DE2942013A1

DE2942013A1 - Anordnung und verfahren zur regelung von siedewasserreaktoren

Info

Publication number: DE2942013A1
Application number: DE19792942013
Authority: DE
Inventors: Masajuki Izumi; Renzo Takeda
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1978-10-18
Filing date: 1979-10-17
Publication date: 1980-04-24
Also published as: US4400343A; SE7908615L; DE2942013C2; SE500393C2

Description

Beschreibung

Die Erfindung bezieht sich auf eine Anordnung und ein Verfahren zur Regelung eines Siedewasserreaktors, insbesondere zur Regelung seiner Leistungsverteilung.

Der Siedewasserreaktor speist die Turbine direkt mit im Reaktor-Druckbehälter erzeugtem Dampf. Mit der Turbine ist ein Generator gekuppelt. Der Reaktor-Druckbehälter enthält einen Kern, der mit einer Anzahl von Brennstoffanordnungen beladen ist. Das Kühlwasser wird von der Unterseite des Kerns in den Kern eingespeist und kühlt, während es im Kern nach oben strömt, die Brennstoffstäbe in den Brennstoffanordnungen, so daß es erhitzt und in Dampf umgewandelt wird. Dieser Dampf wird aus dem Reaktor-Druckbehälter über einen Wasserabscheider und Trockner am oberen Teil des Kerns vom Reaktor-Druckbehälter in die Turbine gespeist. Nach Erteilung eines Drehimpulses an die Turbine wird der Dampf aus der Turbine abgeleitet und im Kondensor verdichtet. Das kondensierte Wasser wird am Speisewassererhitzer durch den von der Turbine zugeleiteten Dampf erhitzt und über die Strahlpumpe in den Reaktor-Druckbehälter und zurück zum Reaktorkern geleitet.

Kernreaktoren sind im allgemeinen so ausgelegt, daß sich eine flache Leistungsverteilung im Kern ergibt, um die Brennstoffstäbe intakt zu halten. Bei Siedewasserreaktor-Kraftwerken unterscheiden sich jedoch die Bedingungen der Dampf abzweigung von der Turbine bei Nennlast von denen bei Teillast. Bei Teillast-Betrieb, beispielsweise beim Start, wenn Durchsatz und Leistung gering sind, führt das Wärmegleid-igewicht zur einer stärkeren Unter-

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kühlung am Kerneinlaß als bei Nennbetrieb, was zu erhöhten Leistungsspitzen am unteren Teil des Kerns führt. Es wurde experimentell festgestellt, daß der Schwellenwert der spezifischen linearen Wärmeleistung (thermische Leistung je Einheitslänge des Brennstabes)zur Erhöhung der Leistung durch Rückziehen der Regelstäbe aus dem Reaktorkern unter der Bedingung, daß die Brennstäbe nicht beschädigt werden, 0,26 kW/cm beträgt. Die Leistungserhöhung bei einer spezifischen linearen Wärmeleistung von 0,26 kW/cm oder mehr erfolgt durch erhöhten Kühlwasserdurchsatz im Kern. Beim Reaktorstart steigt die Leistungsspitze am unteren Teil des Kerns an, so daß die spezifische lineare Wärmeleistung 0,26 kW/cm überschreiten kann. Falls daher die Leistung durch Rückziehen der Regelstäbe aus dem Kern beim Start erhöht wird, muß das Rückziehen der Regelstäbe zu dem Zeitpunkt unterbrochen werden, wenn der höchste Punkt der Leistungsspitze am unteren Teil des Kerns 0,26 kW/cm erreicht. Wie in der der japanischen Offenlegungsschrift 141 990/76 entsprechenden US-Patentanmeldung 762 248 beschrieben, wird der Kühlwasserdurchsatz im Kern erhöht, um einen gewünschten Wert der spezifischen linearen Wärmeleistung zu erreichen. Auf diese Weise sammelt sich das Spaltprodukt Xenon in den Brennstäben, so daß der Kühlwasserstrom und damit die Leistung vermindert wird. In Gegenwart des so angesammelten Xenons werden die Regelstäbe aus dem Reaktorkern rückgezogen und so die spezifische lineare Wärmeleistung wieder auf 0,26 kW/cm erhöht. Mit anderen Worten, es werden die in der US-Patentanmeldung 762 248 beschriebenen Arbeitsfolgen K-L-M-K wiederholt. Ist die Leistungsspitze am unteren Teil des Kerns hoch, so wird, wie erwähnt, die Rückzuggeschwindigkeit der Regelstäbe vermindert und die Anzahl der Zyklen K-L-M-K, die zur Erhöhung der Reaktorleistung auf den Nennwert notwendig ist, wird erhöht. Dies kompliziert die Erhöhung der Leistung beim Reaktorstart erheblich, so daß lange Zeiten erforderlich sind, bis die Nennleistung erreicht ist. Auf diese Weise wird der Ausnutzungsgrad des Siedewasserreaktors verschlechtert.

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Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, den Ausnutzungsgrad des Siedewasserreaktors zu verbessern, die für den Start des Siedewasserreaktors erforderliche Zeit zu verkürzen und eine Verminderung des Turbinenwirkungsgrades zu verhindern.

Die erfindungsgemäße Anordnung zur Regelung des Betriebs von Siedewasserreaktoren enthält einen ersten Detektor zur Erfassung des Drucks im Reaktor-Druckbehälter, einen zweiten Detektor zur Erfassung des Kühlwasserdurchsatzes im Reaktorkern innerhalb des Reaktor-Druckbehälters, einen dritten Detektor zur Erfassung des DampfStroms vom Reaktor-Druckbehälter zur Turbine, eine Einrichtung zur Einstellung der Enthalpie des Kühlwassers am Kerneinlaß, und eine Einrichtung zu Einstellung der Enthalpie des dem Reaktorbehälter zugeführten Wassers, wobei die Einrichtung zur Einstellung der Speisewasserenthalpie auf der Basis des Druckes, des Kühlwasserstroms und des DampfStroms geregelt werden, die durch den ersten, zweiten bzw. dritten Detektor erfaßt werden, sowie durch die durch die Einstelleinrichtung eingestellte Enthalpie des Kühlwassers.

Weitere Ziele, Merkmale und Vorteile der Erfindung ergeben sich aus der folgenden Beschreibung der in der Zeichnung dargestellten bevorzugten Ausführungsbeispiele. Es zeigen:

Fig. 1 ein Kennliniendiagramm mit der Darstellung des

Vorgehens bei der Erhöhung der Reaktorleistung beim Start, und zwar die Reaktorleistung in Abhängigkeit vom Kühlwasserstrom im Kern,

Fig. 2 ein Kennliniendiagramm mit der Darstellung der

Abhängigkeit der Unterkühlung des Kühlwassers am Kerneinlaß vom Kühlwasserstrom in den Kern,

Fig. 3 ein Kennliniendiagramm mit der Darstellung der

axialen relativen Leistungsverteilung im Kern bei der herkömmlichen Regelanordnung für Siedewasserreaktoren ,

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Fig. 4 im Diagramm die Verteilung des axialen Dampf

blasenanteils des Kerns bei der herkömmlichen Regelanordnung,

Fig. 5 im Diagramm die Abhängigkeit der Leistungs

spitzen und der Leistung des gleichen Reaktors von der Enthalpie des Kühlwassers am Kerneinlaß bei Teillast,

Fig. 6 im Diagramm die Abhängigkeit der axialen

relativen Leistungsverteilung des Kerns bei der erfindungsgemäßen Regelanordnung für Siedewasserreaktoren,

Fig. 7 ein Kennliniendiagramm mit der Darstellung

der Dampfblasenanteilsverteilung des Kerns in

Abhängigkeit von der axialen Stellung gegenüber dem unteren Ende des Kerns bei Anwendung der erfindungsgemäßen Regelanordnung,

