code DescriptionsStatens kärnkraftinspektion, November 1980

417

27

151)6 M L RusselLoss-of-Fluid Test Findings in Pressurized Water Reactor Core's Ther-mal- Hydraulic BehaviourProc on Nuclear Reactor Thermal-Hydraulics. Vol 1. p 578American Nuclear Society. 1983

1507 G E DixBWR Loss of Coolant Technology ReviewProc on Nuclear Reactor Thermal-Hydraulics. Vol 1, p 3.American Nuclear Society. 1983

1508 D Hein. H WatzingerSmall-Break LOCAs. Analxsis, Control and Experimental Results.Paper IAEA-CN-39/A-7-30.Int Conf on Current Nuclear Power Plant Safety Issues. Stockholm,20-24 October 1980

1509 M Shiba. K Tasaka. Y Koizumi. Y AnodaSmall Break LOCA Experiment in ROSA IIIPaper IAEA-CN-39/69 Int Conf on Current Nuclear Power Plant Safe-ty Issues. Stockholm. 20-24 October 1980

1510 J V Catchart et alZirconium Metal-Water Oxidation Kinetics IV. Reaction Rate Studies.ORNL NUREG - 17. August 1977

1511 K Malén. J KilterFine Tuning of a Model for Creep of Zircalov in SteamSTUDSVIK/K4-79/28 (1979)

1512 K PetterssonStress Corrosion Crack Growth in Unirradiuted ZircaloySTUDSVIK/K4-78/12 (1978)

1513 J Gamier. S BegejEx-Reactor Determination of Thermal Gap Conductance Between Ura-nium Dioxide and Zircaloy-4US Nuclear Regulatory Commission NUREG'CR-0330 (1980)

1514 B I SpinradEvaluation of Fission-Product After-HeatUS Nuclear Regulatory CommissionNUREG-0018-2 (1976)

1515 K Larsson. J E MarklundCOPT A - A Computer Model for the Analysis of Contanimeni PressureTransientsSTUDSVIK AE-RD-79 (1975)

1516 Marviken Full-Scale Containment Experiments Containment Responseto a Loss-Of-Coolant AccidentSTUDSVIK MXA-1-301 (1974)

418

1517 Marviken Full-Scale Containment Experiments Second SeriesSTUDSVIK MXB-301 (1973)

1518 R R Schultz, L EricsonThe Marviken Critical Flow Test ProgramNuclear Safety 22 (1981)712

1519 D C Slaughterbeck, D C Mecham, J E Collén, O SandervagLarge-Scale Two-Phase Jet Impingement Experiments in MarvikenProc Int Meeting on Thermal Reactor Safety Chicago, Aug 29 - Sept2, 1982.NUREG/CP-0027, Vol 3 (1983)

1520 EEIIEPRI Fuel Densification ProjectElectric Power Research Institute (1975)

1521 H MogardThe Studsvik Materials Test Reactor in Domestic and International FuelResearch and DevelopmentStudsvik Energiteknik AB (1982)

1522 Technical Bases for Estimating Fission Product Behavior During LWRAccidentsNUREG-0772, US Nuclear Regulatory Commission (1981)

1523 K PetterssonMätning av sprickutbredningshastigheter i bestrålat ZircaloxSTUDSVIK/NF(P)-81/67 (1981)

1524 An Assessment of the Integrity of PWR Pressure VesselsUK Atomic Energy Authority (1982)

1525 B Östensson, R WestinThe fracture toughness of A533B pressure vessel steel at low strain rateSTUDSVIK S-573 (1977)

1526 A CottrellA Second .ook at the PWR Pressure VesselNucl Eng Int, May 1982, p 36

1527 F Nilsson, S PalmSensitivity Analysis of The Failure Probability of a Reactor Pressure Ves-selInt Conf on Currer Nuclear Power Plant Safety. Stockholm. 20-24October, 1980Paper IAEA-CN-39/80

1528 II H WooA Study of the Regulatory Position on Postulated Pipe Rupture LocationCriteriaUS Nuclear Regulatory Commission, NUREG/CR-3483 (1983)

419

1529 Plate Inspection Steering Committee (PISC)Report EUR 6371 EN. Vol I - VI (1979)

1530 K Gott. B ÖstenssonCorrosion Fatigue of Pressure Vessel Steel A503BSTUDSVIK/EI-80/2

1531 P Fejes. R IvarsWater Chemistry Adjustment by Hydrogen InjectionNucl Europe. No 9. September 1984

1532 T Swan. M G Segal. G C W Comley, A N McLean. J F RemarkUK Development of Decontamination Reagents for Water Reactor Sys-temsNucl Europe, No 9. September 1984

1533 O EC DIIVE A Ågesta Decontamination Project Phase 1. Final ReportÄGESTA-1-027, December 1982

1534 P A van Gemst. P-O WaessmanPost-Accident Diagnosis SystemProc Symp Nuclear Power Plant and Instrumentation Munich. 11-15October 1982International Atomic Energy Agency (1983)

1535 R Axelsson m flDriftpersonalens arbetsmiljö i kärnkraftverkLUTA B TA 895 (1979)

1536 KontrollrumsutformningSammanfattningsrapport NKA/KRU(81 )11Nordiska Kontaktorganet för Atomenergifrågor

1537 P-O Waessman. P-G Ceder. C ForsbergIntegrating Function-Oriented Fjnergency Operation Procedures (EOP)and an Advanced Safety Panel Display System (SPDS) in Ringhals IINPO Internat Emergency Operation Workshop Madrid, June 5-7,1984

1538 C B Johnson, F S Mollerus, L A CarmichaelFundamental Safetv Parameter for Boiling Water ReactorEPRI Report NSAC-21 (1980)

1539 R J Freddie. R B Moore, D G CainFundamental Safety Parameter Set for Yankee Energy CompanyEPRI Report NSAC-55 (1982)

1540 W Bastl, R Heinbuch. M KraftSTAR Disturbance Analysis SystemProc Symp Nuclear Power Plant Control and InstrumentationMunich, 11-15 October 1982.International Atomic Energy Agency (1983)

420

1541 A J Spurgin, D G C a i n , A B LongDecision-Making Aid for Operational Crews Status of EPRI DASS Pro-ject.Proc Symp Nuclear Power Plant Control and Instrumentation, Munich.11-15 October 1982.International Atomic Energy Agency (1983)

1542 Instrumentation for Light-Water-Cooled Nuclear Power Plants to AssessPlant and Environs Conditions During and Following an AccidentRegulatory Guide i .97 Rev 3.US Nuclear Regulatory Commission (1984)

1543 PRA Procedures GuideNUREG/CR-2300 Vol 1US Nuclear Regulatory Commission (1983)

1544 J R TaylorAutomatic Fault Tree Construction with RIKKEA Compendium of Examples Vol 1-2.Ris0 Report M-2311 (1981)

1545 T-bokenTillförlitlighetsdata för komponenter i svenska kokvuttenreaktorer.RKS 82-07Rådet för kärnkraftsäkerhet (1982)

1546 S Dinsmore(Ed)PRA Uses and Techniques - A Nordic PerspectiveFinal Report NKA/SÄK-1Nordiska kontaktorganet för Atomenergifrågor (1985)

1547 K N Fleming, A M KalinowskiAn Extension of the Beta Factor Method for Systems with High Levelsof RedundancyPLG-0289.Pickard, Lowe and Garrick. Inc. (1983)

1548 R B Worrell, D W StackCommon-Cause Analysis Using SETS SAND 77-1832Sandia National Laboratory (1977)

1549 A D Swain. H E GuttmanHandbook of Human Reliability Analysis with Emphasis on NuclearFower Plant ApplicationsNUREG/CR-1278.US Nuclear Regulatory Commission (1983)

1550 J Rasmussen, W B Rose (Eds)Human Detection and Diagnosis of System FailuresA NATO Symposium, Roskilde, Denmark,Plenum Press (1981)

421

1551 R E Hall. J Fragola, J WreathallPost Event Human Decision Errors. Operator Action Tree/Time Relabi-litx Correlation.NUREG/CR-3010US Nuclear Regulatory Commission (1982)

1552 B O Y Lydell, J G Stampelos, J W StetkowHuman Relability Analysis in Contemporary Probabilistic Risk Assess-ment StudiesPLG-0349Pickard, Lowe and Garrick, Inc (1984)

1553 Zion Probabilistic Safety StudyCommonwealth Edison Company (1981)

1554 R O Wooton, H J AvciMARCH 1.1 Code Description and Users ManualNUREG/CR-1711, October 1980

1555 Nuclear Power Plant Response to Severe AccidentsIDCOR Technical Summary Report November 1984

1556 J HanSevere Accident Code Development Program13th Water Reactor Safety Research Information MeetingGaithersburg. October 22-25, 1985

