SKi. Översyn av konstruktionskriterier för kärnbränsle under normaldrift och förväntade driftsstörningar - en litteraturstudie 31/ 23.

Transkript

1 SE SKI Rapport 99:45 Översyn av konstruktionskriterier för kärnbränsle under normaldrift och förväntade driftsstörningar - en litteraturstudie Peter Rudling Juni 1999 ISSN ISRNSKI-R-99/45-SE 31/ 23 SKi

2 SKI Rapport 99:45 Översyn av konstruktionskriterier för kärnbränsle under normaldrift och förväntade driftsstörningar - en litteraturstudie Peter Rudling Advanced Nuclear Technology Uppsala Science Park SE Uppsala Sweden Juni 1999 SKI Projektnummer Denna rapport har gjorts på uppdrag av Statens kämkraftinspektion, SKI. Slutsatser och åsikter som framförs i rapporten är författarens egna och behöver inte nödvändigtvis sammanfalla med SKIs.

3 Sammanfattning Enligt General Design Criteria 10, GDC 10, i Nuclear Regulatory Commissions dokument Title 10-Chapter 1, Code of Federal Regulation Part 50, får kärnbränsleskada inte inträffa, för kärnbränsleknippet under normaldrift och förväntade driftsstörningar. Detta innebär inte bara att bränslestav skada, vilket medför aktivitetsutsläpp, inte får inträffa utan också att kärnbränsleknippet inte får erfara en sådan geometrisk deformation eller en mekanisk skada som gör detta olämpligt för fortsatt drift. Uttolkning av GDC10 görs i Standard Review Plan, SRP, kap. 4.2 i vilket ett antal konstruktionskriterier finns specificerade, som måste uppfyllas av bränsleleverantörens bränslekonstruktion. Genom uppfyllandet av dessa konstruktionskriterier säkerställs att kärnbränsleskada inte inträffar vid normaldrift och förväntad driftsstörningar. Föreliggande rapport sammanfattar och analyserar de publicerade data som har relevans för nedanstående konstruktionskriterier samt sammanfattar hur NRCs ser på dessa idag. Dessutom diskuterar rapporten de marginaler som finns för respektive konstruktionskriterium gentemot bränslestavskada. Följande konstruktionskriterier behandlas: Förhindrande av centrumkutssmältning Förhindrande av liftoff Maximal kapslingskryptöjning Förhindrande av kollaps i bränslekapsling Maximal nötning Maximala dimensionsförändringar och säkerställande av mekanisk kompatibilitet Maximala spänningar Maximal utmattningspåkänning Maximal oxidtjocklek Maximal vätehalt Förhindrande av PCI - skador I det följande sammanfattas de i rapporten presenterade resultaten. NRC nämner att kap. 4.2 i SRP syftade till att identifiera konstruktionskriterier för att eliminera kända skademekanismer fram till mitten av 1970-talet. Det innebär således att SRP inte innehåller konstruktionskriterier som tar hänsyn till nyare skademekansimer hos kärnbränsleknippet. Anledningen till att SRP inte revideras är enligt NRC att dagens hårda konkurrenssituation mellan de olika bränsleleverantörerna säkerställer att systematiska bränsleskador kommer att undvikas. Varje