Fig. 8 ein Blockschaltbild eines Siedewasserreaktor-

Kraftwerks, bei dem eine bevorzugte Ausführungsform der erfindungsgemäßen Anordnung angewendet wird,

Fig. 9 die detallierte Darstellung der Speisewasserregelung für die Anordnung der Fig. 8, Fig. 10 das Schaltbild der Operationseinrichtung der

Fig. 9,
Fig. 11 im Diagramm die Abhängigkeit des relativen

Kühlwasserstroms im Reaktorkern und der relativen Reaktorleistung vom Zeitablauf nach dem Reaktorstart,

Fig. 12 eine schematische Darstellung zur Erläuterung

des Wärmeausgleichs des Speisewassererhitzers der Fig. 8,

Fig. 13 das Blockschaltbild eines Siedewasserreaktor-

Kraftwerks, bei dem eine zweite Ausführungsform der erfindungsgemäßen Regelanordnung angewendet wird,

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Fig. 14 das Schaltbild der Speisewasser-Tempera

turregeleinrichtung der Fig. 13, und

Fig. 15 das Schaltbild der Ventilsteuerung der

Fig. 14.

Im folgenden werden das Verhalten und die Kennlinien des nach dem bekannten Verfahren geregelten Siedwasserreaktors erläutert.

Zunächst sei eine Untersuchung der Änderung der Reaktorleistung beim Start des Siedewasserreaktors anhand Fig. 1 erläutert. Wenn die Regelstäbe aus dem Kern bei auf 20 % konstant gehaltenem Kühlwasserstrom über die Pumpe im Reaktorkern rückgezogen werden, beginnt die Reaktorleistung vom Punkt A₁ an zu steigen. Tatsächlich erhöht sich während dieses Vorganges der Kühlwasserstrom, weil wegen der steigenden Temperatur des Kerns ein interner Kreislauf gebildet wird, der nicht über die Pumpe verläuft. Erreicht die Reaktorleistung den Punkt A_, so werden die Regelstäbe nicht weiter rückgezogen. Der Punkt A₂ representiert eine Reaktorleistung, die einer spezifischen linearen Wärmeerzeugung von 0,26 kW/cm der in den Kern eingegebenen Brennstäbe entspricht. Wird die Reaktorleistung durch weiteres Rückziehen der Regelstäbe über den Punkt A_ hinaus erhöht, so steigt die Gefahr, daß die Brennstäbe zerstört oder beschädigt werden. Nach Unterbrechung des Rückziehens der Regelstäbe wird der Kühlwasserstrom im Kern erhöht, so daß die Reaktorleistung längs der Linie A_ - A^ ansteigt. Dieser Anstieg der Reaktorleistung vom Punkt A- nach A₃ sollte mit einer Geschwindigkeit erfolgen, die geringer ist als die kritische Leistungsanstiegsgeschwindigkeit, bei der die Brennstäbe zerstört werden (s. US-PS 4 057 466) . Wenn die Reaktorleistung den Punkt A, erreicht, wird der Kühlmittelstrom vermindert. Die Reaktorleistung nimmt auf den Punkt A. aus dem in der US-Patentanmeldung 762 248 beschriebenen

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Grunde ab, nämlich weil in den Brennstäben Xenon erzeugt wird. Bei Gegenwart von Xenon werden die Regelstäbe zurückgezogen, so daß sich die Reaktorleistung von A. nach A_ erhöht. Erreicht die Reaktorleistung den Punkt A_, so werden die Regelstäbe nicht weiter rückgezogen. Die Reaktorleistung steigt nachfolgend unter Vernichtung des Xenon allmählich an. Die Reaktorleistung wird unter Erhöhung des Kühlwasserstroms bis zum Punkt A₅ erhöht. Danach werden die Schritte der Verminderung des Kühlwasserstroms, des Rückziehens der Regelstäbe, Unterbrechung des Rückziehens der Regelstäbe, Erhöhen des Kühlwasserstroms, wiederholt. Im Ergebnis ändert sich die Reaktorleistung über die Punkte A₅-Ag-A₃-A₇-Ag-A₂-A₉, bis beim Punkt A_g schließlich 100 % der Nennleistung erreicht sind.

Bei dem Siedewasserreaktor, dessen Leistung nach dem vorstehend beschriebenen Verfahren von 0 auf 100 % gesteigert ist, unterscheiden sich die Bedingungen der Dampfableitung von der Turbine bei einer Reaktorleistung von beispielsweise 100 % von denen bei Teilleistung von beispielsweise 67,4 % was zu unterschiedlichen Strömen oder Durchsätzen, Enthalpie und Drücken der Kraftwerkteilen führt. Die folgende Tabelle zeigt die Werte der Kraftwerkteile bei Nenn- und Teilleistung eines Siedewasserreaktors mit einer Leistungsdichte von 50 kW/1. Bei Teillast, beispielsweise beim Start (Durchsatz und Leistung gering), wird die Unterkühlung des Kühlwassers am Kerneinlaß, (im folgenden kurz als Unterkühlung bezeichnet) wegen des Wärmegleichgewichts gegenüber der bei Nennleistung erhöht, so daß die Leistungserhöhung oder -spitzen am unteren Teil des Kerns erhöht werden. Infolgedessen wird gemäß Tabelle 1 bei einem Siedewasserreaktor mit einer Unterkühlung am Kerneinlaß von 11,4 cal/g bei Nennlast die Unterkühlung am Kerneinlaß bei Teilleistung von 67,4 % bei der der Strom am Kern 40 % beträgt (Punkt B in Fig. 1) gleich 23,4 cal/g.

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TABELLE 1

Bezeichnung	Nennleistung	Teilleistung
Reaktorleistung (%)	100	67,4
Kühlwasserstrom im Kern (%)	100	40,0
Kühlwasserstrom im Kern (t/h)	35600	14240
Enthalpie des Kühlwassers am Kerneinlaß (cal/g)	293	276
Unterkühlung des Kühlwassers am Kerneinlaß (cal/g)	11,4	23,4
Haubendruck (kg/cm²· a)	71,7	68,9
Enthalpie des gesättigten Wassers (cal/g)	304	300
Enthalpie des Speisewassers (cal/g)	221	191
Speisewasserstrom (t/h)	4650	3130
Dampfstrom (t/h)	4670	3150

0 3 Π Π 1 7/0907

Die Abhängigkeit der Unterkühlung vom Kühlwasserstrom im Kern wird kurz anhand Fig. 2 erläutert. In dem Abschnitt zwischen den Punkten C und D steigt die Reaktorleistung wegen des Rückziehens der Regelstäbe, im Abschnitt zwischen den Punkten D und E steigt sie wegen des erhöhten Kühlwasserstroms im Reaktorkern. Durch die Erhöhung des Kühlwasserstroms und die damit einhergehende Erhöhung der Reaktorleistung wird die Unterkühlung am Kerneinlaß vermindert.