1557 J A Gieseke et alRadionuclide Release Under Specific LWR Accident ConditionsBMI-2104, Vol I, Draft Report, July 1983

1558 Reactor Safety StudyWASH-1400, Appendix VUS Nuclear Regulatory Commission, October 1975

1559 H Bunz, M Koyro, W SchöckNA UA Mod4 - A Code for Calculating Aerosol Behavior in L WR CoreMelt AccidentsKfK Report 3554Kernforschungszentrum Karlsruhe, 1983

1560 J A Gieseke, K W Lee, L D ReedHAARM-3 Users ManualBMI-NRC-1991 (1978)

1561 Fission Product Transport in Degraded Core Accidents.Technical Report 11.3 IDCOR Program Report, Dec 1983

1562 J Muir, R Cole, M Corradini, M EllisCORCON-MOD1. An Improved Model for Molten Core/ConcreteInteractionsSAND 80-2415 (July 1981)

422

1563 D E Powers. J E BrockmanStatus of VANES A validationReview of the Status of Validation of the Computer Codes Used in theNRC Accident Source Term Reassessment Study (BMI-2104)ORNL/TM-8842, Draft (1983)

1564 C M Allison, T M Howe, G P MarinoSCDAP: A Computer Code for Analyzing Light Water Reactor SevereCore DamageProc Int Meeting on Light Water Reactor Severe Accident Evaluation,Vol 1, TS-5.1American Nuclear Society, 1983

1565 M F Young, J L Tomkins, W J CampMELPROG Code Development and MethodsProc Int Meeting on Light Water Reactor Severe Accident EvaluationVol 1.TS-2.8American Nuclear Society, 1983

1566 M Reimann, W B MurfinThe WECHSL-code: A computer Program for the Interaction of a CoreMelt with ConcreteKfK Report 2890Kernforschungszentrum Karlsruhe, 1981

1567 H Albrecht et alUntersuchung der Freisetzung von Spalt- und Aktivierungsproduktenheim KermchmelzenProjekt Nukleare Sicherheit Jahresbericht 1982KfK Report 3350Kernforschungszentrum Karlsruhe. 1983

1568 J A Giesecke et alRadionuclide Release Under Specific LWR A< zident ConditionsBMI-2104, Vol II-VII, Draft Reports, July 1984

1569 RAMA SlutrapportStudsvik, Januari 1985

1570 Uncertainty in Radionuclide Release Under Specific L WR Accident Con-ditionsSAND 84-0410/2, Draft, March 1984

1571 Report of the Special Committee on Source TermsAmerican Nuclear Society, September 1984

1572 Radionuclide Release from Severe Accidents at Nuclear Power PlantsReport to the American Physical Society by a Study Group.Draft. February, 1985

423

1573 L Chan, C RyderSummary of the Meeting on the Effect of Ionizing Radiation on the Stabi-lity of Cesium IodideUS Nuclear Regulatory Commission Memorandum Jan 10, 1986.

424

16 SECURE-REAKTORER

16.1 Traditionell säkerhetsfilosofiI dagens kärnkraftverk uppnås hög säkerhet i första hand genom haveriföre-byggande åtgärder, t ex genom att förhindra uppkomsten av störningar som kanleda till haveri. I den mån sådana störningar ändå förekommer finns säkerhets-system som skall motverka att de leder till haveri. I den probabilistiska säker-hetsanalysens termer är det fråga om att dels reducera frekvensen inledandehändelser, dels förbättra säkerhetssystemens tillförlitlighet. Analys av inträffa-de tillbud och haverier och återföring av erfarenheterna till driften ger därvidunderlag för säkerhetshöjande åtgärder.

Utvecklingen har lett till en avsevärd förbättring av säkerheten. Som exempelkan nämnas den beräknade härdskadefrekvensen, 7x K)-*1 per driftår. för tryck-vattenreaktorn Sizewell B som planeras byggd i Storbritannien (1601). Motsva-rande värde för den 15 år tidigare konstruerade Surry-2 är enligt Rasmussen-studien lxlO4 per driftår. Den 15-faldiga förbättringen har åstadkommitshuvudsakligen genom ökad redundans och diversifiering av säkerhetssystemen.t ex ökat antal pumpar för säkerhetsinsprutning, förstärkt kapacitet för diesel-aggregat samt ett reservkontrollrum, fysiskt separerat från det ordinarie.

Vid nivån 10'ft per driftår för härdskadefrekvensen blir värdet av ytterligare sä-kerhetshöjande åtgärder tveksamt på grund av avtagande gränsnytta och osä-kerhet i analysen. Det finns rimligen inte heller i övrigt några rationella skäl atteftersträva en lägre härdskadefrekvens. Det kan nämnas att den amerikanskatillsynsmyndigheten NRC som en interimistisk riktlinje för den probabilistiskasäkerhetsanalysen föreslagit att den beräknade härdskadefrekvensen skall varamindre än 10"* per driftår (1602).

Även om säkerheten i dagens reaktorer uppfyller högt ställda krav, innebär denberäknade härdskadefrekvensens karaktär av sannolikhetsutsaga att nägon ab-solut garanti mot härdskada inte kan ställas. Den grundläggande orsaken är attsäkerheten beror av funktionen hos mekaniska och elektriska system och avmänskligt handlande. Erfarenheten har visat att tillförlitligheten kan göras myc-ket hög, men att fel inte kan uteslutas.

16.2 PlUS-principenFör att helt kunna utesluta möjligheten till härdskada måste säkerheten baseraspå naturliga egenskaper hos reaktorsystemet, oberoende av funktionen hos sä-kerhetssystem och operatörsåtgärder. Det är innebörden i den säkerhetsprin-cip, benämnd PIUS (Process Inherent Ultimate Safety), som lanserats av Asea-Atom (1603).

PlUS-principen innebär att härdens säkerhet garanteras enbart med hjälp avnaturlagar för tyngdkraften och termohydrauliken. Utgångspunkten är att detär tillräckligt för att undvika överhettning om härden är vattf ntäckt och väl-

425

kyld. d\s effektutvecklingen far inte över stiga vattnets kylförmäga. Ett sätt attgarantera detta är att en tillräckligt stor vattenvolym ständigt finns tillgängligför att genom förangning kyla bort härdens resteffekt. Det innebär att vattenvo-lymen ifråga måste finnas tillgänglig vid drifttryck. Den måste innehålla ett ne-utrongift, t ex borsyra, som förmår avbryta den nukleära kedjereaktionen.

Som exempel kan nämnas att en 1 6(X) MWth (500 MWel) reaktor kräver minst2 300 m! vatten för att kyla bort en veckas resteffekt genom förangning. Detinnebär en reaktortank för nära 10 MPa med en innervolym av 3 000-4 (XX) m\vilket i praktiken endast kan åstadkommas genom tryckkärl i förspänd betong.I en konstruktionsstudie gavs trycktanken en innerdiameter av 13 m, en höjd av35 och en väggtjocklek av nära 8 m (ref 1604). Tanken har på insidan en tätbeklädnad av rostfritt stal. Som en extra säkerhet mot läckage finns ännu entät barriär i form av en rostfri plät ingjuten i betongen. Tryckkärlet har ingagenomföringar utom i toppen. Det finns därför inga tänkbara händelser somkan leda till förlust av vatten genom tankväggen. Enda möjligheten att förloravatten är i form av ånga som för bort resteffekt genom ventiler i tankens övredel. Med härden placerad i botten är således kravet att härden alltid skall varavattentäckt uppfyllt.

Hur värmeutveckling och kylning åstadkoms illustreras i Figur 16.1. För att nyt-tig energi skall genereras måste varmt vatten med tillräckligt låg borhalt för kri-ticitet pumpas genom härden till en värmeväxlare (änggenerator). I cirkula-tionskretsen ingar ett stigrör och en tryckhallare samt öppna förbindelser vid Aoch B med det omgivande bassängvattnet.

Vid normal drift anpassas cirkulationsflödet så att det dynamiska tryckfalletfrän A till B plus motsvarande statiska tryckskillnad över det lättare, varma re-aktorvattnet är precis lika med den statiska tryckskillnaden över det tyngre, kal-la bassängvattnet. Förbindelserna vid A och B är utformade som densitetslåsdär det varma vattnet bildar ett stagnant skikt ovanpå det kalla. Gränsytan mel-lan varmt och kallt vatten i det undre densitetslåset kontrolleras genom tempe-raturmätning och justeras genom ändring av pumpvarvtalet.