4 bränsleleverantör måste undvika kärnbränsle skada i sitt bränsle för att detta skall vara kommersiellt attraktivt. NRC satsar istället sina forskningsresurser idag på att revidera de konstruktionskriterier som gäller för bränslet vid konstruktionsstyrande haverier samt för att studera bränslets egenskaper vid transport samt torrförvar efter att bränslet är slututbränt. NRC anser att detta är nödvändigt då dagens konstruktionskriterier för kärnbränsleknippet inte är relevanta, då dessa inte tar hänsyn till de nya skademekansimerna. Enligt NRC kommer de konstruktionskriterier som gäller för bränslet vid en LOCA alltid att begränsa den maximalt tillåtna bränsletemperaturen under normaldrift mer än korresponderande konstruktionskriterium för att undvika centrumkuts-smältning vid normaldrift samt vid förväntade driftstörningar. Det innebär såldes att LOCA kriterierna för bränslet säkerställer att denna typ av centrumkutssmältning inte kommer att fås. De testresultat som presenteras i denna rapport visar att farhågorna om att kontakt mellan smält bränsle och kapsling skulle medföra bränslestavskada är överdrivna. Trots att mängden smält bränsle i ett experiment uppgick till 80 % av bränslets tvärsnitt och stora delar av kapslingens insida erhöll fasomvandlingar p.g.a. den höga temperaturen som erhölls vid kontakten med det smälta bränslet, så uppstod inga bränsleskador. Visserligen gick en del stavar sönder vid dessa tester men då beroende på PCI eller p.g.a. försprödning genom den kraftiga oxidation som erhölls vid den därpå följande torrkokningen. Dessa försök indikerade också att inga problem med tryckpulser erhölls p.g.a. att bränslefragment, som frigjorts från de skadade stavarna, kommit ut i kylvattnet och orsakat lokal kokning. Enligt NRC är liftoff'inte relaterat till risken för att få bränslestavskada utan kopplat till konstruktionskriterierna för kärnbränsleknippet vid LOCA samt kärnbränslestavens krypbeteende under långtidsförvaret efter att bränslet är slututbränt. Liftoff innebär att mer energi kommer att lagras i bränslet, p.g.a. högre bränsletemperatur, vilket minskar marginalerna vid LOCA. Dessutom innebär liftoff signifikanta stavövertryck vid torrförvaret vilket ökar risken för krypbrott. I Haldenprogrammet så kunde man visa att mycket stora stavövertryck kunde existera under bestrålningen i en bränslestav varvid enbart en viss temperaturhöjning i bränslet uppstod dock utan att leda till termisk återkoppling som annars snabbt skulle kunna leda till bränslestavskada. NRC har inget krav på maximalt tillåtet utåtriktat kryp. I Sverige tillämpar vissa bränsleleverantörer emellertid en konstruktionskriterium som maximerar detta kryp till 2,5 % ekvivalent töjning för att undvika krypbrott. Detta svarar mot en maximalt tillåten töjning i kapslingens diameter på = 1,5 %. Om hänsyn även tages till det inåtriktade krypet som sker initialt så indikerar kryptester i forskningsreaktormiljö att marginalen mot krypbrott är stor idag.

5 Vad gäller krypkollaps anser NRC idag att denna skademekanism inte längre är verksam genom användandet av stabilt bränsle och förtryckning av stavarna. Marginalen mot elastisk /plastisk kollaps när bränslet är färskt är mycket stor då ett osannolikt stort gap måste finnas i kutspelaren för att fenomenen skall uppträda. Ett sådant gap skulle i princip kunna uppstå genom att man laddat in för få kutsar initialt. Dagens tillverknings- och kontrollmetoder gör detta dock mycket osannolikt då man tex. med en rod-scanner kontrollerar att man laddat in samtliga kutsar i samtliga stavar. SRP anger att bränsleleverantören skall konstruera sitt bränsle så att man säkerställer frånvaro av bränslestav skada p.g.a. nötning mellan spridare och kärnbränslestav samt att man förhindrar sådana dimensionsförändringar av kärnbränsleknippet att detta går sönder. Då specifika värden för konstruktionskriterierna för att eliminera dessa skademekanismer inte anges av NRC eller respektive bränsleleverantör har marginalerna i dessa konstruktionskriterier gentemot kärnbränsleskada inte bedömts. Uppfyllande av ASME-normen för tryckkärl säkerställer frånvaro av plastisk deformation av en godtycklig komponent i kärnbränsleknippet p.g.a. en kombination av primärspänningar (yttre pålagda laster) och sekundärspännignar (t.ex. termiska spänningar). Marginalen för maximalt tillåtna spänningar gentemot bränslestavskada bedöms som stor då denna beräkning görs under antagandet att bränslekapslingen är obestrålad. Genom neutronbestrålningen kommer materialets sträckgräns att öka med en faktor två-tre under den första bestrålningscykeln, vilket avsevärt ökar marginalen mot plastisk deformation. Även om plastisk deformation skulle inträda när bränslet är helt färskt, d.v.s. innan man fått någon bestrålningsförhårdning av materialet, så har materialen idag tillräcklig duktilitet samt tillräckligt deformationshårdnande för att säkerställa att komponenten inte brister. SRP anger att en speciell designkurva skall användas för att säkerställa frånvaro av utmattningsskador i kärnbränsleknippets komponenter. Töjningsutmattningsdata för bestrålad Zircaloy indikerar att denna designkurva ger en mycket stor marginal mot utmattningsskador. Oxidtjockleken kan påverka kapslingens mekaniska egenskaper genom termisk återkoppling då temperaturförhöjning medför en hållfasthetssänkning hos kapslingen. Det är emellertid tveksamt om den maximalt tillåtna oxidtjocklek enligt NRC på 100 \im kommer att förhindra all termisk återkoppling, speciellt i PWR -reaktorer. För de flesta fall då bränslestavskador har uppstått p.g.a. korrosion har detta skett i en olämplig vattenkemi som ibland gett ett CRUD-påslag på bränslestavarna med mycket låg värmeledningsförmåga. Det är således möjligt att CRUD-skiktet skulle kunna ge en termisk återkoppling, trots en oxidtjocklek understigande 100 \xm. Vad gäller maximalt tillåten vätehalt har NRC ingen gräns för detta. De flesta bränsleleverantörerna tillämpar dock nu en maximalt tillåten vätehalt på 500 wtppm. iii

