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CAPITOLO 5 Analisi Strutturale dei Tubi del Generatore di Vapore in Situazioni Incidentali con presenza di fessura

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CAPITOLO 5

Analisi Strutturale dei Tubi del Generatore di Vapore in

Situazioni Incidentali con presenza di fessura

5.1 Introduzione.

Come illustrato nel Capitolo 2, la Nuclear Regulatory Commission (NRC) sta sviluppando nuove regole e linee guida “performance-based” per l’integrità strutturale dei tubi nei generatori di vapore, dal momento che quelle esistenti, formulate negli anni settanta, stanno diventando oramai obsolete alla luce di nuove forme di degrado. Le nuove norme dovrebbero garantire una maggiore flessibilità nella valutazione delle diverse tipologie di degrado attraverso differenti limiti di accettabilità per ognuno di essi in relazione alla loro diversa collocazione, prevedendo opportune azioni di intervento e mitigazione. La normativa dovrà richiedere il calcolo delle probabilità di rottura del tubo e il tasso di perdita di fluido attraverso una fessura sia in condizioni di normale esercizio che in situazioni incidentali di progetto a fine ciclo per fessure rilevate in fase di ispezione in esercizio (ISI). Con lo scopo di mettere appunto criteri alternativi di manutenzione e riparazione dei generatori di vapore, l’Ente di Controllo Statunitense ha avviato un programma di valutazione di tutti i possibili rischi derivanti da situazioni incidentali severe. La probabilità di rottura dei tubi degradati dovrà essere determinata considerando ipotetici scenari incidentali come, il blackout dell’impianto e la perdita dell’acqua di alimento primaria.

Nell’ottica di recepimento delle indicazioni fornite dalla NRC è stata condotta l’analisi strutturale in presenza di fessura sui tubi del generatore IRIS considerando alcune situazioni incidentali prese a riferimento nel rapporto preliminare di sicurezza. Sulla base dei risultati termoidraulici ottenuti dalle analisi di sicurezza dell’intero sistema, condotte dall’Ing. Gianni Ambrogi presso il Westinghouse Science and Technology Center (STC) nell’ambito del suo lavoro di Tesi [40] già discusso in questa Facoltà, è stato possibile effettuare una verifica di non propagazione della fessura anche in situazioni non stazionarie. L’analisi termoidraulica condotta con il codice di sistema Relap5/Mod3.3 ha consentito l’ottenimento delle condizioni al contorno (pressioni e temperature) per la verifica strutturale del tubo fessurato con il codice MSC.Marc. Lo scopo della presente analisi è pertanto la verifica della risposta strutturale dei tubi ad ipotetici transitori incidentali che ne potrebbero pregiudicare l’integrità strutturale.

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5.2 Alcuni cenni sulla nodalizzazione del generatore di vapore.

Senza entrare troppo nel dettaglio della schematizzazione dell’intero sistema adottata per effettuare le simulazioni termoidrauliche, vengono riportate le principali caratteristiche della nodalizzazione impiegata con particolare attenzione a quella dei generatori di vapore.

La nodalizzazione completa dell’intero sistema primario [41] e degli otto rami secondari è stata messa appunto dall’Università di Zagabria in collaborazione con la Westinghouse. La discretizzazione dei componenti è piuttosto dettagliata con lo scopo di tenere in considerazione e non sottostimare tutti i possibili fenomeni che potrebbero verificarsi in una configurazione integrale come il sistema primario di IRIS. La nodalizzazione dettagliata dell’intero sistema aggiornata a Marzo 2003 è illustrata in Figura 5.1.

101-25 1 0 2 1 0 3 1 0 4 1 0 5 1 0 6 121-01 1 1 1 1 16 1 1 9 2 2 1 211-01 211-25 121-15 1 2 2 2 0 1 240-01 240-21 240-27 241-27 241-01 6 0 1 600-01 600-0 6 6 0 3 600-03 1 2 4 610-01 610-10 604-01 604-13 6 0 5 6 0 6 6 0 7 608-01 608-10 6 0 9 6 1 1 612-01 612-12 1 2 5 150-01 150-04 1 5 1 191 271-50 271-01 2 6 1 2 5 1 2 8 1 2 9 1 350-01 350-04 35 2 353-01 353-08 3 5 4 3 5 5 501-01 501-02 5 0 2 503-01 503-12 503-15 50 4 505-01 505-20 5 0 6 507-01 507-07 507-10 5 0 8 5 0 9 5 1 0 511-01 307-11 7 5 0 5 9 0 5 9 1 5 9 2 1 4 1 1 6 1 211-20 9 0 6 9 0 5 9 9 29 9 3 9 9 1 150-01 6 0 2 604-01 6 0 2 6 1 3 72-12 7 3 110-01 110-24 115-01 115-24 123-01 123-07 123-14 130-01 101-01 305-20 305-01 3 0 4 3 0 3 3 0 0 3 06 3 0 2 3 0 1 3 5 4 501-01 511-20 130-15 9 0 2 9 0 1 9 8 7 9 8 8 9 8 5 9 8 6 120-01 120-14 511-20 3 0 4 3 7 5 3 6 5 3 8 5 7 5 4 7 5 2 7 5 6 7 5 8