Principen kan sägas innebära att cirkulationspumpens mekaniska energi bärupp det totala systemet till en högre lägesenergi än vad som motsvarar det statis-ka jämviktsläget. Om pumpen därför stannar intar systemet sitt jämviktslägegenom att varmt vatten trycks ut vid B och kallt borerat vatten sugs in vid A ochstänger av reaktorn. Fortsatt kylning sker genom naturlig cirkulation som an-tyds i Figur 16.1.

Om vänneutvecklingen i härden är större än vad som kan bortföras genom ång-generatorn kommer reaktorvattnet att upphettas till kokning Ångbildningenstartar i härden och bubblorna rör sig upp genom stigröret. Drivkraften förströmningen blir da större varför massflödet ökar. Eftersom cirkulationspum-pens kapacitet är begränsad kommer massflödet, när det når en viss nivå, attdelvis tas frän bassängen och därigenom stänga av reaktorn.

Systemet skyddar således sig självt vid alla tänkbara störningar. Snabba reakti-vitetsändringar är inte möjliga, bl a eftersom mekaniska styrstavar saknas. Re-aktivitetsregleringen ombesörjs enbart med borkoncentrationen och reaktor-vattnets negativa temperaturkoefficient.

426

Ånga

Övredensitetslås

Kretsloppför naturligcirkulation

St ig rör

Härd

Ånggenerator

Cirkulations -pump

Undredensitetslås

Figur 16.1Cirkulationsprincip för PIUS.

16.3 SECURE-LHPlUS-principen introducerades under mitten av 1970-talet i ett svenskt-finsktstudieprojekt av ett kärnvärmeverk för fjärrvärmeändamål. Projektet gavs ar-betsnamnet SECURE (Safe Environmentally Clean Urban Realtor). Kärnvär-meverk med beteckningen SECURE-LH (LM = Low Temperature, HeatOnly) marknadsförs numera av Asea-Atom för fjärrvärmenät med en tempera-tur av högst 100°C

427

I SECURE-LH är vattnets temperatur vid utloppet ur härden 120°C. Vid så lågtemperatur blir densitetsskillnaden mellan bassängvattnet och reaktorvattnetinte tillräcklig för att balansera det dynamiska tryckfallet över härden. Erfor-derlig densitetsskillnad åstadkoms i stället med en gasbubbla som hålls på platsi ett gaslås ovanför härden. Figur 16.2. Om cirkulationspumpen stannar pågrund av i ex elavbrott sjunker tryckfallet över härden och gas trycks ut genomgaslåset. Den minskade gasvolymen ersätts av kallt, borerat bassängvatten somströmmar in genom det undre densitetslåset och stänger av reaktorn. Figur 16.3.

Andra störningar, såsom trycksänkning, förlust av värmesänka eller övereffekti härden, orsakar reaktoravstängning på samma sätt som pumpnedstyrning.Avstängningen bygger på venturistrypningar i primärkretsen, se Figur 16.3, därangå bildas innan kokningen startar i härden. Ångbildningen innebär ökattryckfall över strypningarna och minskat cirkulationsflöde. Därmed minskartryckfallet över härden och reaktorn stängs av genom inflöde av högborerat vat-ten liksom i föregående fall.

Sekundärvärmeväxlare_ \

Ovanjordsbyggnad

Schakt •

Betonglock

Betongtank

Bergrummet

••c,

H-JUUFjärrvärmenät

' Mellankrets

Reaktortank -—_»j

Reaktorhärd —4r—Jill.

Högboreratbassändvatten '

Primärvärmeväxlare

Huvudcirkulationspump

Primärkrets

Lågboreratprimärvatten

Figur 16.2Principarrangemang för kärnvärmeverk SECURE-LH.

428

Normal avstallningmed insprutningav borsyra

Inherent avstängninggenom ångbildning iventuristrypningar

^SS-=S2V| ± •

i i

Snabbavstängninggenom stopp avhuvudcirkulations-pumparna

Figur 16.3Reaktoravstängningssätt för SECURE-LH.

16.4 SECURE-PEn elgenererande version, benämnd SECURE-P. har tagits fram av Asea-Atom. I denna är reaktorvattnets temperatur tillräckligt hög i förhallande tillbassängvattnets för att det principarrangemang som beskrivits i avsnitt 16.2skall vara tillämpligt. Det innebär att gasläs och venturistrypningar inte behövs.Typiska data för SECURE-P framgår av Tabell 16.1.

429

Tabell 16.1Typiska data för SECURE-P (ref 1604).

VarmeeffektElektrisk effektTemperatur vid härdutloppCirkulationsflödeTryck i primärsystemet (tryckhällaren)Antal bränslepatronerAntal bränslestavar/patronAktiv härdhöjdEkvivalent härddiameterAntal änggeneratorerÄngtryckAntal cirkulationspumparB;issängtemperaturBetongtank ytterdiameterBetongtank total höjd

MWthMWel°Ckg/sMPa

mm°CMPa

°Cmm

1 6005002939 98091932321.973.84444503062

Nukleärt är SECURE-P en tryckvattenreaktor med mättliga prestanda. Reak-tortrycket är något lägre än i en konventionell PWR vilket ger en viss verk-ningsgradsförlust. Den mycket stora betongtanken kommer att bli dyrbar vilketi jämförelse med konventionella lättvattenreaktorer kompenseras av att ingasäkerhetssystem och ingen inneslutningsbyggnad erfordras. Utvecklingsbeho-vet begränsas främst till anggeneratorn. som är av en ny typ, samt verifierandeprov pa densitetsläs och värmeisolering (av primärsystemet mot bassängen).Ett integralt värme- och strömningstekniskt försök erfordras för storskalig de-monstration av termohydrauliken vid olika typer av störningar.

Referenser

1601 J F CampbellPaper at the IEA Seminar on Implications of Probabilistic Risk Assess-ment. Blackpool England. 18-22 March. 1985

1602 Safely (iouls for Nuclear Power Plant OperationNUREG/CR-0880 Rev 1U.S. Nuclear Regulatory Commission (1983)

1603 K HannerzTowards Intrincically Safe Light Water ReactorsInstitute for Energy Analysis. Oak Ridge Associated Universities. June1982. (Revised April 1983)

1604 K HannerzApplying PIUS to power generation. The SECURE-P LWRNucl Eng Intern. Dec 1983. 41

430

1605 L NilssonDesigning for Inherent Safety-Application to the SFCL'RF Xucleur Dis-trict Heating PlantPaper IAEA-CN-39/75.Int Conf on Current Nuclear Power Plant Safety Issues. Stockholm, 20-24 October 1980

1606 K HannerzAdapting LWR to Future Needs. SECURF-PNuclear Europe 12 (1984)29

431

SAKORDSREGISTER

A 533B, tryckkärlsstål 67, 397AEC. se Atomic Energy CommissionAKU 153ANS källtermsstudie 415APRM-system 85APS källtermsstudie 415ÅSAR. se Återkommande säkerhetsgranskningASME XI, se TryckkärlsnormerASP-studien 360ATV-systemet 218ATWS, se Uteblivet reaktorsnabbstoppAVT, se MatarvattenbehandlingAbsorbatorplätarAbsorberad dos, se StråldosAckumulatorsystem 166Ackumulatortank, se AckumulatorsystemAdsorptionskolonn 124Aerosol 122. 263. 408Aerosolmängd 269Agglomeration 265, 409Aktiveringsprodukter 116-117Aktivitet 109Aktivifetsfrigörelse, härdsmältning 263Aktivt avfall, system för 126Aktivt säkerhetssystem 137Akuta skador, se Tidiga skadorAlfapartikel 109Alfastralning. se AlfapartikelAlkaliseringsmedel 369. 401Alkalisk spänningskorrosion 368Allmänna konstruktionskriterier 143Allmänkorrosion 399Alternativ vattenkemi 401Anläggningsspecifik säkerhetsstudie 208Annulärströmning 58Anrikat uran 40Atmosfärisk spridning 286-290Atomenergilag, 1956 ars 25Atomenergiutredning, 1955 ars 25Atomic Energy Commission 18Atomskadeutredningen 26Avbläsningsrör 157Avblasningsventil 77, 157, 164Avblasningssystem. se TryckavsäkringssystemAvgassystem 124-125Avskiljningsprocesser 265-266Avskiljningssystem 124126