Figur 3 und 4 zeigen die Leistungsverteilung bzw. den Dampfblasenanteil bei Nennleistung bzw. Teillast für das gleiche Regelstabmuster. In den Figuren 3 und 4 ist auf der Abszisse die axiale Stellung gegenüber dem Kern (die Zahlen 0 und 24 bedeuten das untere bzw. obere Ende des Kerns) und auf der Ordinate die relative Leistung (Fig. 3) bzw. der Dampfblasenanteil (Fig. 4) aufgetragen. Die Kennlinien I und II in Fig. 3 bedeuten Nennlastbzw. Teillastbetrieb. Die Kennlinien III und IV in Fig. 4 stellen die Dampfblasenanteile bei Nenn- bzw. Teilleistung dar. Fig. 3 zeigt, daß bei Nennlast die Leistungsspitze bei 1,63 und bei Teillast bei 1,95 liegt. Die Leistungsspitze bei Teilleistung ist also um etwa 20 % größer als bei Nennleistung. Im Teilleistungsbetrieb des Kernreaktors ist die Unterkühlung am Kerneinlaß hoch, so daß der Dampfblasenteil am oberen Teil des Kerns stärker als bei Nennleistung ansteigt, während der Dampfblasenanteil im oberen Teil des Kerns am oder etwa am Siede-Startpunkt bei Teil- und Nennleistungsbetrieb des Reaktors im wesentlichen unverändert bleibt. Bei Siedewasserreaktoren wird mit steigendem Dampfblasenanteil die Reaktorleistung vermindert. Es nimmt daher nur die Leistung am oberen Teil des Kerns ab, so daß die Leistungsspitze am unteren Teil des Kerns relativ steigt.

Der Grenzwert der linearen spezifischen Wärmeleistung für die Erhöhung der Leistung durch Rückziehen der Regelstäbe aus dem Kern unter Schonung der Brennstäbe beträgt, wie erwähnt, etwa 0,26 kW/cm. Bei

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Teilleistungsbetrieb (Reaktorleistung von 67,4 % und Strom im Kern 40 %) des Siedewasserreaktors mit einer Leistungsdichte von 50 kW/1 beträgt die lineare spezifische Wärmeleistung bei einer Leistungsspitze,von 1,95 am unteren Teil des Kerns 0,27 kW/cm, das heißt, der Grenzwert für das Rückziehen der Regelstäbe ist überschritten, wodurch die Erhöhung der Reaktorleistung auf den Nennwert kompliziert wird. Infolgedessen nimmt die Erhöhung der Reaktorleistung mehr Zeit in Anspruch, so daß die Ausnutzung des Siedewasserreaktors schlecht ist.

Es wurde unter verschiedenen Blickrichtungen versucht, die Leistungsspitzen am unteren Teil des Kerns bei Teillast während des Reaktorstarts zu vermindern. Es wurde festgestellt, daß durch Regelung der nthalpie des Kühlwassers am Kerneinlaß, im folgenden als Enthalpie bezeichnet, das heißt der Unterkühlung am Kerneinlaß, eine flache axiale Leistungsverteilung auch bei Teilleistungsbetrieb des Reaktors erzielt werden kann.

Fig. 5 zeigt die Änderung der Reaktorleistung und der Leistungsspitze entsprechend der Enthalpieänderung am Kerneinlaß bei Teillast (40 % Strom im Kern) eines Siedewasserreaktor-Kraftwerks mit einer Leistungsdichte von 50 kW/1. Im Diagramm der Fig. 5 ist auf der Abszisse die Enthalpie am Kerneinlaß (cal/g) und auf der Ordinate die Leistungsspitze und Reaktorleistung (%) aufgetragen. Die Kennlinien V und VI stellen die Leistungsspitze bzw. die Reaktorleistung dar. Die Enthalpie am Kerneinlaß bei Teilleistungsbetrieb des herkömmlichen Siedewasserreaktor-Kraftwerks beträgt 276 cal/g. Mit Erhöhung der Enthalpie am Kerneinlaß nimmt die Unterkühlung am Kerneinlaß ab, so daß sich der Siedestartpunkt zum unteren Ende des Kerns verschiebt und damit der Dampfblasenanteil im unteren Teil des Kerns stark zunimmt. Der Dampfblasenanteil im oberen Teil des Kerns ändert sich jedoch nur geringfügig. Demzufolge wird die spezifische Wärmeleistung im unteren Teil des Kerns und damit die Leistungsspitze oder -erhöhung bei Teil leistungsbetrieb

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des Reaktors vermindert. Mit steigender Enthalpie am Kernein- laß nimmt der mitlere Dampfblasenanteil im Kern zu, wodurch die Reaktorleistung vermindert wird. Beträgt die Enthalpie am Kerneinlaß bei Teilleistungsbetrieb ebenso wie bei Nennleistungsbetrieb 293 cal/g , so beträgt die Leistungsspitze 1,62 und die Reaktorleistung 49,1 %. Somit verringert sich bei Teilleistungsbetrieb die Leistungsspitze auf 83 % und die Reaktorleistung auf 73 % des bei herkömmlichen Siedewasserreaktor-Kraftwerken jeweils erzielbaren Wertes, so daß die Leistungsspitze fast ebenso groB ist wie bei Nennleistungsbetrieb. Dabei beträgt die lineare spezifische Wärmeleistung 0,19 kW/cm, das heißt etwa 71 % des Wertes bei herkömmlichen Siedewasserreaktor-Kraftwerken.

Fig. 6 zeigt einen Vergleich der Leistungsverteilung bei Nenn- und bei Teilleistungsbetrieb (40 % Kühlwasserstrom im Kern) für das gleiche Regelstabmuster und die gleiche Enthalpie am Kerneinlafi (293 cal/g). Auf der Abszisse des Diagramms ist die axiale Stellung gegenüber dem unteren Ende des Kerns (0 und 24 entsprechen dem unteren bzw. oberen Ende des Kerns), auf der Ordinate die relative Leistung aufgetragen. Die Kennlinien VII und VIII bezeichnen die relative Leistung bei Nenn- bzw. Teilleistungsbetrieb. Das Diagramm der Fig. 6 zeigt, daß die Leistungsverteilung für beide Kurven, wie erwähnt, gut übereinstimmt.

Fig. 7 zeigt einen ähnlichen Vergleich des Dampfblasenanteils, wobei auf der Ordinate der Dampfblasenanteil aufgetragen ist. Die Kennlinien IX und X zeigen den Dampfblasenanteil bei Nennbzw. Teilleistungsbetrieb des Reaktors bei den gleichen Bedingungen wie in Fig. 5. Wie ersichtlich, ist im unteren Teil des Kerns in der Nähe des Siedestartpunktes bei Teilleistungsbetrieb des Reaktors der Dampfblasenanteil um etwa 15 % höher als bei Nennleistungsbetrieb des Reaktors. Im oberen Teil des Kerns ist der Dampfblasenanteil bei Teilleistungsbetrieb um etwa 5 % erhöht. Bei Teilleistungsbetrieb flacht diese Verteilung des Dampfblasenanteils die Leistungsverteilung ab.

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Durch Regelung der Enthalpie am Kerneinlaß kann also die axiale Leistungsverteilung im Kern bei Teilleistungsbetrieb, beispielsweise während des Starts, abgeflacht werden. Da ferner die Reaktorleistung abnimmt, wird die lineare spezifische Wärmeleistung stark vermindert, was zu einem höheren Grenzwert für das Rückziehen der Regelstäbe führt. Im Ergebnis werden die Vorgänge beim Start des Reaktors vereinfacht, während gleichzeitig die Zeit bis zum Erreichen der Nennleistung verkürzt wird.