Figura 5.1 IRIS system nodalization

Il numero totale di volumi idraulici e giunzioni è rispettivamente 1718 e 1767. La discretizzazione del sistema di refrigerazione integrato è stata eseguita con l’approccio a “strati” per l’importanza della circolazione naturale nella risposta in sicurezza del reattore IRIS.

L’attuale schematizzazione del generatore di vapore è stata sviluppata sulla base degli studi messi appunto dal Politecnico di Milano atti a simulare i risultati sperimentali ottenuti dall’Ansaldo in una campagna di prove termoidrauliche su un modello dimostrativo del fascio tubiero elicoidale (vedasi Paragrafo 1.4.8.2).

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La regione dei collettori di ingresso ed uscita sono schematizzati con elementi tubo (Figura 5.2) posizionati orizzontalmente in testa ed in coda all’intero fascio tubiero. L’intera sezione del fascio tubiero lato primario (esterno ai tubi) è composta da 25 suddivisioni assiali. La parete interna del fascio tubiero (lato secondario) è schematizzata con un componente tubo, con 50nodi assiali, opportunamente inclinato di un angolo simile all’inclinazione dell’elica del fascio reale (Figura 5.3). L’intera altezza della zona di scambio termico è di 7.9 m compresi 0.3 m per ciascun collettore di ingresso e di uscita.

1.300 1.500

0.400

0.600

Figura 5.2 IRIS SG Header

Steam Collector Elevation Change

Bundle Elevation Change

Feedwater Header Elevation Change 32.0

θ

7.9 m

Figura 5.3 Secondary Side Elevations

14 mm 23.85 mm 23.85 mm

23 mm

Internal Shell

Row 1 Row 2 Row 3

Figura 5.4 IRIS SG RELAP Model-Detail of Tube Bundle Geometry and Secondary Side

Fouling Model

13.23 mm 13.24 mm 17.46 mm

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La parete di scambio termico del tubo del generatore di vapore è schematizzata con 6 nodi radiali. Un modello di scambio termico a tubi orizzontali è stato adottato per il lato primario del circuito. Un fattore correttivo per tenere conto di problemi di sedimentazione sul lato secondario è adottato per aggiustare la potenza scambiata in condizioni di regime. Questo fattore correttivo (fouling factor) è stato definito dal POLIMI sulla base dei dati sperimentali ottenuti sul fascio tubiero di rova messo appunto dall’Ansaldo. Per simulare l’effettiva resistenza termica aggiuntiva legata alla presenza di incrostazioni sul lato secondario, è stato aggiunto uno spessore di ossido di 5 micron. In Tabella 5.1 sono riassunti i parametri geometrici assunti nella nodalizzazione mentre in Tabella 5.2 sono definite le strutture termiche impiegate nell’analisi Relap.

Parameter Value

Number of tubes per SG module Ntub 655

Tube outer diameter (m) Dtubout 0.01746 m

Tube inner diameter (m) Dtubin 0.01324 m

Tube length (m) Ltub 32

Total SG Height (m) Lsgtot 8.5 m

SG Height Between Headers Centerline (m) Ltubbun 7.9 m

SG Shroud Inner Diameter (m) Dshout 1.62 m

SG Shroud thickness (m) tsh 0.01 m

SG Central Column Outer Diameter (m) Dshin 0.61 m

Headers outer length (m) Lheadout 1.5 m

Headers inner length (m) Lheadin 1.3 m

Headers outer diameter (m) Dheadout 0.6 m

Headers inner diameter (m) Dheadin 0.4 m

Secondary Side Wall Roughness (m) ε2 3.0*10-5

Primary Side Wall Roughness (m) ε1 4.572*10-5

Tabella 5.1 Geometrical parameters for IRIS SG RELAP Model

Heat structure no left coord.