432

Avställningssystem:kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

AvtappningsångaAxiell effektfördelning

BWR, se KokvattenreaktornBadkarskurvanBakgrundsstrålning, naturligBallooningBarsebäck 1, säkerhetsstudieBarsebäck, konsekvensstudieBashändelseBassängrumBatterisystemBatterisäkrade nätBayesiansk analysBecquerelBefolkningsdos, se KollektivdosBenmärgsdosBeredskap mot atomolyckor, utredningBeredskapsorganisationBeredskapszonBerikat uranBeroende felBETABeta-faktormetodenBetapartikelBetastrålning, se Betapartikel"Best estimate"-program, se Realistiska programBestrålningsförsprödningBiblis BBirkhofer-studienBlock, se ReaktoranläggningBorglasstavarBorkarbidBorsystemBottenbrott, kokvattenreaktornBq, se BecquerelBrandBrott:

huvudcirkulationsledninghuvudångledning

BrottmekanikBrottsannolikhetBrottseghetBrowns Ferry-1Brännbar absorbatorBränsle:

centrumtemperaturomsättningsammansättning

1561648184

217296386238-239314-319213788787361-363110

29526151, 15315240138,218411218, 238, 406109

370224, 262. 267-268, 278224-226,310-314

4970156182, 187-188

141, 248-249

183-184, 188-190184-18564-67, 397-398244-24664, 370, 396351,361,37148-50

543838

433

temperaturfördelningtidskonstantvärmeledningsförmåga

BränsleboxBränsleförtätningBränslekapslingBränslekutsBränslemodulBränslepatronBränslestavBubbelkokningBypass

CCF, se Fel av gemensam orsakCFRCCFD, se Komplementär kumuleradfrekvensfördelningCPRCalvert CliffsCancerriskCentral säkerhetskommittéCentrala kontrollrummet, se KontrollrumCesium-137CesiumhydroxidCesiumjodidCi, se CurieCOPTACORCONCoriumCORRALCORSORCrystal River-3CurieCut set. se Hindermängd

DBA-LOCA:säkerhetsanalys, se Stor LOCAkonsekvensanalys

DNBDNBRDekontamineringDEMONADentingDepos/tionshastighetDeterministisk säkerhetsanalysDieselgeneratorDiffusionDiffust läckageDiivktpäverkande systemDiversifieringDjupförsvar;principenDollar

55565436,70392353570353558189, 273

297

18022296, 331152

114, 115265119,265,268,413

389410413409408351,371110

29758180126, 40241336828817687119, 121,265269169, 21113714044

434

DopplerkoefficientntDos, se StråldosDos-responssambandDos-verkansambandDosbelastningDosekvivalentDosinteckningDosnivåerDosomvandlingsfaktorDosreducerande faktorDoströskelDresden 1DriftföreskrifterDrifttillgänglighetDrivdon, se StyrstavarDrivdonsgrop, se Nedre reaktorrumDryout, se TorrkokningDry well, se ReaktorrumDubbel inneslutningDuktilt brottDumpledningDumpventilDynamisk reaktivitet

EOP, se Övergripande störningsinstruktionerEffektfördelningEffektiv dosekvivalentEffektivare beredskap, se StrålskyddsinstitutetskonsekvensstudieEffektreglering:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

Eftervärme, se ResteffektEjektorsystemElastisk-plastisk brottmekanikElkraftbortfallElektriska kraftsystemEnergikommissionenEnergikommissionens konsekvensstudieEnergiutnyttjiiingsgradEnfasströmningEnkelfelskriterietErgen-rapportenExposition, se BestrålningExtern bestrålningExterna kiilltermerExternpumpsreaktor

FPRATFSAR, se Slutlig säkerhetsrapportFail-safeFallande styrstav

45

294294340111127339291293-29429519145-146334

102, 26964818044

41-43127, 296

85105

816619986-87273153345714420-21

112,291275-283, 324-32776

408

136194

435

FallspaltFel av gemensam orsakFelaktig styrstavsdragningFelintensitetFelmoder, reaktorinneslutningFelträdFermi-reaktornFILTRAFingerstyrstavFISTFissilFissila atomkärnorFissionFissionsgasfrigörelseFissiongaskammareFissionsprodukter:

aktivitetbildningstaktdiffusionfrigörelsemekanismerfördelninghalveringstidkällstyrkaläckagemängdtransportvägarutbyte

FissiumFIXFLECHTFlödningFormfaktorForsmark 3:

härdsäkerhetsstudierkonsekvensanalys

Fosfatbehandling, se MatarvattenbehandlingFuktavskiljareFunktionsanalysFunktionsfelträdFörbiledningFörbiströmningFördröjda neutronerFördröjningstankFörkritiska provFörtäringsdosFörutsedda onormala händelserFörväntad dosFörångningsfrigörelse

Gadolinium, se Brännbar absorbatorGadoliniumoxidGammastrålning

70138, 218, 405194216273-275213-216, 22018378-37992,95385381123839535

114, 123119119121,395118-119114, 118112-115120-121117-118121-122112, 11841338238218941

226-228301-304

73211-212213189, 27318943124148290141,234293263

88109

436

GAPCONGeneratorGeneratorbrytareGenerisk säkerhetsstudieGenéve-konferensGenomsmältning, reaktorinneslutningGiljotinbrottGOBLINGrayGy. se GrayGÖTA

HAARMHC-pump, se HuvudcirkulationspumpHSSTHalveringstidHarrisburg. se Three Mile IslandHaveriförebyggande åtgärderHelkroppsdosHelkroppsmätareHeta cellerHindermängdHjälpkondensorHjälpkraftHjälpmatarvattensystemHjälpsystemHusturbindriftHuvudcirkulationspumpHuvudcirkulationssystem:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

HuvudkylvattensystemHuvudtransformatorHuvudångledningHändelseträdHärd:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

HärdgallerHärdnödkylningHärdnödkylsystem:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

HärdskadefrekvensHärdskadeklassHärdskadesekvensHärdsmältning:

definitionförlopp i reaktortanker»förlopp i reaktorinneslutningenkälltermsanalystermohydraulisk analys

388808720819273. 277183383110

382

409

398109

14t)112. 30112939321616286. 198, 204159. 165169. 21186, 19875. 97

74-76, 19497-98, 2011618777, 184209, 220

7092-9371155

159-160166-167210272-273209

23. 207. 211254-255256.271-272263-269259-263

437

kunskapsläge 407-413Härdstril, se Härdnödkylsystem, kokvattenreaktornHärdöverhettning, se HärdsmältningHögenergirör 244Högtrycksförvärmare 80Högtryckshärdkylssystem. se HärdnödkylsystemHögtrycksturbin 80

ICRPIDCORIGSCC. se Interkristallin spänningskorrosionIRM-systemIncidentutvärderingIndian Point-2. säkerhetsstudieIndikeringszonInhalat ionsdosInherent säkerhetInitialhändelse, se Inledande händelseInledande händelseInneslutningsanalysInnesiutningsbyggnad, hållfasthetInneslutningsfunktionInneslutningsstril. se Sprinklersystem förreaktorinneslutningenInneslutningssumpInre händelserIntegrala försökInterkristallin spänningskorrosionIntern bestrålningInterna källtermerInternpumpsreaktorInstrument, tryckvattenreaktornIskondensorinneslutningIsodoskurvor

Jod-131Jodfilter, se KolfilterJodtabletterJonisationJoniserande strålning

biologiska verkningarJordbävning:

deterministisk analysprobabilistisk analys

Kalltryckning, reaktortankKapsel, se BränslekapslingKapsling. se BränslekapslingKapslingsoxidation, se Metall - vattenreaktionKedjereaktionKemeny-ut redningenKemisk reaktivitetsreglering

127280. 323. 413

83359-360250152290136

210182270270-275

167222384-386366. 401112, 291263. 266-2697694-95102292

113. 115. 130

293110110111-112

205246-248

370

38373-37451, 104

438

Kina-syndrometKlass 9-haverierKlassificering av händelserKobolt-60Kokarreaktor, se KokvattenreaktorKok vattenreaktorn:

avblåsningssystemavställningssystemdata för svenska reaktorerelektriska kraftsystemhjälpmatarvattensystemkondensationssystemkylkedjor till havetlågtryckshärdkylsystemprimära processystemreaktorinneslutningreaktorskyddssystemreaktortank och interna delarregler- och mätsystemreningssystemsprinklersystem för reaktorinneslutningenturbingeneratoranläggning

Kol-14KolfilterKollektivdosKomplementär kumulerad frekvensfördelningKomponentfelKomponentfeldataKomponentfelträdKomponentkylsystemKompressionsutrymmeKondensationsbassängKondensationssystemKondensatpumpKondensatreningKondensorKondensorvakuumKonfidensintervallKonsekvenslindrande systemKonstruktionskriterierKonstruktionsstyrande haveriKontrollrumKontrollrumsutformningKorngränsfrigörelseKorrosionKorrosionsutmattning, se KorrosionKraftförsörjning:

yttrelokal

Kriterier:nödkylningreaktoravställning

256143142, 178117. 126.402

157-158156-15788-90. 173-17486-87159158-159161-162159-16073-7777-80155-15670-7382-85125160-16180-82117124127. 296305343. 34721721316878781588181. 1258281306141143-14522. 141, 17882402-40312167. 368, 399-401