Die Enthalpie am Kerneinlaß kann unter Berücksichtigung des Wärmegleichgewichts des Siedewasserreaktors nach folgender Gleichung bestimmt werden:

^WSTM » H_T„ = H^ - (1 -

¹IN "f * V - "A

'C

darin sind:

H_1n die Enthalpie am Kerneinlaß in cal/g,

H. die Enthalpie des gesättigten Kühlwassers in cal/g,

emu ^^er der Turbine zügeführte Dampfstrom in t/h, W_c der Kühlwasserstrom im Kern in t/h,

H. die Enthalpie des Speisewassers, das heißt des dem Reaktordruckbehälter zugeführten Kühlwassers in cal/g.

Angesichts des Wärmegleichgewichts des Siedewasserreaktors müßte Gleichung (1) streng genommen das Dampf-Mitleitungsverhältnls *, die vom Regelstabantrieb zugeführte Wärmemenge, die im Reinigungssystem verlorene Wärmemenge, die von der Rezirkulationspumpe zugeführte Wärmemenge und die über die Wand des Reaktor-Druckbehälters entweichende Wärmemenge enthalten. Diese Werte sind jedoch vernachlässigbar klein. Die Enthalpie des gesättigten Kühl—

* Verhältnis der dem Dampf separator entnommenen Wassermenge zur zugeführten Naßdanpfmenge

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wassers {Im folgenden kurz als gesättigtes Wasser bezeichnet) hängt ab vom Baubendruck des Reaktor-Druckbehälters, der Dampfstrom von der Reaktorleistung. Der Kühlwasserstrom im Kern kann zur Änderung der Reaktorleistung von Hand geändert werden. Zur Regelung der Enthalpie am Kerneinlaß wird daher die Speisewasserenthalpie geregelt. Diese ergibt sich aus folgender Gleichung:

^Hfw

"STM

Als Kühlwasserstrom im Kern und Dampfstrom können Messungen im Siedewasserreaktor-Kraftwerk herangezogen werden. Die Enthalpie des gesättigten Wassers wird durch Messung des Haubendruckes des Reaktor-Druckbehälters und aus der Dampftafel bestimmt. Wenn die Enthalpie für den Kerneinlaß unter Anwendung von Gleichung (2) eingestellt wird, können die richtigen Größen für die Enthalpie des Speisewassers in einer gegebenen Reaktor-Betriebsart bestimmt werden.

Das Kühlwasser und der Dämpf, die den Reaktor-Druckbehälter verlassen, werden als Speisewasser dem Druckbehälter des Reaktors zugeführt. Der Kondensor kondensiert den Dampf aus der Turbine, so daß der Auslaßdruck der Turbine vermindert und der thermische Wirkungsgrad der Turbine verbessert wird. Die Temperatur des kondensierten Wassers am Kondensorauslaß ist fast gleich der des Wassers zur Dampfkühlung. Daher kann die Enthalpie des Speise-Wassers (kondensiertes Wasser), das dem Reaktor-Druckbehälter von Kondensor zugeführt wird, nicht durch Regelung des Speisewasserstroms des Speisewässererhitzers geregelt werden. Vielmehr kann die Enthalpie des Speisewassers leicht durch den Strom des von der Turbine abgeleiteten und dem Speisewassererhitzer zugeführten Dampfes geregelt werden, wodurch die zwischen der

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-TS-

Dampfseite und der Speisewasserseite des Speisewassererhitzers ausgetauschte Wärmemenge eingestellt wird. Die Enthalpie des Speisewassers kann nicht direkt gemessen werden. Da das Speisewasser unter hohem Druck stehendes unterkühltes Kasser ist, dessen spezifische Wärme etwa 1,0 beträgt, kann jedoch die Enthalpie des Speisewassers durch Regelung der Temperatur des Speisewassers geregelt werden, die direkt meßbar ist.

Die Erfindung basiert auf den vorstehend erläuterten Erkenntnissen.

Ein Ausführungsbeispiel der Erfindung wird anhand Fig. 8 erläutert, die schematisch eine Regelanordnung für Siedewasserreaktoren zeigt. Der Reaktorkern 1 befindet sich in einem Reaktor-Druckbehälter 2. Innerhalb des Reaktor-Druckbehälters 2 sind mehrere Strahlpumpen 3 rings um den Kern 1 angeordnet. Das eine Ende einer Rezirkulationsleitung . 4 ist mit dem Reaktor-Druckbehälter 2 verbunden, während das andere Ende über den Reaktor-Druckbehälter 2 der Saugöffnung der Strahlpumpen 3 gegenüberliegend angeordnet ist. Im Rezirkulationsrohr 4 befindet sich die Rezirkulatlonspumpe 5. Druckbehälter 2 und Turbine 7 sind Über ein Hauptdampfrohr 6 miteinander verbunden. Ein Kondensor 8 ist mit der Dampfauslaßöffnung der Turbine 7 verbunden. Ein mit dem Kondesor 8 verbundenes Speisewasserrohr 12 ist über eine Entsalzungsanlage 9, einen Speisewassererhitzer 10 und eine Speisewasserpumpe 11 an einen im Reaktor-Druckbehälter 2 angeordneten Speisewassersprinkler 13 angeschlossen. Ein mit der Turbine 7 verbundenes Abzapfrohr 38 ist über ein Durchsatz-Einstellventil 39 mit dem Speisewassererhitzer 10 verbunden. Eine Auslaßleitung 40 verbindet den Speisewassererhitzer 10 mit dem Kondensor 8. Weiter ist eine Speisewasser-Temperaturregeleinrichtung 14 vorgesehen, deren Aufbau in Fig. 9 im einzelnen gezeigt ist. Die Speisewasser-Temperaturregeleinrichtung 14 enthält einen ersten Funktionsgenerator 15, einen Operator 16, eine Heizeinrichtung 17 und einen zweiten Funktionsgenerator 18.

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Wenn die ReZirkulationspumpe 5 angetrieben wird, fließt das Kühlwasser im Reaktordruckbehälter 2 über das Rezirkulationsrohr 4 und wird in die Saugöffnung der Strahlpumpe 3 eingespritzt. Das Kühlwasser erreicht über die Strahlpumpen 3 eine Stelle unterhalb des Reaktorkerns 1 und strömt in denselben hinein. Während sich das Kühlwasser durch den Reaktorkern 1 nach oben bewegt, kühlt es die Brennstäbe in der im Kern 1 vorgesehenen Brennstoffanordnung und wird in Dampf verwandelt. Der Dampf strömt durch einen nicht gezeigten Dampfseparator und einen ebenfalls nicht gezeigten Trockner sowie über das Hauptdampfrohr 6 in die Turbine 7. Der aus der Turbine 7 abgeführte Dampf wird durch den Kondensor 8 kondensiert. Das durch die Kondensation verflüssigte Kühlwasser wird über die Speisewasserleitung 12 in dieser Reihenfolge durch die Entsalzungsanlage 9, den Speisewassererhitzer 10 und die Speisewasserpumpe 11 geleitet und aus dem Speisewassersprinkler 13 in den Reaktor-Druckbehälter 2 geleitet. Der von der Turbine 7 abgezapfte oder abgezweigte Dampf wird über das Abzapfrohr 38 dem Speisewassererhitzer 10 zugeleitet. Das aus der Speisewasserleitung 12 in den Speisewasserkühler 10 strömende Wasser (Speisewasser) wird durch den abgezweigten Dampf erhitzt. Nach der Erhitzung des Speisewassers wird der Dampf in Wasser umgewandelt und über die Ablaßleitung 40 dem Kondensor 8 zugeführt.