[m]

left volume right coordinate [m] right volume structure type area factor SG shroud walls 1201 0.81 201 0.82 240-27 cyl. 0.3 1211 (1-25) 0.81 211-01 ,..., 211-25 0.82 240-02 240-26 ,..., cyl. 0.316 1221 0.81 221 0.82 240-01 cyl. 0.3 SG tube walls 1271 0.00612 271-01 ,..., 271-50 0.00873 211-01 ,..., 211-25 cyl. 419.2 SG inlet header 1261 0.2 261 0.3 221 cyl. 1.5 SG outlet header 1281 0.2 281 0.3 201 cyl. 1.5

Tabella 5.2 Summary of Heat structures in SG nodalization

271_50 211_25 271_30 211_15 271_10 211_05 271_40 211_20 271_20 211_10 SG Heat Structure with mesh nodes

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5.3 Analisi dei Transitori Incidentali.

La verifica d’integrità strutturale dei tubi del generatore di vapore IRIS in presenza di fessura è stata condotta con le seguenti assunzioni:

- Le grandezze termoidrauliche assunte in ingresso all’analisi strutturale, sono gli andamenti temporali delle pressioni, lato primario e secondario, e delle temperature sulla superficie interna ed esterna del tubo.

- L’analisi strutturale è stata condotta sul tubo con spessore di progetto (t= 2.11 mm), quello utilizzato per costruire la struttura termica della parete del tubo nell’analisi termoidraulica.

- Un difetto semiellittico superficiale in direzione circonferenziale è stato considerato essere presente sulla superficie interna del tubo sia in prossimità del giunto saldato tra collettore e tubo (configurazione più critica per un’eventuale propagazione di fessura, come ben evidenziato dall’analisi in condizioni stazionarie) e sia a sufficiente distanza dalle piastre.

- La configurazione assunta risulta la più conservativa anche dal punto di vista delle condizioni di carico. Gli andamenti temporali più gravosi delle pressioni e delle temperature prese in input all’analisi strutturale sono quelli della zona di ingresso al generatore di vapore lato secondario.

In Figura 5.5 e 5.6 sono riportati gli andamenti di pressione e temperature lungo l’intero fascio tubiero che si hanno allo stazionario, prima dell’innesco del transitorio.

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Figura 5.6 Internal-External temperature profiles along tube bundle

Nelle analisi svolte, le principali caratteristiche termiche e meccaniche dei materiali, impiegati per il collettore ed i tubi, sono state fatte variare in funzione della temperatura. Nelle seguenti Figure sono illustrati gli anadamenti.

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I transitori incidentali analizzati nella presente Tesi sono solo alcuni di quelli presi a riferimento per le verifiche di sicurezza in fase di progetto dell’intero reattore, secondo i requisiti richiesti dal NRC Standard Review Plan [42]. Le situazioni incidentali considerate sono:

- LOL/TT (Loss of External Electrical Load and Turbine Trip Event)

- FLB (Feed Line Break)

- LR (Locked Rotor)

I primi due scenari incidentali rientrano nella categoria degli incidenti che comportano una riduzione della capacità del secondario di rimuovere il calore generato sul lato primario. Questa tipologia di incidenti potrebbe avere delle conseguenze più gravose in IRIS rispetto ad un impianto convenzionale PWR a causa della limitata inventory di acqua nei generatori di vapore del tipo “once-through”. Il limitato pozzo di calore presente nei generatori di IRIS è tuttavia più che compensato dalla elevata inerzia termica del sistema primario (la massa di acqua in IRIS per MWt è cinque volte più grande di quella presente nei reattori pressurizzati avanzati) e da un più grande volume di vapore presente nel pressurizzatore (il rapporto volume vapore/potenza termica è cinque volte più grande di quella dell’AP100).

Il terzo scenario incidentale rientra nella categoria degli incidenti che comportano una riduzione della portata di refrigerazione del reattore. La risposta di IRIS alla completa perdita di portata refrigerante è confrontabile a quella dell’AP600/AP1000, in cui l’inerzia rotazionale delle pompe riesce a garantire la refrigerazione del nocciolo fino al completo inserimento delle barre di controllo. In particolare la risposta di IRIS al grippaggio del rotore di una pompa è migliore rispetto al PWR tradizionale per il numero maggiore di pompe riducendo la relativa importanza della perdita una di esse.