8686-87

179-180181

439

tryckavsäknngvärmebelastning

KriticitetKritisk reaktorKritisk spricklängdKritisk utströmningKritiskt organKritiskt ytvärmeflödeKrypton-85Kumulerad frekvensfördelningKuts, se bränslekutsKvalitetsfaktorKvalitetssäkringKväve-16KylflödeKylkedjor till havet:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

Kylsystem för avställd reaktorKällstyrkor:

aktiveringsprodukterfissionsproduktertransuraner

Källtermsa:ialysKälltermsstudierKänslighetsanalysKärnklyvning, se FissionKärnkraftanläggning, principutformningKärnkraftverk, se Kärnkraftanläggning

LACELERLOCA:

analysdefinitionkokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

LOFTLPRM-systemLaddpumpLag om kärnteknisk verksamhetLagrad energiLastfrånslagLatent energi, se Lagrad energiLewis-studienLicenstering, se TillståndsgivningLicensieringberäkningar

LOCA-analysomgivningsanalys

Limerick, konsekvensstudieLinjär-elastisk brottmekanik"Linjära sambandet"

181180404065, 39738911258115, 130305

111137, 14611742

161-162168162

116-117112-115115-116263-269278-283. 413-417221. 406

33-34

413342

181-182177182-188188-193384,41183!042960198, 202

23

182, 389-391297-29832066296

440

Liten LOCA:kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

Lokal korrosionLokal säkerhetsnämndLokaliseringskriterierLuftutsläppLåglegerade stålLågtryckförvärmareLågtryckshärdkylsystem, se HärdnödkylsystemLågtrycksturbin"Läckage-före-brott"Längdvärmebelastning

MCA, se Maximalt antagligt haveriMAAPMansievertMARCHMarkbeläggningMarkdosMarkutsläppMarviken-försökMarviken-reaktornMatarvattenbehandlingMatarvattenreglering, tryckvattenreaktornMatarvattensystem:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

Maximalt antagligt haveriMedelstor LOCA, tryckvattenreaktornMedelstort bottenbrott, kokvattenreaktornMedelstort toppbrott, kokvattenreaktornMekanisk frigörelseMekanisk växelverkanMellanöverhettareMELPROGMetall - vattenreaktionMetyljodidMiljökvalificeringMinimal cut set, se Minsta hindermängdMinsta hindermängdMITRAModellhaveriModeratorModeratortankMolndosMOXYMultiplikationskonstantMänsklig tillförlitlighetMätsystem:

kokvattenreaktorn

185-187190-193, 22239915220, 14713239680

8065, 245. 367. 39836

259, 408127408291290286, 289389, 41326370104

77, 194201147, 297191188187263394-3958040862-63122404

216281304387129038340219-220, 406

83-84

441

tryck vattenreaktornMättnadstemperaturMättnadstryck

"N minus 2"-kriterietNAUANRC. se Nuclear Regulatory CommissionNaturlig bakgrundsstrålningNedblåsningNedblåsningsrörNedre reaktorrumNeutronbalansNeutroner:

fördröjdapromptasnabbatermiska

NeutronflödeNeutronflödesmätareNeutronflödesövervakningNeutronlivslängdNivåreglering, kokvattenreaktornNormal driftNormaidriftsutsläppNormutsläppNuclear Installations InspectorateNuclear Regulatory CommissionNukleär effektNukleär provdriftNärförläggningNärförläggningsutredningenNätbortfallNödkylningNödkylningsfasNödkylningskriterierNödkylsystem, se HärdnödkylsystemNötningskorrosion

Obefogad reaktorisoleringObefogad styrstavsdragningOberoende felOfullständighetOmslagstemperaturOnormal händelse:

definitionklassificering

OperatörsåtgärdsträdOrgandosOskarshamn I, säkerhetstudierOsäkerhetOtillräcklig reaktorisoleringOtillräcklig resteffektkylning

94-955353

145409

296183, 18878, 1587938-40, 52

434438394074834485141339131, 33915023. 149. 37438-511492027199169-17118321, 179-180,389-390

368

195199137, 218221, 32864, 370

345178219112228-230221, 328, 407273, 276197, 223

442

PBFPCI, se Mekanisk växelverkanpcmPISCPIUSPKLPRA. se Probabilistisk riskanalysPRM-systemPS-inneslutning, se TryckdämpningsinneslutningPSAR, se Preliminär säkerhetsrapportPWR, se TryckvattenreaktorParallellreningssystemPasquill-systemPassivt säkerhetssystemPeach Bottom-2PinholePlutoniumPlymPlymlyftPlympassagePlymutbredningPostulerad händelsePotentiell dosPrecoat-filterPrekursorPrekursoranalysPreliminär säkerhetsrapportPresidentkommissionen, se KemenyutredningenPressure Suppression, se TryckdämpningPrimär energiPrimärkrets, se PrimärsystemPrimärsystem:

kokvattenreaktorntryck vattenreaktorn

Primärutrymme, se ReaktorrumProbabilistisk riskanalysProbabilistisk säkerhetsanalysProcedurfelPrompta neutronerPropageringsfelPumpnedstyrningPådragsventil, se Turbinreglering

386

46398425-427386

83

125. 162286.288137222,281.320.41412140. 112. 116130. 286286291286234293

125360360-361148

33

73-7796-100

207, 304-326176. 20721944218, 405156

OA, se KvalitetssäkringQuality Assurance, se Kvalitetssäkring

R2-reaktorn 25, 392R3-reaktorn 26R4/Eva, se Marviken-reaktornRKS.se Rådet för KärnkraftsäkerhetRO, se Rapportvärd omständighetRR-kedja, se Skruvstoppskedja

443

RSU, se ReaktorsäkerhetsutredningenRadRadioaktiv omvandlingRadioaktivitetRadioaktivt moln, se PlymRadioaktivt sönderfall, se Radioaktiv omvandlingRadiolysRadionuklidRAMARamptestRancho SecoRapportervärd omständighetRasmussen -studien

ReaktivitetReaktivitetskoefficient.

borhaltbränsletemperatur, se Dopplerkoefficientmoderatortemperaturånghalt, se voidkoefficient

ReaktivitetsregleringReaktor med extern cirkulation,se ExternpumpsreaktorReaktor med intern cirkulation,se InternpumpsreaktorReaktoranläggning:

med kokvattenreaktormed tryckvattenreaktor

ReaktoravställningReaktorblock, se ReaktoranläggningReaktorexperimentReaktorgropReaktorinneslutning:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

Reaktorisolering:obefogadotillräckligsäkerhetskedja

ReaktorkinetikReaktorrumReaktorskyddssystem:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

ReaktorsnabbstopReaktorsäkerhetsutredningenReaktortank:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

Realistiska programRecirkulationReducerat händelseträd

110109109-110

401109259, 413, 415395351, 361, 37134523, 222-224. 276-278,306-310

40

46

45

50-51, 104

70-9091-108156-157. 164, 181

19262

77-80100-102

195273, 27615543-4578

155-163163-168347-35028, 375-376

70-7392-96182167210

444

RedundansReflektorReglersystem:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

Regulatory GuidesRELAPRemReningssystemReningssystem för reaktorvatten.se ParallellreningssystemReservkraftanläggningResteffektResteffektkylningResteffektkylsystemResuspensionRETAINRevisionsavställningRinghals 1, säkerhetsstudier

Ringhals 2, säkerhetsstudierRinghals 3/4, konsekvensanalysRiskRiskaversionRiskjämförelseRiskkoefficientRis0s konsekvensstudieROSA IIIRostfritt stål, spänningskorrosionRutenium-106Rådet för kärnkraftsäkerhetRöd benmärgRörbrottskriterierRörbrottssannolikhetRörsprickor

SCDAPSFDSKI, se Statens kärnkraftinspektionSPDS, se SäkerhetspanelSRM-systemSS-kedja, se SnabbstoppskedjaSSE, se Safe Shutdown EarthquakeSSI, se Statens strålskyddsinstitutSTA, se Systematisk tillförlitlighetsanalysSTF, se Säkerhetstekniska föreskrifterSv, se SievertSafe Shutdown EarthquakeSafe-lifeSaltvattensystemSandbäddSASCHA

13740

82-85102-105144383111125

8761-62171-173168, 197266266,409334230-234,283234-238,298-30123, 327329329-331313315-317386401115153290244244-245366-367