6 NRC säger dock att derma maximalt tillåtna vätehalten skall kopplas till konstruktionskriteriet på maximalt tillåten kapslingstöjning (elastisk+plastisk) på 1 % vid en effekttransient, under närvo av en oxidtjocklek på 100 ^m. NRC anger att oxidtjockleksvärdet är medelvärdet i ett axiellt tvärsnitt i kapslingen, vilket betyder att lokalt betydligt större oxidtjockleksvärden kan existera utefter kapslingens omkrets utan att överskrida kriteriet på maximal oxidtjocklek. Vad gäller definitionen för maximalt tillåten vätehalt hos bränsleleverantören så är den något flytande. Vissa leverantörer nämner att denna halt hänför sig till medelvärdet för hela bränslestaven. Genom mekaniska tester av bestrålade material vid 300 C framgår att duktiliteten är långt under 1 % för stavar med flagande oxid och därmed kraftiga lokala hydridansamlingar. Medelvärdet för vätehalten i hela staven var säkerligen långt under 500 wtppm vid dessa tester. Det faktum att kapslingstemperaturen vid en effektramp kommer att överstiga 300 C med god marginal medför emellertid att kapslingsduktiliteten ökar. Således kan sägas att det är något oklart huruvida de av bränsleleverantörerna idag använda värdena på maximalt tillåten vätehalt och oxidtjocklek för en bränslestav som erhåller en töjning på 1 % vid en effektsstransient säkerställer frånvaro av bränslestavskada. Vad gäller PCI lyckades aldrig NRC identifiera konstruktionskriterier som eliminerade denna skademekanism. Problemet har dock lösts enligt NRC genom införandet av driftsrestriktioner samt liner för BWR bränsle. Genom att effektregleringen är mjukare i en PWR reaktor har ytterst få fall av PCI inträffat i denna reaktortyp. Baserat på ovanstående information kan de olika konstruktionskriterier vi använder oss av i Sverige, där specifika värden anges, rankas vad avser deras marginal mot bränslestavskada enligt nedan: IV

7 Tabell A: Sammanfattning av konstruktionskriteriernas marginal mot bränslestavskada Konstruktionskriterium Förhindrande av PCY-skador Maximal vätehalt och maximal oxidtjocklek Förhindrande av centrumkutssmältning Maximala spänningar Förhindrande av liftoff Maximal kryptöjning Maximal utmattningspåkänning Förhindrande av kollaps (elastisk, plastisk och kryp) Marginal mot bränslestavskada Liten utan liner 1, mycket stor med liner Liten 2 Liten (skademekansim - PCI) Mycket stor (skademekanism - smältning av kapsling) Stor Stor Stor Mycket stor Mycket stor 1 Genom införande av liner och driftsrestriktioner har dock denna skademekanism eliminerats 2 Marginalen mot bränslestavskada bedöms som liten vid enbart: a) lokal korrosion och väteupptag i samband med en effekttransient som medför en kapslingstöjning på maximalt 1 %, och, b) kapslingskorrosion i en olämplig vattenkemi.