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5.3.1 Perdita del carico elettrico e scatto di turbina (LOL/TT).

Questo transitorio prevede uno scatto di turbina a piena potenza, un evento che ha come risultato una rapida riduzione del flusso di vapore. A causa della rapida chiusura delle stop valves della turbina, il flusso di vapore alla turbina si ferma bruscamente. I sensori sulle stop valves rilevano la scatto della turbina e si aziona sistema di bypass. La temperatura e la pressione del refrigerante del reattore non aumentano in maniera significativa se il sistema di bypass della turbina e il sistema di controllo della pressione nel pressurizzatore funzionano correttamente. Se il condensatore non è disponibile il reattore viene spento e il vapore generato viene normalmente rilasciato nell’atmosfera. Un adeguato flusso d’acqua è mantenuto dal sistema di alimentazione dell’acqua all’avviamento consentendo la rimozione del calore residuo e di decadimento.

Se le valvole di scarico del vapore non aprono a seguito di una gran perdita di carico, la pressione nel generatore di vapore e la temperatura del refrigerante del reattore aumenteranno rapidamente. Tuttavia, le valvole di sicurezza del pressurizzatore sono dimensionate per proteggere il sistema di refrigerazione del reattore e il generatore di vapore contro la sovrapressione per tutte le perdite di carico, possono smaltire infatti abbastanza vapore per mantenere la pressione del sistema di refrigerazione del reattore entro il 110 % della pressione di progetto del sistema. Le valvole di sicurezza sono effettivamente capaci di prevenire qualsiasi aumento significativo di pressione oltre al loro setpoint di apertura per un evento comportante una a completa perdita del pozzo di calore. Durante il transitorio la pressione nel sistema di generazione del vapore aumenterà fino al raggiungimento del valore di setpoint per l’intervento degli EHRS (Emergency Heat Removal System).

Il LOL/TT rientra nelle condizioni di carico II (classificazione ANSI). Queste rappresentano condizioni di impianto connesse con deviazioni dalle condizioni iniziali, previste in sede di progetto, tali da non compromettere la funzionalità dell’impianto stesso. Deve essere pertanto garantita la piena efficienza di tutte le barriere previste per il rilascio di materiale radioattivo. La sequenza degli eventi è mostrata in Tabella 5.3.

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Gli andamenti temporali più gravosi delle pressioni e delle temperature prese in input all’analisi strutturale sono quelli della zona di ingresso al generatore di vapore lato secondario. Nelle seguenti Figure sono riportati gli andamenti impiegati nell’analisi strutturale.

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Figura 5.8 Input Temperature trend for Structural analysis -LOL/TT-

Nel caso di fessura posizionata a sufficiente distanza dagli attacchi, in Figura 5.9 e 5.10 sono riportati rispettivamente gli andamenti del fattore di intensificazione delle tensioni nel punto più profondo della fessura e la massima tensione equivalente di Tresca. Come è possibile osservare dai grafici, gli andamenti del SIF seguono i profili temporali del ∆T nel tubo sia in presenza che in assenza di carico assiale. Le sollecitazioni di trazione sul tubo del generatore di vapore di IRIS sono infatti essenzialmente dovute alle tensioni di origine termica determinate dall’andamento del gradiente di temperatura nello spessore. I fattori di concentrazione durante il transitorio rimangono sempre al di sotto del valore assunto allo stazionario, pertanto tale evento incidentale non innesca fenomeni di propagazione di difetti preesistenti. Anche l’andamento della massima tensione di Tresca rimane inferiore al limite ammissibile per le condizioni di carico di Livello B (Upset Condition) pari a 2·Sy,d.

Andamenti del tutto simili sono stati ottenuti nel caso di fessura dislocata in prossimità dell’attacco al collettore. I valori in gioco sono, come era ovvio attendersi, più alti ma sempre entro i limiti ammissibili (Figura 5.11 e 5.12).

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Figura 5.9 SIF vs. Time for crack distant from Tube ends -LOL/TT-

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Figura 5.11 SIF vs. Time for crack near Tube-to-Header connection -LOL/TT-

Figura 5.12 Max Tresca Stress vs. Time for crack near Tube-to-Header connection

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5.3.2 Rottura di una tubazione della linea di alimento (FLB).