408410

83

205136171124412

251-252, 281-

281-283

445

SECURE-LHSECURE-PSedimentationSekundärkrets, se SekundärsystemSeghet, se BrottseghetSekundärutrymme, se BassängrumSekundärsystem, tryckvattenreaktornSekvensnivåträdSemiscaleSena skadorSensibiliseringShippingport-reaktornSievertSignifikanta händelserSizewell-BSkademodellerSkalventilSKISOSSkorstensutsläppSkruvstoppSkruvstoppskedjaSkyddszonSkyddsåtgärderSkärmningsfaktorSköldkörtelSköldkörteldosSlagseghetSlutlig säkerhetsrapportSmå bottenbrott, kok vattenreaktornSmå toppbrott, kokvattenreaktornSmältfrigörelseSnabbavstängningsventilSnabbstoppSnabbstoppskedjaSorptionSpaltfrigörelseSpridningsfaktorSpridningsmodell, se Atmosfärisk spridningSprinklersystem för reaktorinneslutningen:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

SprödbrottSpädmatningSpänningsintensitetsfaktorSpänningskorrosionSpänningskorrosionssprickning:

zircaloyrostfritt ståltryckkärlsstål

StamnätStartneutronkällaStartnät

427-428429-430265, 409

34220384111,29436619111350-352425294-29777150, 376286, 28984, 156156147293293290301651481871862638142, 84, 156, 347-350155409121. 263299, 300, 303

160-161167-168641696567. 399

395-396366, 368. 401399878487

446

Statens AnläggningsprovningStatens kärnkraftinspektionStatens strålskyddsinstitutStationstransformatorStor LOCA:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

Strontium-90StrukturmekanikStråldosSträlpumpSträlsjukaStrålskyddStrålskyddsinstitutets konsekvensstudieStrålskyddslagStrålskärmStrömningsinducerade vibrationerStudsviks konsekvensstudieStyrstavar:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

StyrstavsförlängningStyrstavsgruppStyrstavsledrörStyrstavsmanövreringStörning i ånguttag:

kokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

StörningsanalysStörningsinstruktionerSurry-1SvalningstidSystematisk tillförlitlighetsanalysSystemfelSystemfelträdSystemkravSystemprogramSäkerhetsanalys:

deterministiskprobabilistisk

Säkerhetsanknutna systemSäkerhetsfunktionSäkerhetsinsprutningSäkerhetskedjaSäkerhetsklassSäkerhetskravSäkerhetsmarginalSäkerhetspanelSäkerhetsrapportSäkerhetsredovisningSäkerhetsrelaterade händelserSäkerhetssystem

1461501518b

183-185188-190, 262114, 11563-68110,290-29376295126-1333192677, 128370314

70-7394701567084

195-197202404403222,321,41461208343, 347213211383, 410

176-206207-253169169, 208167155144139-140136403148-149148-149341-350137, 140, 155-175

447

Säkerhetstekniska föreskrifterSäkerhetsventilSönderfallskedja

T-bokenTHTFTIP-detektorTLTATMI-1TMI-2, se Three Mile IslandTankbrott, sannolikhetTemperaturdefektTemperaturkoefficient, se ReaktivitetskoefficientTermisk chockTermisk energi, se VärmeenergiTermisk reaktorTermisk utmattningTermiska neutronerTermiskt skyddTermoforesTermohydrauliska modellerThree Mile Island:

anläggninghaveriförlopputsläppåterställningsäkerhetsföljande åtgärder

Tidiga skadorTidsutnyttjningsgradTillförlitlighetsanalysTillförlitlighetsdataTillförlitlighetsteknikTillståndsgivningTOODEEToppbrott, kokvattenreaktornTopphändelseTorrdepositionTorrinneslutningTorrkokningTotalt elkraftbortfallTransienter:

analysdefinitionkokvattenreaktorntryckvattenreaktorn

TransuranerTRACTRAPMELTTrettiominutersregelnTritiumTryckavsäkringssystenr

kokvattenreaktorn

14577, 157, 164109, 113

218, 35938284385353, 374

245-24646

370-371

393673993409382-383, 407-410

353353-355356-357357-358372-376111,294334208-221216-218, 359404-407150383182, 186213288101-102, 27058199, 259. 261

182177193-199199-204115-116383408138. 145117

157-158

448

tryckvattenreaktcrnTryckbärande komponenter och systemTryckdämpningsinneslutningTryckhållning, tryckvattenreaktornTryckhållningstankTryckkärlsnormTryckkärlsstålTryckregleringTrycksvängningsprincipTrycktank, se ReaktortankTryckvattenreaktorn:

avställningssystemdata för svenska reaktorerhjälpmat.: rvattensystemhärdnödkylsystemkylkedjor till havetprimärsystemreaktorinneslutningreglersystemresteffektkylsystemskyddssystemsprinklersystem för reaktorinneslutningentryckavsäkringssystem

TurbingeneratorTurbinkondensor, se KondensorTurbinreglerventilTurbinsnabbstängning med dumpförbudTvåfasströmningTvångsavblåsning, se TvångsnedblåsningTvångsnedblåsningTyska källtermsstudierTyska säkerhetsstudier, se Birkhofer-studienTätnings-LOCA

UNSCEARUSI, se Unresolved Safety IssueUltraljudsprovningUnderkyld kokningUnderskottsreaktivitetUnresolved Safety IssueUran:

anrikatberikat

Uran-233Uran-235Uran-238UrandioxidUtbildningUtbränningUtbränningsbetingad effektnedgångUteblivet reaktorsnabbstoppUtmattning

164-16563-6477-8098-999839964-67, 39985125

164105-107, 174-175165166-16716896-100100-102102-105168163-164167-168164-16580-81

81197, 20358

157278

236, 262

127

3985840366

394011240, 11240,4535138, 15336334224, 371-37267

449

UtregningskoefficientUtrymningUtsläpp vid normal drift

luftburen aktivitetvattenbaren aktivitet

Utsläppsbegränsande åtgärderUtsläppsfrekvensUtsläppskategorierUtsläppssekvens

V-LOCA, se Övertryckning av lågtryckssystemVANESAVakuumbrytareVallecitos-reaktornVarvtalsregleringVattenkemiVattenutsläppVentilationssystemVerkningsgradViktsfaktorVoidkoefficientVolymkontrolltankVolymregleringVåtdepositionVäggförtunningVäntevärdeVärmebalansVärmebelastning, kriterierVärmeenergiVärmeledning, bränsleVärmeöverföringVärtaverksprojektetVätgasexplosion

290293338-340129-131132-133378-380273275, 277, 279, 310273

408791985401133123331274510410428836823, 281 30S 32752-541803354-5652-6227256-259

WASH-740 20WASH-1400, se Rasmussen-studienWECHSL 410Wetwell, se Bassängrum

Xenon-133 113, 115Xenonförgiftning 47-48Xenonsvängning 47

Yankee-reaktorn 19Yrkesexponering 338Ytkontaminering 120Yttre händelser:

analys 204-205brand 248-249jordbävning 205, 246-248kriterier 204-205översvämning 249

450

Yttre påverkanYtvärmebelastningYtvärmeflöde

Zion-reaktorn:säkerhetsstudiekonsekvensstudie

Zircaloy

Ågesta-reaktornÅngblockeringÅngexplosionÅngexplosionsutredningenÅnggeneratorÅnggeneratorkorrosionÅnghaltÅngledningssystemÅngseparatorÅngsystemÅngtryckÅngturbinÅterfyllningÅterförångningÅterkommande säkerhetsgranskning

Övergripande störningsinstruktionerÖverkylningstransientÖverskottsreaktivitetÖverskridandefrekvensÖversvämningÖvertryckning av lågtryckssystemÖvertryckning av .eaktorinneslutningÖvre reaktorrum

141,2043636, 55

250,275,281,407321, 32335

26189255, 2762999-10068, 367-370737773815380188266149

40337040, 46-4730525022227679

451

Rapportförteckning

Efn-rapporterEfn-rapport nr 1

Efn-rapport nr 2

Efn-rapport nr 3

Efn-rapport nr 4

Efn-rapport nr 5

Efn-rapport nr 6

Efn-rapport nr 7

Efn-rapport nr 8

Efn-rapport nr 9

Efn-rapport nr 10

Efn-rapport nr 11

Efn-rapport nr 12

Efn-rapport nr 13

Efn-rapport nr 14

Efn-rapport nr 15

Allmänna energisystemstudier AES. Långsiktigenergiteknikforskning LET. Planeringsunder-lag för energiforskningen efter den 30 juni 1984.1983.

Energiforskningen 1981-84. De statliga forsk-nings- och utvecklingsinsatserna. 1983.

Energiforskningen efter år 1984. Planeringsunder-lag för statens stöd till energiforskning efter den30 juni 1984. (Underlagsrapporter se Efn/UTR1983:1-3).

Ny teknik för elproduktion - elanvändning. Ut-redning för 1981 års energikommitté. (Under-lagsrapporter se Efn/UTR 1983:4-7 och Efn/LET1983:27). 1983.