8 Summary General Design Criteria 10, GDC 10, in the document Title 10-Chapter 1, Code of Federal Regulation Part 50 of Nuclear Regulatory Commission specifies that the fuel assembly including the fuel rod may not be damaged during normal operation and anticipated operational occurrences. No damaged, means that the fuel rods do not fail, that fuel rod and assembly dimensions remain within operational tolerances, and that functional capabilities are not reduced below those assumed in the safety analysis. This objective is given by GDC 10, and the design limits that are required to accomplish this objective are called Specified Acceptable Fuel Design Limits, SAFDLs. The SAFDLs are specified in Standard Review Plan, SRP, chapter 4.2. This report summarises and analyses published open data that are relevant for the below-specified SAFDLs. It also summarises the current view of NRC on the discussed SAFDLs as well as the margin towards fuel failure of the SAFDLs. The following SAFDLs are discussed herein: Avoidance of fuel centre melting Avoidance of liftoff Maximum cladding creep deformation Avoidance of cladding collapse Maximum fretting Maximum dimensional changes Maximum stresses Maximum fatigue stresses Maximum oxide thickness Maximum hydrogen content Avoidance of PCI - failures The results presented in the report are summarised in the following. According to NRC, the objective of chapter 4.2 in SRP was to identify the SAFDLs to eliminate the known failure mechanisms up to the middle of the 1970s. Thus, SRP does not take into account failure mechanisms that have first appeared after that time. The reason for not updating the SRP is that NRC believes that the fierce competition on the fuel market today will force the fuel vendors to design their fuel such that systematic fuel failures will not occur. Each fuel vendor has to design a robust fuel that will not fail to make it attractive to the utilities. Instead NRC is focusing its efforts to revise the fuel design criteria related to design basis accidents, DBA, and studies of VI

9 spent fuel behaviour during transport and dry storage. NRC believes this is necessary due to that the current DBA fuel design criteria are not relevant. NRC states that the maximum allowable linear heat generation rate, LHGR, of the fuel rod during normal operation to ensure that the fuel meets the LOCA design criteria is always lower than the LHGR during normal operation that will result in fuel centre melting during an anticipated operational occurrence. This means that the LOCA design criteria will ensure the fuel centre melting will not occur during an anticipated operational occurrence. The experiments reviewed in this report indicate that fuel failure will not occur due to melting of the cladding when it comes into contact with the molten fuel. Despite that 80 % of the fuel diameter was melted in one experiment and a significant portion of the cladding thickness experienced a phase transformation due to the heating from the contact with the molten fuel, the fuel cladding did not fail. Some of the tested rods did however fail but the failure mechanisms were either PCI or embrittlement of the cladding due to severe oxidation during dryout. In these tests no of the expected pressure pulses resulted from the contact of fuel fragments, from the failed fuel rods, with the coolant. According to NRC, is liftoff not related to the risk of getting fuel failures but to the Design Basis Accident, DBA, fuel design criteria and to the fuel cladding creep behaviour of spent fuel during dry storage. Liftoff results in more stored fuel heat due to higher fuel temperatures that will reduce LOCA margins and to increased risk of creep failures during storage due to the large rod overpressure. In the Halden research reactor study of liftoff "it was shown that very large rod overpressure could exist, resulting in only a moderate fuel temperature increase but without any tendency of thermal feedback that could rapidly result in fuel failure. NRC has no SAFDLs related to outward cladding creep. Some fuel vendors in Sweden are however, using a fuel design criterion of maximum 2,5 % outward equivalent creep deformation. Even if the inward creep deformation is taken into account, the current margins towards creep failure is large based upon cladding creep tests in research reactors. Cladding creep collapse is no threat today according to NRC due to the use of stable fuel and pre-pressurised fuel rods. The margin towards elastic/plastic collapse that is a potential risk of fresh fuel is very large since the fuel vendor has to assume that a large gap exists in the fuel column for this failure mechanism to occur. Such a gap could exist if, for instance, all the fuel pellets where not charged into the fuel rod. The current manufacturing and QA-methods make this situation highly unlikely. SRP states that the fuel vendor must design its fuel such that fretting failures between different fuel assembly components may not occur. It is also stated that the design must be such that fuel rod and assembly dimensions will remain within operational vii