Im folgenden wird die erfindungsgemäße Regelung des Siedewasserreaktors unter Ausnutzung der Speisewassertemperaturregeleinrichtung 14 erläutert. Beim Start des Reaktors wird die Rezirkulationspumpe 5 angetrieben und, wie erwähnt, das Kühlwasser dem Kern 1 zugeführt. Der Kühlwasserstrom im Kern 1 wird auf 20 % eingestellt. Die Regelstäbe werden nun aus dem Kern 1 rückgezogen, so daß sich die Reaktorleistung erhöht. Die Erläuterung erfolgt an einem Beispiel, in dem die Reaktorleistung 49,1 % und der Strom im Kern 1 40 % beträgt. Der Haubendruck P_n im Reaktor-Druckbehälter 2 wird durch ein Druckmeßgerät

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gemessen. Das von Druckmeßgerät 24 erzeugte Signal wird dem Funktionsgenerator 15 zugeführt und dort in die Enthalpie H, des gesättigten Wassers umgewandelt. Bei der Umwandlung des Haubendruckes P- in die Enthalpie H, des gesättigten Wassers kann die Dampftafel benutzt werden. Liegt der Haubendruck P_ im Bereich zwischen 60 und 75 kg/cm*, so haben Haubendruck P_n und Enthalpie H- des gesättigten Wassers die folgende Beziehung:

H_f = 294,8 + 1,244 <P_R - 65) (3)

Bei diesem Ausführungsbeispiel wird der Haubendruck P durch

IC

den Funktionsgenerator 15 auf der Basis der Gleichung (3) in die Enthalpie H, des gesättigten Wassers umgewandelt. Die Enthalpie H_f des gesättigten Wassers wird dem Operator 16 zugeführt. Der Kühlwasserstrom Wq in den Reaktorkern 1 wird aus dem vom StrömungsmeBgerät 25 gemessenen Durchsatz W. des Kühlwassers gemessen; das Strömungsmeßgerät 25 ist auf den Strahlpumpen 3 befestigt. Sind η (η^β Ί, 2, ...) Strahlpumpen 3 vorgesehen, so wird der Kühlwasserstrom W_c zu nW, bestimmt. Das dem Kühlwasserdurchsatz W* entsprechende Signal wird einer Multiplizierstufe 26 zugeführt, die ihn in den Kühlwasserdurchsatz W_c (= nW.j) umwandelt. Das dem Kühlwasserdurchsatz W_c entsprechende Signal wird dem Operator 16 zugeführt. Der der Turbine 7 zugeführte Dampfstrom W_S__M wird durch ein Strömungsmeßgerät 32, das auf der Hauptdampfleitung 6 befestigt ist, gemessen und dem Operator 16 zugeführt. Die Enthalpie H_1n am Kerneinlaß, die durch die Einstelleinrichtung 19 vorbestimmt wird, wird ebenfalls dem Operator 16 zugeführt. Die vorbestimmte Enthalpie H_1n am Kerneinlaß ist stets konstant. Der Operator 16 bestimmt die Speisewasserenthalpie H- auf der Basis der Gleichung (2) unter Ausnutzung der Werte der Enthalpie H_f des gesättigten Wassers, des

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Kühlwasserstroms W_, des DampfStroms W₀ und der Enthalpie

C bin

H-J. am Kerneinlaß. Diese Operation wird anhand Fig. 10 näher erläutert.

Die Teilerstufe 20 erzeugt aus den ihr zugeführten Signalen ^WSTM ^¹*^{3 W}C ^{das Verhältnis W}c/^WSTM' ^{das einer} Multiplizierstufe 21 zugeführt wird, die ihrerseits das Produkt H_f*^^W _C/ aus dem ihr zusätzlich zugeführten Signal H_f erzeugt. Das Ausgangssignal der Multiplizierstufe 21 und das Signal H- werden der Addierstufe 23 zugeführt,die das Signal H_f (1 - W_C/W_STM) erzeugt. Das Ausgangssignal der Addierstufe 23 wird der Addierstufe 27 zugeführt. Der Multiplizierstufe 24 wird das Signal H_.„ und das Aus gangs signal W_/W-._m„ der Teilstufe 20 zugeführt, die das Produkt H_T„ (W_/W_en,_M) erzeugt. Dieses Ausgangssignal

J.N l» Olli

wird der Addierstufe 27 zugeführt, die das Signal H^ - H_f (1 - V₀M_57n) + H_1n (W_c/^w _stm) erzeugt. Bei diesem Ausführungsbeispiel ist die durch die Einstelleinrichtung 19 am Kerneinlaß vorgegebene Enthalpie H = 293 cal/g. Das Ausgangssignal H_fw der Addierstufe 27 ist somit H_f {1 -^W _C/^W _STM) + ²⁹³"^ Das Signal H- wird der Addierstufe 17 zugeführt (Fig. 9), die ferner mit der vom Thermometer 35 gemessenen Speisewassertemperatur T. gespeist wird. Wie erwähnt, ist das Speisewasser unter hohem Druck stehendes unterkühltes Wasser mit einer spezifischen Wärme von fast 1,0. Der Wert der Enthalpie des Speisewassers kann daher als im wesentlichen ebenso groß wie der für die Speise temperatur T, angenommen werden, obwohl eine gewisse Abweichung von der tatsächlichen Enthalpie besteht. Mit anderen Worten, ist die Speisewassertemperatur gleich 200° C, so beträgt die Speisewasserenthalpie etwa 200 cal/g. Der genaue Wert der Speisewasserenthalpie läßt sich erhalten, wenn man die Enthalpie des Speisewassers entsprechend der Speisewassertemperatur anhand der Dampftabelle bestimmt. Das Thermometer 35 kann jedoch als eine Art Detektoreinrichtung für die Speisewasserenthalpie

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betrachtet werden. Die Addierstufe 17 erzeugt ein Signal ΔΗ- (= H_f - T_f ), das dem Funktionsgenerator 18 zugeführt wird. Dieser erzeugt seinerseits ein ΔΗ, entsprechendes Ausgangssignal V. Der Funktionsgenerator 18 erzeugt ein Signal zum öffnen des Durchsatz-Einstellventils 39, wenn ΔΗ-

fw

positiv ist und ein Signal zum Schließen des Einstellventils 39, wenn ΔΗ.. negativ ist. Das Ausgangssignal V des Funktionsgenerators 18 wird durch einen Verstärker 28 verstärkt und so auf eine Spannung erhöht, die ausreicht, den Motor 29 zur Betätigung des Durchsatz-Einstellventils 39 zu starten. Das Ausgangssignal des Verstärkers 28 speist den Motor 27, so daß das Durchsatz-Einstellventil 39 betätigt wird. Ist AH_fw beispielsweise positiv, so wird der Motor 29 durch das Ausgangssignal des Verstärkers 28 so angetrieben, daß das Einstellventil 39 geöffnet wird. Demzufolge wird die dem Speisewassererhitzer 10 über das Abzapfrohr 38 zugeführte Dampfmenge und damit die Temperatur des vom Speisewassererhitzer 10 erhitzten Speisewassers erhöht, so daß die Enthalpie des Speisewassers ansteigt. Ist AH_f negativ, so wird die öffnungsweite des Durchsatz-Einstellventils 39 und damit die dem Speisewassererhitzer zugeführte Dampfmenge verringert. Damit nehmen die Temperatur und die Enthalpie des Speisewassers ab. Durch Änderung des Durchsatzes an abgezweigtem Dampf wird die dem Speisewasser durch den Dampf zugeführte Wärmemenge eingestellt. Mit abnehmender abgezweigter Dampfmenge wird auch die dem Speisewasser durch den dem Speisewassererhizter 10 zugeführten Dampf zugeführte Wärmemenge verringert. Auf diese Weise wird die Enthalpie des Speisewassers eingestellt, so daß am Kerneinlaß eine Enthalpie H 'von etwa 293 cal/g erreicht wird. Die Dampfblasenverteilung im Reaktorkern 1 bei einer Reaktorleistung von 49,1 % ist in Fig. 7 durch die Kennlinie X gezeigt, während die Leistungsverteilung des Kerns 1 durch die Kennlinie VIII in Fig. 6 wiedergegeben ist.