Il FLB è una rottura dei una tubazione di alimento, larga abbastanza da impedire l’aggiunta di acqua sufficiente a mantenere alto il livello nel generatore di vapore. Se la rottura è ipotizzata nel tratto compreso tra le check valve e il generatore di vapore, il fluido può essere scaricato dal generatore di vapore attraverso la rottura. Una rottura in questo punto potrebbe pregiudicare la susseguente aggiunta di acqua di alimento da parte del sistema di startup. Una rottura a valle delle check valve della linea di alimento dell’acqua comporterebbe solo una ridotta perdita di acqua.

In funzione delle dimensioni della rottura e delle condizioni operative dell’impianto al momento della rottura, l’incidente potrebbe causare o un raffreddamento del sistema di refrigerazione del reattore (per eccessivo scarico di energia attraverso la rottura) o un surriscaldamento dello stesso. Solo gli effetti di un surriscaldamento del sistema di refrigerazione sono stati valutati per il caso della rottura della tubazione dell’acqua di alimento.

La rottura della linea dell’acqua di alimento riduce la capacità, da parte del sistema di refrigerazione del reattore, di rimuovere il calore generato nel nocciolo. La funzione del sistema di rimozione del calore è quella di impedire sostanziali sovrapressioni nel sistema di refrigerazione del reattore (meno del 110% della pressione di progetto) e di mantenere sufficiente liquido nel RCS per tenere coperto il nocciolo e non compromettere la sua refrigerazione così come richiesto dal 10 CFR 50.46 .

Il FLB rientra nelle condizioni di carico IV (classificazione ANSI). Queste rappresentano condizioni di impianto connesse con deviazioni dalle condizioni iniziali di esercizio di entità tale da provocare conseguenze che possono compromettere l’integrità e funzionalità dell’impianto fino ad interessare la sicurezza della popolazione. La sequenza degli eventi è mostrata in Tabella 5.4.

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La severità del transitorio derivante dalla rottura della linea dell’acqua di alimento dipende da un certo numero di parametri del sistema, inclusi le dimensioni della rottura, la potenza a cui si trova il reattore e la funzionalità dei vari sistemi di protezione e di controllo. Alcuni studi hanno illustrato che la più severa rottura della linea di alimento è quella che porta alla rottura a ghigliottina della tubazione più grande. La rottura accade su una delle quattro linee di alimento, i generatori di vapore sono, infatti, alimentati due a due (Figura 5.13).

Figura 5.13 Feed Line Break Layout

Gli andamenti temporali più gravosi delle pressioni e delle temperature prese in input all’analisi strutturale sono quelli della zona di ingresso al generatore di vapore lato secondario. Il FLB tuttavia è un incidente asimmetrico nel senso che la rottura avviene su una sola delle quattro linee di alimento. Le condizioni più gravose sono risultate quelle dei generatori di vapore “integri”, ovvero appartenenti alle linee di alimento non interessate dalla rottura. Nelle seguenti Figure sono riportati gli andamenti impiegati nell’analisi strutturale.

1 2 3 4 5 6 7 8

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Figura 5.15 Input Pressure trend for Structural analysis -FLB-

Nel caso di fessura posizionata a sufficiente distanza dagli attacchi, in Figura 5.16 e 5.17 sono riportati rispettivamente gli andamenti del fattore di intensificazione delle tensioni nel punto più profondo della fessura e la massima tensione equivalente di Tresca. Anche per questa sequenza incidentale, gli andamenti del SIF seguono i profili temporali del ∆T nel tubo sia in presenza che in assenza di carico assiale. Una variazione del gradiente termico nello spessore del tubo, rispetto alla differenza di pressione primaria/secondaria, incide in maggior misura sullo stato di trazione del tubo, pertanto i profili delle grandezze in gioco sono influenzati dagli andamenti delle temperature. I fattori di concentrazione durante il transitorio rimangono sempre al di sotto del valore assunto allo stazionario nel caso di assenza di carico assiale, mentre in presenza di quest’ultimo i valori massimi delle grandezze raffigurate capitano poco altre i 100 secondi dall’inizio del transitorio. L’effetto combinato dell’aumento del gradiente di temperatura e riduzione del carico assiale di compressione genera uno stato di sollecitazione di poco superiore a quello preesistente allo stazionario (vedasi Tabella). Anche l’andamento della massima tensione di Tresca presenta identico comportamento per i due casi considerati. Da notare che tra i 3 e i 30 secondi di transitorio, il profilo della tensione di Tresca subisce un incremento per effetto della compressione tra i lembi della fessura, il difetto infatti tende a chiudersi come indicato dall’andamento del SIF.