10 tolerances, and that functional capabilities will not be reduced below those assumed in the safety analysis. Since NRC gives no specific design criteria values the margins towards fuel failures are not discussed herein. By fulfilling the stress criteria according to ASME pressure vessel code it is ensured that plastic deformation will not occur in any fuel assembly component due to a combination of stresses. The margin towards fuel failure is however large since the fuel vendor has to assume that the material is unirradiated. By neutron irradiation the material yield strength will increase by a factor of two-three already after one cycle of irradiation. This situation will dramatically increase the margin towards plastic deformation. But even if plastic deformation would occur in the unirradiated material, the material ductility and deformation hardening are sufficient to ensure that the component will not fail. According to SRP a specific design curve should be used to ensure that no fatigue failure would occur for any fuel assembly component. Fatigue data of irradiated Zircaloy indicate that design curve gives ample margins towards component failure. The oxide thickness may impact the cladding mechanical properties by thermal feedback that will increase the temperature that in turn will lower the material strength to such an extent that the cladding may fail. The maximum oxide thickness criteria 100 yun used today by NRC may, however, not exclude all thermal feedback corrosion failures. In most cases corrosion failures are related to a non-optimised water chemistry that occasionally has resulted in CRUD layers with poor thermal conductivity. Consequently, it may be possible that a CRUD layer may result in thermal feedback at an oxide thickness less than 100 \im. NRC has not given a specific maximum hydrogen content in the Zircaloy material. However, most fuel vendors are using a maximum hydrogen content of 500 wtppm. NRC states that the maximum allowable hydrogen content should be determined by the situation that the fuel cladding with an oxide thickness of 100 \im should withstand a 1 % elastic + plastic deformation during an anticipated operational occurrence without failing. NRC further states that the maximum oxide thickness is the average value along the cladding circumference, which means that a much higher value, may exist locally without exceeding the criterion. How the hydrogen content should be assessed is unclear, e.g., one fuel vendor states that the maximum hydrogen content of 500 wtppm is the average value along the whole fuel rod. Mechanical tests performed at 300 C indicate that the cladding ductility is much lower than 1 % for samples with oxide spalling resulting in hydride localisation to these spots in the cladding due to improved cooling. The average hydrogen content in such a rod was nevertheless believed to be much lower than 500 wtppm. The situation that the cladding temperature may significantly exceed 300 C during a power ramp may result in larger cladding ductility of samples with spalled oxide and heavily localised hydrides. Thus, it is uncertain if the criteria of maximum oxide thickness and viii

11 hydrogen content in the cladding material used today are sufficient to ensure that no fuel failure will occur during a power transient that will result in 1 % cladding deformation. Concerning PCI, NRC states that they never succeeded in identifying a fuel design criterion that would eliminate this failure mechanism. NRC believes however, that the problem has been solved by introduction of liner BWR fuel and operating restrictions of non-liner BWR fuel. Since the power regulation is smoother in a PWR reactor compared to a BWR reactor, very few PCI failures have occurred in the former reactor type. Based upon the above mentioned information, the different SAFDLs may be ranked according to their margin towards fuel failures, according to the table below: Table B: Table that summarises the margins of SAFDLs towards fuel failures SAFDLs Avoidance of PCI failures Maximum oxide thickness and hydrogen content Avoidance of fuel centre melting Maximum stresses Avoidance of liftoff Maximum fatigue stresses Maximum creep deformation Avoidance of collapse (elastic, plastic, creep) Margin towards fuel failure Small without liner 1, very large with liner Small 2 Small (failure mechanism - PCI) Very large (failure mechanism - melting of cladding) Large Large Very large Very large Very large 1 By introducing operation restrictions and liner this failure mechanism has been eliminated 2 The margin towards fuel failures is considered small only when: a) localised corrosion and hydriding occur in conjunction with a power transient resulting in a cladding deformation less than 1 % and, b) cladding corrosion in an unsuitable water chemistry. ix

12 Innehållsförteckning 1 Inledning. 1 2 Konstruktionskriterier för kärnbränslestav och knippe Kärnbränslestav.." Förhindrande av centrumkutssmältning Beskrivningen av skademekanismen ,.2 Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Förhindrande av liftoff Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet 12 ROPE-1 12 ROPE-II 15 Halden 17 Diskussion Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Maximal kapslingskryptöjning Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Förhindrande av kapslingskollaps Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Kärnbränsleknippe Maximal nötning Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet A Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Maximala dimensionsförändringar och säkerställande av mekanisk kompatibilitet Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP på knippenivå Konstruktionskriterium enligt SRP på stavnivå Bakgrund till konstruktionskriteriet Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet 44 x