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Bei dieser Ausführungsform kann die Leistungsverteilung auch bei Teilleistung, beispielsweise beim Reaktorstart, abgeflacht werden, wodurch die lineare spezifische Wärmeleistung stark auf ewta 0,19 kW/cm verringert wird. Dies ermöglicht eine beträchtliche Erhöhung der Leistungsanstiegsgeschwindigkeit durch Rückziehen der Regelstäbe. Somit kann die Anzahl der Zyklen vermindert werden, die je die Schritte Erhöhen der Leistung durch Erhöhung des Kühlwasserstroms, Verringern der Leistung durch Verringern des Kühlwasserstroms und Erhöhen der Leistung auf Punkt A₂ durch Rückziehen der Regelstäbe umfassen (Fig. 1). Dies verkürzt unter Schonung der Brennstäbe die zum Start der Reaktors notwendige Zeit. Gleichzeitig wird der Vorgang des Rückziehens der Regelstäbe vereinfacht. Fig. 11 zeigt die zeitliche Änderung des Kühlwasserstroms im Kern 1 und in der Reaktorleistung beim Start nach der Erfindung (mit einer Enthalpie am Kerneinlaß von 293 cäl/g) verglichen mit herkömmlichen Verfahren. Auf der Abszisse ist (in Tagen) die seit dem Start des Reaktors vergangene Zeit aufgetragen, während auf der Ordinate die Reaktorleistung (rechts) und der Kühlwasserstrom (links), jeweils in % aufgetragen sind. Die Kennlinien K und L zeigen die Reaktorleistung bzw. den Kühlwasserstrom im Kern bei Anwendung des erfindungsgemäßen Verfahrens, während die Kennlinien M und N Reaktorleistung bzw. Kühlwasserstrom im Reaktorkern nach den herkömmlichen Verfahren zeigen. Bei dieser Ausführungsform ist die lineare spezifische Wärmeleistung bei Teilleistung, wie erwähnt, vermindert, so daß die zum Rückziehen der Regelstäbe erforderliche Zeit verglichen mit den bei herkömmlichen Verfahren notwendigen Zeiten vernachlässigbar klein ist. Da bei der betrachteten Ausführungsform ferner die Leistungsverteilung für jeden Betriebszustand konstant ist, kann die spezifische Wärmeleistung durch die Erhöhung des-Kühlwasserstroms im Kern so stark erhöht werden, daß bis zum Erreichen der Nennleistung

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nur 2,25 Tage vergehen. Bei herkömmlichen Verfahren sind allein 1,25 Tage zur Leistungserhöhung durch Rückziehen der Regelstäbe und 3,92 Tage zur Leistungserhöhung durch Erhöhung des KühlwasserStroms im Kern notwendig, so daß bis zum Erreichen der Nennleistung 5,17 Tage vergehen. Bei dem vorliegenden Ausführungsbeispiel wird die Nennleistung also innerhalb der Hälfte der beim herkömmlichen Verfahren notwendigen Zeit erreicht, was in starkem MaBe zu einer verbesserten Ausnutzung von Siedewasserreaktor-Kraftwerken führt.

Ferner wird durch Anwendung des erfindungsgemäßen Regelverfahrens die Leistungsverteilung unter verschiedenen Arbeitsbedingungen und damit die Verteilung der Xenon-Konzentration abgeflacht. Dies wiederum trägt zu einem sicheren Betrieb durch Schonung der Brennstäbe auch bei Leistungsänderungen bei, beispielsweise bei der Lastnachregelung. Da ferner der Anstieg des mittleren Dampfblasenanteils im Reaktorkern bei geringem Kühlwasserstrom hoch ist, nimmt die Reaktorleistung ab, so daß im Vergleich mit herkömmlichen Verfahren der zulässige Leistungs-Xnderungsbereich und damit die Anpassungsfähigkeit der Leistungsregelung erweitert werden kann. Die Funktion des Speisewassertemperaturreglers 14 kann auch durch einen Rechner übernommen werden. Die öffnung des Durchsatz-Einstellventils 39 kann entsprechend dem Wert von H_f geregelt werden, ohne den Fehler zwischen H_f und T_f durch den Addierer 17 zu erhalten.

Im folgenden wird das Wärmegleichgewicht des Speisewassererhitzers 10 erläutert. Fig. 12 zeigt schematisch die den Speisewassererhitzer 10 umgebende Anordnung. Der von Turbine 7 abgezapfte Dampf wird über das Anzapfrohr 38 dem Speisewassererhitzer 10 zugeführt. Das Wärmegleichgewicht des Speisewassererhitzers 10 ergibt sich aus folgender Gleichungj

^Gx ⁽ⁱx - V * ^Gw

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Darin sind:

G die Enthalpie (cal/g) des abgezapften Dampfes, i— die Enthalpie (cal/g) des Abwassers, G der Speisewasserstrora (t/h),

I₁ die Enthalpie (cal/g) des Speisewassers am Einlaß des Speisewassererhitzers und

i_ die Enthalpie (cal/g) des Speisewassers am Auslaß des Speisewassererhitzers .

In Gleichung (4) stellt die rechte Seite die auf der Dampfseite und die linke Seite die auf der Speisewasserseite des Speisewassererhitzers 10 ausgetauschte Wärmemenge dar. Wird diese Gleichung nach der Enthalpie i_ des Speisewassers am Auslaß des Speisewassererhitzers 10 aufgelöst, so ergibt sich:

i₂ - I₁ + -~- ( i„ - in 1 (5)

Danach steigt die Enthalpie i_ des Speisewassers am Auslaß des Speisewai

Dampfes.

Speisewassererhitzers 10 mit steigender Menge G des abgezapften

Da der Speisewassererhitzer 10 des Siedewasserreaktors nicht mit einem Oberhitzungsabschnitt versehen ist, kann die Enthalpie 1- des Speisewassers am Auslaß des Speisewassererhitzers 10 die Sättigungsenthalpie i für den Druck P im Speisewassererhitzer 10 nicht überschreiten. Berücksichtigt man daher den Druckabfall im Anzapfrohr 38, so ergibt sich für den Druck P im Speisewassererhitzer 10:

P_y = 0,92 P_x (6)

Darin ist P der Turbinenanzapfdruck. Dieser Turbinen-Anzapfdruck

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nimmt mit den Turbinenstufen in der Turbine 7 ab. Arbeitet der Reaktor mit einer Leistung von beispielsweise 50 %, so beträgt der Turbinenanzapfdruck etwa 30 kg/cm²· a, wenn an der ersten Stufe der Hochdruckturbine angezapft wird, und
etwa 16 kg/cm^a· a, wenn an der vierten Stufe angezapft wird. Arbeitet der Reaktor mit Nennleistung, so beträgt der Turbinen-Anzapfdruck an der ersten Stufe der Hochdruckturbine etwa 52 kg/cm² · a und 26 kg/cm² · a an der vierten Stufe der Turbine. Die Enthalpie des gesättigten Dampfes bei ververschiedenen Anzapfdrücken ergibt sich aus der folgenden
Tabelle 2:

TABELLE

Druck (kg/cm² a )	Enthalpie des gesättigten Dampfes (kcal/kg)
16	204
26	231
30	24o
52	274

Wird unter diesen Bedingungen die Speisewasserenthalpie derart geregelt, daß die Enthalpie am Einlaß des Reaktorkerns bei Teilleistung ebenso hoch wird wie bei Nennleistung, so wird für eine Reaktorleistung von 50 % eine Speisewasserenthalpie von etwa 230 kcal/kg und bei einer Reaktorleistung von

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100 % von etwa 220 kcal/kg erreicht. Soll daher die Speisewasserenthalpie von etwa 230 kcal/kg bei Teilleistung erreicht werden, so muß unter Berücksichtigung des Druckabfalls auf der Anzapfleitung 38 der Anzapfdruck mehr als 30 kg/cm² *a erreichen, oder, mit anderen Worten, es muß von der ersten Stufe der Hochdruckturbine angezapft werden. Mit steigender Leistung nimmt jedoch der Anzapfdruck an der ersten Stufe zu und erreicht, wie erwähnt, bei Nennleistung etwa 52 kg/cm²-a. Wird daher von der ersten Stufe abgezweigt, so unterscheiden sich die Enthalpie des gesättigten Dampfes im Speisewassererhitzer 10 und die Speisewasserenthalpie bei einer Reaktorleistung von 50 % nur geringfügig, während bei einer Reaktorleistung von 100 % die Enthalpie des gesättigten Dampfes im Speisewassererhitzer 10 um etwa 55 kcal/kg höher ist als die Speisewasserenthalpie. Mit anderen Worten, wenn im vorausgehenden Ausführungsbeispiel die Speisewassertemperatur (Speisewasserenthalpie) nur durch die Abzapfung des Dampfes geregelt wird, steigt die Temperaturdifferenz in der Anzapfleitung 38 mit steigender Reaktorleistung, so daß die Temperatur auf der Dampfseite die Temperatur auf der Speisewasserseite um etwa 50° C übersteigt. Dies führt zu einer starken Differenz der axialen Temperaturverteilung im Speisewassererhitzer 10, so daß das Wärmeübertragungsrohr des Speisewassererhitzers 10, in dem das Speisewasser fließt, thermischen Spannungen ausgesetzt wird.