Andamenti del tutto simili sono stati ottenuti nel caso di fessura dislocata in prossimità dell’attacco al collettore (Figura 5.18 e 5.19).

396 176 4.67 1 333 176 3.88 1

Without Axial Load

376 183 3.83 173 298 175 2.61 173

With Axial Load

Max Tresca [MPa] Time [sec.] Max SIF [MPa·m1/2] Time [sec.] Max Tresca [MPa] Time [sec.] Max SIF [MPa·m1/2] Time [sec.]

Near Tube-to-Header connection Distant from Tube ends

396 176 4.67 1 333 176 3.88 1

Without Axial Load

376 183 3.83 173 298 175 2.61 173

With Axial Load

Max Tresca [MPa] Time [sec.] Max SIF [MPa·m1/2] Time [sec.] Max Tresca [MPa] Time [sec.] Max SIF [MPa·m1/2] Time [sec.]

Near Tube-to-Header connection Distant from Tube ends

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Figura 5.16 SIF vs. Time for crack distant from Tube ends -FLB-

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Figura 5.18 SIF vs. Time for crack near Tube-to-Header connection -FLB-

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5.3.3 Grippaggio di una pompa di refrigerazione del reattore (LR).

L’incidente ipotizzato è un bloccaggio istantaneo di un rotore di un RCP. Il flusso attraverso la pompa danneggiata e il rispettivo generatore di vapore diminuisce rapidamente portando all’innesco di uno scatto del reattore sul segnale di basso flusso.

Dopo allo scatto del reattore, il calore immagazzinato negli elementi di combustibile continua a trasferirsi al refrigerante causando un’espansione dello stesso. Nello stesso momento, l’asportazione di calore, lato secondario, da parte del generatore di vapore si riduce. Questi due effetti combinandosi portano all’insorgere all’interno del pressurizzatore di un aumento di pressione del sistema di refrigerazione. La susseguente compressione del vapore contenuto nel volume del pressurizzatore può comportare l’apertura delle valvole di sicurezza.

Da un punto di vista fenomenologico, l’evoluzione di questo evento in IRIS, non presenta sostanziali differenze dagli attuali PWRs e in particolare AP600/AP1000, tuttavia IRIS ha un numero maggiore di pompe di refrigerazione del reattore (otto contro quattro). Questo comporta un ridotto transitorio a seguito di un blocco del rotore di una singola pompa. Mentre l’evoluzione della sequenza incidentale è del tutto simile ai tradizionali PWRs, la severità delle conseguenze sull’intero sistema è fortemente mitigata da questa peculiare caratteristica intrinseca del reattore IRIS.

Anche il LR rientra nelle condizioni di carico IV. In queste condizioni sono ammessi rilasci di materiale radioattivo ma deve in ogni caso essere assicurato che, per l’intervento, anche in condizioni degradate, dei previsti sistemi di sicurezza, le conseguenze per la popolazione rimangano entro i limiti prefissati e ritenuti accettabili.

La sequenza degli eventi è mostrata in Tabella 5.5.

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Il bloccaggio si verifica su una delle otto pompe di refrigerazione interne al vessel come mostrato in Figura 5.20. 1 2 3 4 5 6 7 8

Figura 5.20 Locked Rotor Layout

Gli andamenti temporali più gravosi delle pressioni e delle temperature prese in input all’analisi strutturale sono quelli della zona di ingresso al generatore di vapore lato secondario sul generatore di vapore interessato al grippaggio. Nelle seguenti Figure sono riportati gli andamenti impiegati nell’analisi strutturale.

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Figura 5.22 Input Pressure trend for Structural analysis -LR-

Come le due sequenze incidentali trattate in precedenza, anche il grippaggio del rotore di una pompa di refrigerazione non compromette l’integrità strutturale dei tubi del generatore di vapore. Gli andamenti del SIF e della tensione di Tresca sono sempre inferiori ai valori dello stazionario (Figure 5.23-5.26).

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Figura 5.23 SIF vs. Time for crack distant from Tube ends -LR-

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Figura 5.25 SIF vs. Time for crack distant from Tube ends -LR-

Figura

Figura 5.1  IRIS system nodalization
Figura 5.2  IRIS SG Header
Tabella 5.2  Summary of Heat structures in SG nodalization
Figura 5.5  Primary-Secondary pressure profiles along tube bundle
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