13 2.2.3 Maximala spänningar Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Maximal utmattningspåkänning Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Maximal oxidtjocklek Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet A Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Maximal vätehalt Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet Förhindrande av PC/-skador Beskrivningen av skademekanismen Konstruktionskriterium enligt SRP Bakgrund till konstruktionskriteriet Hur hanterar bränsleleverantören konstruktionskriteriet.97 3 Analys och diskussion Förhindrande av centrumkutssmältning Förhindrande av liftoff Maximal kryptöjning Förhindrande av kapslingskollaps Maximal nötning, maximala dimensionsförändringar och säkerställande av mekanisk kompatibilitet Maximala spänningar Maximal utmattningspåkänning Maximal oxidtjocklek Maximal vätehalt Förhindrande av PCI- skador Slutsatser Referenser 104 Appendix A, 10CFR50 and SRP 109 Title 10 - Chapter I Code of Federal Regulation Part Standard Review Plan, SRP. 110 xi

14 SRP kap. 4.2 s 111 Granskningsområde Ill Acceptabla kriterier. 112 Konstruktionskriterier 112 Skada på bränslesystemet 112 Bränslestavskada 113 Bränslets kylbarhet 116 Appendix B, Spänningsberäkningar i tjockväggiga rör 118 Appendix C, Säkerhetsmarginal mot kollaps 121 Appendix D, Von Mises och Trescas flythypoteser (Hearns 1981) 123 Appendix E, Spänningsberäkning enligt ASME normen (del III) 129 XII

15 1 Inledning För att säkerställa att kärnbränsleknippet 1, Fig. 1, beter sig på förväntat sätt under vissa betingelser finns ett antal konstruktionskriterier specificerade vilka bränsleleverantören beaktar vid konstruktionen. Konstruktionskriterierna kan indelas enligt följande beroende på betingelser: 1. Konstruktionskriterier för kärnbränsleknippet under normaldrijfoch förväntade driftsstörningar 3. Dessa konstruktionskriterier syftar till att uppfylla konstruktionsförutsättningen att uppkomsten av kärnbränsleskada förhindras. Med kärnbränsleskada menas i detta sammanhang inte bara en skada på kärnbränslestaven 4 som medför aktivitetsutsläpp utan även en geometrisk deformation eller en mekanisk skada på kärnbränsleknippet som gör knippet olämpligt för fortsatt drift. Exempel på detta är en skada på kärnbränsleknippet som förhindrar säker övervakning och kylning av härden. Vidare måste kärnbränsleknippet vara kompatibelt med sin omgivning vilket bl.a. innebär att styrstavar skall kunna skjutas in i härden. Om kärnbränslestaven eller kärnbränsleknippet inte längre uppfyller de konstruktionsförutsättningar som angivits i säkerhetsredovisningen betecknas detta även som en kärnbränsleskada. 2. Konstruktionskriterier för kärnbränsleknippet vid icke-förväntade driftsstörningar 5 samt konstruktionsstyrande haverier 6. Under dessa betingelser är konstruktionsförutsättningen att begränsande kärnbränsleskador tillåts men att kärnbränsleknippet måste förbli kylbart, vilket bl.a. innebär att urankutsen skall förbli intakt. En ytterligare konstruktionsförutsättning är att det skall det vara möjligt att skjuta in styrstavarna i härden. Det innebär bl.a. för det senare fallet att deformationerna hos kärnbränsleknippet ej få blir så stora att styrstavsinskjutning omöjliggörs. 3. Konstruktionskriterier för kärnbränsleknippet under övrig tid, dvs. vid transport och hantering av kärnbränsleknippet: 3.1. före dess bestrålning, vilket inbegriper transporten av kärnbränsleknippet till anläggningen. Konstruktionsförutsättningen är att kärnbränsleknippet skall 1 Kärnbränsleknippe: kärnbränslestavar ihopmonterade med spridare, topp- och bottenplatta. För kokarvattenreaktorer är kärnbränsleknippet inneslutet i ett höljerör (box). 2 Normaldrift: drift inom fastställda villkor och begränsningar som framgår av en anläggnings säkerhetstekniska driftförutsättningar. 3 Förväntade driftstörningar: störningar som kan inträffa under en anläggnings användningstid. 4 Kärnbränslestav: kärnbränsle inneslutet i en kapsling 5 Icke-förväntade driftstörningar: störningar som inte förväntas inträffa under en anläggnings användningstid. 6 Konstruktionsstyrande haveri: händelseförlopp i en kärnkraftsreaktor eller en forskningsreaktor som ligger till grund för konstruktionen av reaktorskyddssystemen. 1