Eine Ausführungsform der Erfindung, die die vorstehend beschriebene Schwierigkeit vermeidet,wird anhand der Figuren 13 bis 15 erläutert. Darin sind gleiche oder ähnliche Elemente mit den gleichen Bezugszeichen bezeichnet wie beim vorstehend beschriebenen Ausführungsbeispiel. Es wird nur auf die sich vom vorstehenden Ausführungsbeispiel unterscheidenden Bauelemente eingegangen. Die Turbine hat einen sechsstufigen Schaufelaufbau. Das Turbinengehäuse mit der ersten, zweiten, dritten und vierten

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Stufe (von der Zuströmseite) ist mit Anzapfrohren 29, 30» 31 und 33 verbunden, in denen Anzapf ventile 34, 36, 37 bzw. 40 vorgesehen sind. Diese werden von Motoren 41, 42/ 43 bzw. 44 gesteuert. Die Anzapf rohre 29, 30, 31 und 33 sind mit einem zum Speisewassererhitzer 10 führenden Rohr 45 verbunden. Die Speisewasser-Temperaturregeleinrichtung 46 enthält einen Funktionsgenerator 15, einen Operator 16, eine Addierstufe 17 und einen Ventilregler 47 (Fig. 14). Wie im vorausgehenden Ausführungsbeispiel werden die Enthalpie H- des gesättigen Wassers, der Kühlwasserstrom W_c ,· der Dampf strom ^W _STM und die vorbestimmte Enthalpie H_1n am Kerneinlaß dem Operator 16 zugeführt, der das Signal H- erzeugt. Die Addierstufe 17 erzeugt das Signal ΔΗ- (= H- - T- ) aus den ihr zugeführten Werten für die Speisewassertemperatur T- , die vom Thermometer 35 gemessen wird, und von H- . Die Signale H- und ΔΗ- werden dem Ventilregler 47 zugeführt.

Komparatoren 49, 50, 51 und 52 (Fig. 15) im Ventilregler 47 erzeugen auf eine positive Spannung oder eine Spannung mit dem Wert Null ein Ausgangssignal. Die Vorspannungen a.., a₂, a_ und a- folgen untereinander der Beziehung a₁> a, > a. > a. . Das Ausgangssignal H- des Operators 16 und das Ausgangssignal

ΔΗ- der Addierstufe 17 werden der Addierstufe 48 im Ventilzw

regler 47 zugeführt. Diese erzeugt ein Enthalpiesignal E Ist E Z a_1# so erzeugen die Komparatoren 49, 50, 51 und 52 Ausgangssignale, obwohl das Relais A betätigt ist und die Ruhekontakte A. geöffnet sind/ so daß die Relais B, C und D nicht betätigt werden können. Demzufolge wird der an das Relais A angeschlossene Motor 41 gespeist und das Anzapfventil 34 geöffnet. Die Anzapfventile 42, 43 und 44 bleiben geschlossen. Der von der ersten Stufe der Turbine 7 abgezweigte Dampf wird über die Abzweigleitung 29 dem Speisewassererhitzer 10 zugeführt,

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wodurch das Speisewasser erhitzt wird. Ist die Reaktorleistung bein Start des Siedewasserreaktor-Kraftwerks gering, so ist der Wert von T- gering und der Wert von ΔΗ, hoch, wodurch sich ein hoher Wert von E ergibt. Demzufolge ist E größer als a₁, so daß, wie erwähnt, das Anzapfventil 42 öffnet. Mit steigender Reaktorleistung steigt die Enthalpie des gesättigten Dampfes, so daß die Temperatur des durch den Speisewassererhitzer 10 erhitzten Speisewassers ansteigt. Der Wert

ΔΗ, und damit der Wert von E werden nun vermindert. Ist fw η

a₁ > E Z a₂ , so erzeugt der Komparator 49 kein Ausgangssignal und das Relais A zieht nicht an, obwohl jeder der Komparatoren 50, 51 und 52 ein Ausgangssignal erzeugt. Auf das Ausgangssignal des Komparators 50 zieht das Relais B an, so daß der Ruhekontakt B. öffnet. Die Relais C und D werden nicht betätigt. Durch Betätigung des Relais B wird der Motor 42 gespeist und damit das Anzapfventil 36 geöffnet. Die Anzapfventile 34, 37 und 40 bleiben geschlossen. Der von der zweiten Stufe der Turbine 7 abgezweigte Dampf wird über das Anzapfrohr 31 dem Speisewassererhitzer 10 zugeführt. Mit weiter steigender Reaktorleistung nimmt der Wert ß weiter ab. Bei

a. > E_ 2 a. erzeugen weder die Komparatoren 49 oder 50 ein Ausgangssignal noch werden die Relais A und B betätigt. Obwohl die Komparatoren 51 und 52 Ausgangssignale erzeugen, öffnet durch Betätigung des Relais C der Ruhekontakt C. . Das Relais D wird somit nicht betätigt. Durch Betätigung des Relais C wird der Motor 43 gespeist und damit das Anzapfventil 37 geöffnet, während die Anzapfventile 34, 36 und 40 geschlossen bleiben. Der von der dritten Stufe der Turbine 7 abgezweigte Dampf wird über das Anzapfrohr 31 dem Speisewassererhitzer 10 zugeführt. Erreicht die Reaktorleistung den Nennwert (100 %), so erreicht der Wert von E sein Minimum. Ist

dagegen a.> > E £ a., so erzeugen die Komparatoren 49, 50 und

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51 kein Ausgangssignal, so daß die Relais A, B und C nicht erregt werden. Nur der Komparator 52 erzeugt ein Ausgangssignal, so daß das Relais D betätigt wird. Hierdurch wird der Motor 44 gespeist und das Anzapfventil 40 geöffnet, während die Anzapfventile 34, 36 und 37 geschlossen bleiben. Der von der vierten Stuf e der Turbine 7 abgezweigte Dampf wird über das Anzapfrohr 33 dem Speisewassererhitzer 10 zugeführt. Die Stellung der Dampfanzapfung wird von der ersten bis zur vierten Stufe der Turbine 7 entsprechend der Reaktorleistung geändert, wodurch die Temperatur des entsprechend der Reaktorleistung abgezweigten Dampfes vermindert wird. Auf diese Weise wird die dem Speisewasser durch den zugeführten Dampf zugeführte Wärmemenge mit höher werdender Reaktorleistung vermindert.