Att beräkna kostnader och lönsamhet för energi-teknik. Riktlinjer för val av metoder och ing-ångsvärden. 1983.

Kommunal energiplanering. En utvärdering avstatens stöd till forskning, utveckling och de-monstration. (Underlagsrapport se Efn/UTR1984:1). 1984.

Förbränningsteknik. En utvärdering av statensstöd till forskning och utveckling. 1984.

Solenergi för el- och bränsleproduktion. Översiktav teknik och utvecklingsläge. 1984.

Program eller äventyr? Synpunkter på utvärde-ring av energiforskning. 1984.

Energiprognoser - perspektiv och metod. 1984.

Geotermisk energiutvinning. Översikt av teknikoch uvecklingsläge. 1985.

En svensk vågkraftidé. Bedömning av ett vågk-raftverk byggt på slangpumpprincipen. 1985.

Solvärme och värmepumpar. En utvärdering avdet statliga energiforskningsstödets effektivitet.1985.

Fusionsenergi. 1985.

Energi och transporter. En översiktlig studie avden statligt stödda energiforskningen inom om-rådet "Åtgärder i transportsystemet". 1985.

452

Efn-rapport nr 16

Efn-rapport nr 17

Efn-rapport nr 18

Efn-rapport nr 19

Efn-rapport nr 20

Kunskapsuppbyggnad genom växelverkan. Hin-der och möjligheter för samverkan mellan myn-digheter och högskolor inom energiområdet.1985.

Effektiv elanvändning — forskning och utvecklingEn delutredning för ELIN om FoU avseende ef-fektiv elanvändning. 1985.

Solkraftverken i Almeria - ett 10-årigt internatio-nellt samarbete. 1985.

Skogsbränsle. En utvärdering av det statliga stö-det till forskning och utveckling. 1986.Lättvattenreaktorers säkerhet. 1986.

Projektresultat från Allmänna energisystemstudier (AES)Efn/AES 1982:1

Efn/AES 1982:2

Efn/AES 1983:1

Efn/AES 1983:2

Efn/AES 1983:3

Efn/AES 1983:4

Efn/AES 1983:5

Efn/AES 1983:6

Efn/AES 1984:1

Efn/AES 1984:2

Efn/AES 1985:1

Efn/AES 1985:2

Efn/AES 1985:3

Det framtida energilandskapet. Geografisk bild av1981 års energiproposition.

Synpunkter på "Energi - till vad och hur myc-ket?".

Energibeslut. En forskningsbaserad kunskaps-sammanställning som underlag för beslut omenergisystem. Del 1: Syntes. Del 2: Analys och bi-lagor.

Energy Demand Analysis. A Report from theFrench - Swedish Energy Conference, Stock-holm, 30 June-2 July, 1982.

Energiplanering i Bergslagsregionen. Hinder ochmöjligheter.

Långsiktig kommunal energiplanering. PraktikfallJönköping.

Energianvändning år 2000 - ett planeringsprob-lem?

Försörjningskriser och ekonomisk politik.

Energi och strukturförändring i Sverige. Ekono-misk-historiska studier.

Energiproduktivitetens variationer inom indust-ribranscher. En analys utgående från SindData.

Perspektiv på energi. Om möjligheter och osäker-heter inför energiomställningen. Thomas B Jo-hansson/Peter Steen.

Långsiktig energiutveckling. Uppföljning av denav T R Gerholm och T Thedéen genomfördastudien "Långsiktig energikonsumtionsutveck-ling".

Seminarium 23-24 april 1985 på temat "Hur kanenergipolitiken påverka valet av energiteknik?"

453

Efn/AES 1985:4 Seminarium 23-24 april 1985 på temat "Hur kanenergipolitiken påverka valet av energiteknik?"Bilaga.

Projektresultat från Utredningsverksamheten (UTR)Teknikupphandling på energiområdet.Efn/UTR 1983:1

Ef n/UTR 1983:2

Efn/UTR 1983:3

Efn/UTR 1983:4

Efn/UTR 1983:5

Efn/UTR 1983:6

Efn/UTR 1983:7,Efn/LET 1983:27

Efn/UTR 1984:1

Efn/UTR

Efn/UTR 1985:2

Efn/UTR 1986:1

Basresurser och kompetens vid Stadsvik DivisionEnergiteknik.

Energitekniska resurser och kompetens vid hög-skolorna.

Effektivare elanvändning. Upphandling av elap-parater inom övrigsektorn. Upphandling avelapparater inom industrin. Energieffektivareelapparater.

Ny bränslebaserad elgenerering. Förbrännings-och förgasningsteknik för kraftproduktion.Bränsleceller.

Vindkraft.

Solceller och vågkraft

Kommunal energiplanering. Bilagedel. En utvär-dering av statens stöd till forskning, utvecklingoch demonstration.

Intressentperspektiv på energiforskningen. An-teckningar från en seminarieserie våren 1985(Begränsad upplaga. Endast tillgänglig via Efn)

Inventering av utvärderade material om energi-forskningen.

Förbränningsteknisk projektexposé, Chalmers12-14 november 1985. Proceedings.

Projektresultat från Långsiktig energiteknikforskning(LET)Efn/LET 1984:01

Efn/LET 1984:02

Efn/LET 1984:03

Efn/LET 1984:04

Efn/LET 1984:05

Efn/LET 1984:0i,

Efn/LET 1984:07

Investigation of the Site Potential for HDR Expe-rimentation and Exploitation.

Seminarium om kostnadsberäkningar för vågenergi.

Termiska topprocesser.

Kostnadsjämförelse mellan fyra brittiska vägener-gikoncept för svenska förhållanden.

On the Wave Climate of the Southern Baltic.

Tryckkärl av förspänd betong, en kort teknologisklägesrapport.

Undersökning av vätgasledningar i Sverige.

454

Efn-LET 1984:08

Efn/LET 1984:09

Efn.LET 1984:10

Efn/LET 1984:11

Efn/LET 1984:12

Efn/LET 1984:13

Efn/LET 1984:14

Efn/LET 1984:15

Efn/LET 1984:16

Efn/LET 1984:17

Efn/LET 1984:18

Efn/LET 1984:19

Efn/LET 1984:20

Efn/LET 1984:21

Efn/LET 1984:22

Efn/LET

Efn/LET

Efn/LET

Efn/LET

Efn/LET

Efn/LET

Efn/LET

1984:23

1984:24

1984:25

1984:26

1984:27

1984:28

1984:29

Efn/LET 1984:30

Efn/LET 1984:31

Efn/LET 1984:32

S-JET möte 5-6 dec 1983. Rapport från möte omden JET-orienterade svenska fusionsforskning-en.

Progress Report 1983/84. Research and trainingprogramme on Controlled Thermonuclear Fu-sion and Plasma Physics (EUR-SERC).

Teknikbevakning inom området saltenergi.

Thermal Evaluation of the Distributed CollectorSystems of Almeria.

Initial Economic Appraisal of Direct ActingHDR-heating Systems.

The Fourth Beer-Sheva Seminar on MHD-flowsand Turbulence.

Wave-Power Buoys.

Grunda geotermalformationer i Skåne samt tem-peraturfördelning inom regionen.

Tester, Dokumentation och utvärdering av detgeotermiska projektet i Lund.

High Temperature Solid Oxide Electrolyte FuelCells for the Utility and Industrial Electrical Po-wer Generation: A Litterature Survey.

Solceller i bebyggelsen.

Vätgas för fordonsdrift.

Kort översikt av säkerhetsforskningen för snabbareaktorer i Cadarache, Frankrike.

Progress Report of the Swedish Fusion ResearchUnit.

Fotokemisk och fotoelektrokemisk omvandlingoch lagring av solenergi.

Metallhydrider för viitgaslagring.

Solel. Slutrapport.

Vätgas i industrin.

Vågdata frän svenska kustvatten 1983.

IEA-SSPS Lägesrapport.

Storskalig lagring av väte underjordiska bergrum.

Conceptual Design for Compressed HydrogenStorage in Mined Caverns.

The Application of Well Tests in a Low-enthalpyReservoir.

A Statistical Wave Model.

Solenergi: Fotokemisk omvandling i mikrohetero-gena system.

455

Efn/LET 1984:33

Efn/LET 1984:34

Efn/LET 1984:35

Efn/LET 1984:36

Efn6LET 1984:37

Efn/LET 1985:01

Efn/LET 1985:02

Efn/LET 1985:03

Efn/LET 1985:04

Efn/LET 1985:05

Efn/LET 1985:06

Efn/LET 1985:07

Efn/LET 1985:08

Efn/LET 1985:09

Efn/LET 1985:10

Efn/LET 1985:11

Efn/LET 1985:12

Efn/LET 1985:13

Efn/LET 1985:14

Reserapport från konferensen "Alternative Ener-gy Systems: Electrical Integration and Utiliza-tion".