16 vara mekaniskt kompatibelt med hanteringsutrustningar samt förvaringsställ i torrförrådet Inom anläggningen när denna ej är i drift, d.v.s. under reaktoravställningen. Konstruktionsförutsättningen är att kärnbränsleknippet skall vara mekanisk kompatibelt med hanteringsutrustningar och förvaringsställ i bassäng Efter det att kärnbränsleknippet är slututbränt, vilket inbegriper transporten av kärnbränsleknippet från anläggningen till centrallagret för använt bränsle, CLAB. Konstruktionsförutsättningen är att kärnbränsleknippet skall vara mekaniskt kompatibelt med hanteringsutrustningar, och förvaringsställ i CLAB. Andra viktiga konstruktionsförutsättningar för kärnbränsleknippet under övrig tid är att det skall vara möjligt att inspektera kärnbränsleknippet samt att kärnbränslestaven skall förbli tät så att aktivitet inte läcker ut. Topplatta Ledrör Spridarhållarstav Spridare Bottenspridare Bottenplatta Figur 1: En schematisk bild av ett PWR och BWR knippe (godkänd för publicering i denna rapport av ABB Atom).

17 Föreliggande litteraturgranskning syftar till att bedöma säkerhetsmarginalen för de viktigaste mekaniska konstruktionskriterierna för kärnbränsleknippet inkluderande kärnbränslestaven för normaldrift och förväntade driftsstörningar. Det innebär uppskattning av hur mycket marginal som finns mellan respektive konstruktionskriterium och det parametervärde som ger kärnbränsleskada, Fig. 2. Ett exempel på detta kan vara stavintemtrycket där konstruktionskriteriet är att liftoff ej får ske, men där de facto ett avsevärt högre stavinterntryck än detta krävs för att ge upphov till kärnbränsleskada. För att nå målet med detta projekt har de bakomliggande data för respektive konstruktionskriterium sammanfattats och analyserats i föreliggande rapport. De flesta konstruktionskriterier som idag används av kärnbränsleleverantörerna i Sverige har sitt ursprung i Standard Review Plan, SRP, som uttolkar det som står i den amerikanska lagstiftningen vad gäller licensiering för byggande och drivande av en kärnkraftsanläggning, Title 10-Chapter I, Code of Federal Regulation Part 50, 10CFR50. SRP reviderades kontinuerligt fram till 1981 för att ständigt vara aktuell. De konstruktionskriterier som specificeras i SRP är således resultatet av ett mångårigt arbete inom NRC 8. 7 Li/to/f innebär att stavintemtrycket är så pass mycket högre än systemtrycket att bränslekapslingen kryper utåt med högre hastighet än kutsen sväller. Det innebär att gapet mellan kuts och kapsling ökar vilket i sin tur ökar bränsletemperaturen p.g.a. gapets relativt sämre värmeledningsförmåga. Med ökande bränsletemperatur ökar fissionsgasfngörelsen vilket ökar stavintemtrycket ytterligare varvid gapet ökar, och bränsletemperaturen ökar ytterligare, dvs. en termisk återkoppling erhålles vilken snabbt kan leda till kärnbränsleskada. 8 Nuclear Regulatory Commission, NRC, är USAs myndighet för kärnkraftssäkerhet. 3