Solceller för energiproduktion.

Sammanfattning av teknisk bevakning inom områ-det "Ny kärnteknik".

Energiproduktion från tröghetsinneslutna plas-mor — en översikt av kunskapsläge och utveck-lingstendenser.

Elektrokatalys och elektriska strömkällor Resebe-rättelse, USA, juni 1984.

Vägenergipotential i Sveriges kustområde.

En solcellsanläggning - beskrivning av projekte-ring och byggnad.

Vätgas för fordonsdrift.

Teknikbevakning avseende ny teknik för energi-omvandling.

Review of New Nuclear Technology, Summary re-port. (Översättning av Efn-rapporten Efn/LET1984:35).

Rapport frän första sammanträdet med NEAs"Working Group on the Economics of the Nuc-lear Fuel Cycle" i Paris den 3 oktober 1983.

Rapport om verksamheten inom NEAs arbets-grupp WPNFCR (Working Party on NuclearFuel Cycle Requirements) under tiden juli1982-oktober 1983.

Rapport om de avslutande arbetena inom NEAs"Working Group on the Economics of the Nuc-lear Fuel Cycle".

Rapport från sammanträdet i Wien den 4-5 april1984 med NEAs "Working Party on NuclearFuel Cycle Requirements" (WPNDCR).

Rapport från andra sammanträdet med NEAs"Working Group on the Economics of the Nuc-lear Cycle" i Paris den 8-9 februari 1984.

Reactor Physics Calculations en Advanced LightWater Reactors.

Haverisekvenser som kan leda till härdsmälta i ak-tuella LMFBR.

Schenrttisk kostnadsjämförelse för el från kol ochuran.

Upparbetning av bränslen för plutoniumbrider -och toriumreaktorer.

456

Efn/LET 1985:15

Efn/LET 1985:16

Efn/LET 1985:17

Efn/LET 1985:18

Efn/LET 1985:19

Efn/LET 1985:20

Efn/LET 1985:21

Efn/LET 1985:22

Efn/LET 1985:23

Efn/LET 1985:24

Efn/LET 1985:25

Efn/LET 1985:26

Efn/LET 1985:27

Efn/LET 1985:28

Efn/LET 1985:29

Efn/LET 1985:30

Efn/LET 1985:31

Efn/LET 1985:32

Efn/LET 1985:33

Efn/LET 1985:34

Efn/LET 1985:35

Efn/LET 1985:36

Efn/LET 1985:37

Lägesrapport 1984 för bridreaktorutveckling.

Low temperature generation of electricity: the or-ganic rankine cycle?

Några allmänna erfarenheter från tjänstgöring iKanada.

Thorium in Heavy Water Reactors: Studies of Ad-vanced Concepts.

Vägenergiforskning 1983/84.

The Small Solar Power Systems Plant in AlmeriaSystem Evaluation and Comparison on Ther-mal Basis.

Fotoelektrokemi i USA och Japan, augusti 1984,reseberättelse.

Utvinning av geotermisk energi ur svaghetszoner iberg.

Geotermisk energiproduktion ur naturliga kross-och sprickzoner.

Underground Bulk Storage of Hydrogen in MinedCaverns.

Prognos angående berggrundstemperatur i Fjäll-backa-omrädet.

Borrningsteknik i samband med geotermisk ener-giutvinning.

Geoprov Lund 4112-012 - slutrapport för peri-oden 1983/1984.

Termojordisk energiomvandling - slutrapport.

Geoprov Lund 4113-013 - Slutrapport för peri-oden 1984/1985.

Vågdata frän svenska kustvatten 1984.

Concerning Wave En.-rgy Utilization ThroughWave Induced Floating Body Motions.

Elgenerering med MHD. Översikt och status rap-port 1985.

Konferens- och reserapport USA. Canada 7-22maj 1985.

Fasstyrning av IPS-Bojen.

Geotermiska energimagasin i kristallin berggrundi södra och mellersta Sverige.

Thorium in Heavy Water Reactors: Brief NewsRegarding the International Development inRelated Industry.

Sammanfattning av teknisk bevakning ''Him områ-det "Nv kärnteknik" 1985.

457

Efn/LET 1985:38

Efn/LET 1986:01

Efn/LET 1986:02

Efn/LET 1986:03

Efn/LET 1986:04

Efn/LET 1986:05

Efn/LET 1986:06

Efn/LET 1986:07

Efn/LET 1986:08

Efn/LET 1986:09

Efn/LET 1986:10

Efn/LET 1986:11

Efn/LET 1986:12

Efn/LET 1986:13

Efn/LET 1986:14

Efn/LET 1986:15

Efn/LET 1986:16

Progress report of the Swedish fusion research unit.

Elektrolvsörer: Sammanfattning av tekniklägeoch pågående FoU.

Upparbetning av briderbränsle.

Lägesrapport 1985 för snabba briderreaktorer.

Kemiskt regenererbara bränsleceller: en analys.

Sammanfattning av Nucleonics Week, dec 1985.

Metod för beräkning av bruttovagenergipotentialhos ett havsområde.

Besök vid Kim Nielsens prototypanläggning av-vågkraftverk i Öresund.

Utvärdering av vagrotorn, ett vagkraftkoncept ef-ter en idé av Fredrik Wincrantz.

Evaluering av Efn:s vågenergiprojekt.

Evaluation of Photoelectroehemical Research inSweden.

The Economic Viability of Liquid Metal MUDPower Conversion Combined with District He-ating.

Sammanfattning av Nucleonics Week, feb 1986.

Report on "Evaluation of Photovoltaic Solar CellResearch at the Institute of Microwave Techno-logy".

Tillväxt av vagspektrum efter ett vägkraftverk un-der inverkan av vind.

Metallhydrider eller väte i metaller.

Sammanfattning av Nucleonics Week, mars 1986.

Rapporterna beställs frän Liber Förlag, Kundtjänst. 162 89 Stockholm.Tel: 08-739 91 30.Rapporter i serien Projektresultat Efn/LET beställs emellertid frän Studs-vikbiblioteket. Dokumentexpeditionen, 611 82 Nyköping, Tel. 0155-21(1 0(1. Enförtecknng över äldre rapporter i serien kan erhållas frän Efn. tel 08-744 97 25.

458

Energiforskningsnämden

Lättvattenreaktorers säkerhet

Reaktorsäkerheten har spelat en viktig roll i kärnkraftdebatten. Denna rapport är ertsammanställning av fakta om säkerheten för kärnkraftverk av den typ vi har iSverige.

Rapporten beskriver hur kärnkraftverken fungerar och ger de tekniska grundernaoch principerna för reaktorsäkerheten. Den behandlar också metoder för säkerhetsanaiysoch redovisar resultat av säkerhetsstudier.

Rapporten redogör för de säkerhetsmässiga erfarenheterna av kärnkraftverkensdrift och ger en analys av svåra haverier. De säkerhetshöjande åtgärder som vidtagits be-skrivs. Den ger också en översikt av reaktorsäkerhetsforskningens läge. Principen förreaktorer av SECURE-typ beskrivs.

Både tekniker och allmänintresserade bör kunna ha utbyte av rapporten.

Energ i fo rskn ingsnämnden , inrättad den 1 juli 1982. är en statlig myndignei förlångsiktiga och övergripande frågor om energiforskning. Nämndens huvuduppgift - i vidbemärkelse - är att bevaka och granska forskningens och teknikutvecklingens möjlighetervid den långsiktiga förändringen av det svenska energisystemet.

Huvuduppgifter

• Bevaka forskningsfrågor av långsiktigt och övergripande intresse inom hela energiområdet• Göra egna utvärderingar av statens stöd till energiforskning• Utreda former för och inriktning av forskning och utveckling inom energiområdet• Ansvara för stöd till viss långsiktig forskning, nämligen Allmänna energisystemstudier,

Teknikbevakning, Ny kärnteknik och Fusion.

Publikationer

Resultat och annan information av mer allmänt intresse från Efn:s verksamhet publicerasi serien Efn-rapporter Projektresultat från Allmänna energisystemstudier (AES), Långsiktigenergiteknikforskning (LET) - d v s Teknikbevakning, Ny Kärnteknik samt Fusion - ochrapporter från Efn:s utredningsverksamhet (UTR) ges också ut som projektresultat Efn/AES,Efn/LET respektive Efn/UTR. Rapporterna beställs från Liber.

Informationstidningen Energiforsknings-Nytt utkommer ca fyra gånger om året. Den kankostnadsfritt beställas från Efn:s kansli.

U LlbCr ISBN 91-38-09244-1AllmännaFÖrlaget ISSN 0281-0301