18 Konstruktionsparameter _..,,, r Bransleskada Undersökt säkerhetsmarginal Konstruktionskriterium Tid Figur 2: Schematisk skiss som visar den konservatism som finns mellan en godtycklig konstruktionskriterium och korresponderande konstruktionsparametervärde som medför kärnbränsle skada. Mer specifikt har följande konstruktionskriterier analyserats i föreliggande rapport vad gäller kärnbränslestaven: Förhindrande av centrumkutssmältning Förhindrande av liftoff Maximal kapslingskryptöjning Förhindrande av kollaps av bränslekapsling. Och vad gäller kärnbränsleknippet. Maximal nötning Maximala dimensionsförändringar och säkerställande av mekanisk kompatibilitet Maximala spänningar Maximal utmattningspåkänning Maximal oxidtjocklek Maximal vätehalt Förhindrande av PCf - skador. 9 PCI, pellet cladding interaction, innebär att kutsen genom sin termiska volymexpansion, vid en effektramp, resulterar i dragspänningar i bränslekapslingen och under inverkan av fissionsprodukten 4

19 Dispositionen i denna rapport är som följer. I kapitel två beskrivs för respektive konstruktionskriterium: Den verksamma skademekanismen Vad som sägs i SRP De bakomliggande data Hur bränsleleverantörerna hanterar uppfyllandet av denna. I kapitel tre analyseras samtliga presenterade data för att ge en kvalitativ uppskattning av den säkerhetsmarginal som finns för respektive konstruktionskriterium gentemot kärnbränsleskada. I kapitel 4 och 5 ges en sammanfattning respektive en referenslista. Den amerikanska lagstiftningen, 10CFR50, samt dess uttolkning, SRP, som är relevant för ovanstående specificerade konstruktionskriterier bifogas i appendix A. Appendix B, C, D och E beskriver, spänningsberäkningar för tjockväggiga rör, säkerhetsmarginalen mot kollaps enligt KTA 3103, von Mises och Trescas flythypoteser, respektive spänningsberäkning enligt ASME normen appendix III. jod orsakar jodinducerad spänningskorrosion. Härvid kommer en spricka att initieras vid kapslingens insida. Sprickan kommer att propagera genom kapslingens hela tjocklek varefter fissionsprodukter kommer ut i kylvattnet. 5

20 2 Konstruktionskriterier for kärnbränslestav och -knippe 2.1 Kärnbränslestav Förhindrande av centrumkutssmältning Beskrivning av skademekanismen Om temperaturen i kutsen blir för hög så kommer bränslesmältning att inträffa. Då temperaturen är högst i kutsens centrum inträffar smältning först där. Vid bränslesmältning fås en 10 % - ig volymexpansion (Lambert och Strain, 1994) vilket kan medföra två effekter som potentiellt kan leda till bränsle stav skada 10 : Smältan kan komma i kontakt med kapslingens insida och medföra att hela kapslingens tjocklek smälts bl.a. genom bildandet av ett lågsmältande eutektikum (detta scenario skulle således kunna ge bränslestav skada utan någon kapslingstöjning). Genom den stora volymexpansionen som fås vid smältning kan de resulterande dragspänningarna och töjningarna i kapslingen medföra att kapslingen brister. I båda dessa potentiella skadefall kan smält bränsle komma i kontakt med kylvattnet och härvid åstadkomma lokal förångning av detta. Sådan kontakt mellan hett bränsle och vatten kan medföra tryckpulser i primärsystemet Konstruktionskriterium enligt SRP Praxis har varit att antaga att bränslestavskada uppstår om centrumkutssmältning inträffar. Risken för centrumkutssmältning har då analyserats för den stav i härden med maximal Iinjärvärmebelastning, d.v.s. maximal temperatur. Vid denna analys måste hänsyn tagas till effekten av utbränning och kemisk sammansättning på bränslets smältpunkt. För normaldrift och förväntade driftsstörningar tillåts inte centrumkutssmältning. Vid dosberäkningarna efter konstruktionsstyrande haverier antas att bränslestavskada inträffar för samtliga stavar som erfarit centrumkutssmältning. Konstruktionskriteriumen att centrumkutssmältning ej får inträffa har etablerats för att förhindra att smält bränsle skulle kunna komma i kontakt med kapslingen. Antagandet att centrumkutssmältning ger bränslestavskada är konservativt. 10 Bränslestavskada definieras som att kärnbränslestaven inte längre är hermetiskt tät, vilket innebär att radioakiva fissionsprodukter frigörs till kylvattnet i reaktorn. 6