Bei dieser Ausführungsform wird ebenso wie bei der vorhergehenden die Enthalpie am Kerneinlaß bei Teilleistung erhöht und damit die Leistungsverteilung im Kern abgeflacht. Somit wird die bis zum Erreichen der Nennleistung beim Start des Reaktors notwendige Zeit stark verkürzt. Darüber hinaus werden folgende Vorlteile erzielt:

Erfindungsgemäß werden die Abzweigrohre sequentiell entsprechend der Änderung der Reaktorleistung umgeschaltet, wodurch der Dampf von der Turbine 17 abgezweigt wird. Daher wird die Differenz zwischen den Temperaturen an der Dampfseite und an der Speisewasserseite des Speisewassererhitzers 10 gegenüber der Änderung der ReaktorIeistung stets klein gehalten, wodurch die thermischen Beanspruchungen des Wärmeübertragungsrohrs des Speisewassererhitzers 10 vermindert werden. Auch wird dadurch, daß der Dampf von den späteren Stufen der Turbine, das heißt bei Nennleistung des Reaktors von der vierten Turbinenstufe abgezweigt wird, eine Verminderung des Turbinenwirkungsgrades bei

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Nennleistung verhindert. Übrigens kann die Funktion der Speisewassertemperatur-Regeleinrichtung 46 von einem Rechner übernommen werden.

Durch die Erfindung wird die zur Erhöhung der Leistung des Siedewasserreaktor-Kraftwerks auf einen vorbestimmten Maximalwert erforderliche Zeit vermindert, wodurch sich die Ausnutzung des Siedewasserreaktors verbessert.

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L e e r s e i t e

Claims

PATENTANWÄLTE SCHIFF ν. FÜNER STREHL SCHÜBEL-HOPF ZBDING -IAUS FINCK MARIAHILFPLATZ 2 & 3, MÖNCHEN ΘΟ POSTADRESSE: POSTFACH 95 O1 6O, D-8OOO MÖNCHEN OB y> Q Λ ^ 0 Ί ALSO PROFESSIONAL REPRESENTATIVES BEFORE THE EUROPEAN PATENT OFFICE • KARL LUDWIG SCHIFF (1004-1078) DIPL. CHEM. OR. ALEXANDER V. FÜNER OIPL. INO. PETER STREHL DIPL. CHEM. DR. URSULA SCHÜBEL-HOPF DIPL. INS. DIETER EBBiMQHAUS OR. INQ. DIETER FINCK TELEFON (OSS) 4B9OB« TELEX 8-93ΒβΒ AURO D TELEQRAMME auromarcpat München HITACHI, LTD. DEA-14507 17. Oktober 1979 ANORDNUNG UND VERFAHREN ZUR REGELUNG VON SIEDEWASSERREAKTOREN Patentansprüche

1. Anordnung zur Regelung von Siedewasserreaktoren, gekennzeichnet durch einen ersten Detektor (24) zur Erfassung des Druckes im Reaktorbehälter (2), durch einen zweiten Detektor (25) zur Erfassung des Kühlwasserstroms im Kern (1) im Reaktorbehälter, durch einen dritten Detektor (32) zur Erfassung des der Turbine (7) vom Reaktorbehälter (2) zugeführten DampfStroms, durch eine Einrichtung (19) zur Einstellung der Enthalpie des Kühlwassers am Kerneinlaß, durch Einrichtungen (39; 34, 36, 37, 40) zur Einstellung der Enthalpie des dem Reaktorbehälter zugeführten Speisewassers, und durch eine Einrichtung (14, 46) zur Regelung der Speisewasserenthalpie-Einstelleinrichtung auf der Basis des Druckes, des Kühlwasserstroms und des Dampf-

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Stroms, die durch den ersten, zweiten bzw. dritten Detektor erfaßt werden, und der von der Einstelleinrichtung eingestellten Kühlwasserenthalpie.

2. Anordnung nach Anspruch 1, gekennzeichnet durch Einrichtungen (15) zur Umwandlung des Druckes in die Enthalpie des gesättigten Wassers, wobei die Speisewasserenthalpie auf der Basis der Enthalpie des gesättigten Wassers, des Kühlwasserstroms und des Dampfstroms, die vom ersten, zweiten bzw. dritten Detektor (24, 25, 32) erfaßt werden, und der von der Einstelleinrichtung (19) eingestellten Enthalpie des Kühlwassers eingestellt wird, wobei die Enthalpie des gesättigten Wassers von der Umwandlungseinrichtung (15) erhalten wird.

3. Anordnung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Einrichtung zur Einstellung der Speisewasserenthalpie eine Einrichtung (15) zur Einstellung der dem Speisewassser von dem von der Turbine (7) abgezweigten Dampf zugeführten Wärmemenge enthält, wobei die Wärmemengen-Einstelleinrichtung auf der Basis des Druckes, des Kühlwasserstroms, des Dampfstroms und der Kühlwasserenthalpie geregelt wird.

4. Anordnung nach Anspruch 3, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (15) zur Umwandlung des Druckes in die Enthalpie des gesättigten Wassers, wobei die Wärmemengen-Einstelleinrichtung auf der Basis des Kühlwasserstroms, des Dampfstroms, der Kühlwasserenthalpie und der Enthalpie des gesättigten Wassers geregelt wird, die von der Umwandlungseinrichtung erhalten wird, wobei der Druck dem vom ersten Detektor (24) erfaßten Druck entspricht.

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5. Anordnung nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Wärmemengen-Einstelleinrichtung eine Einrichtung (39) zur Einstellung des Stroms des abgezweigten und dem Wärmetauscher (10) zur Erhitzung des Speisewassers zugeführten Dampfes enthält, und daß eine Einrichtung (14) zur Regelung der DampfStromeinstelleinrichtung auf der Basis des Druckes, des Kühlwasserstroms, des DampfStroms und der Kühlwasserenthalpie vorgesehen ist.

6. Anordnung nach Anspruch 5, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (15) zur Umwandlung des Druckes in die Enthalpie des gesättigten Wassers, und durch eine Einrichtung (14) zur Regelung der Dampfstrom-Einstelleinrichtung auf der Basis der Enthalpie des gesättigten Wassers entsprechend dem vom ersten Detektor (14) erfaßten Druck, wobei die Enthalpie von der Umwandlungseinrichtung erhalten wird.

7. Anordnung nach Anspruch 6, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (16) zur Bestimmung eines Zielwertes der Speisewasserenthalpie auf der Basis des Kühlwasserstroms, des DampfStroms, der Kühlwasserenthalpie und der Enthalpie des gesättigten Wassers, wobei die Wärmemengen-Einstelleinrichtung auf der Basis der Speisewasserenthalpie geregelt wird.

8. Anordnung nach Anspruch 7, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (17) zur Messung der Speisewasserenthalpie zur Bestimmung eines Fehlers zwischen dem Zielwert der Speisewasserenthalpie und der Messung der Speisewasserenthalpie, und durch eine Einrichtung (18) zur Regelung

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der Dampfstrom-Einstelleinrichtung nach dem Fehler.

9. Anordnung nach einem der Ansprüche 5 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß der Dampfstrom durch die Dampfstrom-Einstelleinrichtung (14) entsprechend der Erhöhung der Reaktorleistung von einem niedrigen Pegel zu einem vorbestimmten Maximalpegel vermindert wird.

10. Anordnung nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Wärmemengen-Einstelleinrichtung die Stelle der Anzapfung des Dampfes von der Turbine (7) ändert, wobei die Speisewasserenthalpie gemessen wird, und daß die Anzapf stellen-Änderungseinrichtung durch eine Regeleinrichtung (46) auf der Basis des Druckes, des Kühlwasserstroms, der Kühlwasserenthalpie und der Speisewasserenthalpie geregelt wird.

11. Anordnung nach Anspruch 10, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (15) zur Umwandlung des Druckes in die Enthalpie des gesättigten Wassers, durch eine Einrichtung (16) zur Bestimmung des Ziel- oder Grenzwertes der Speisewasserenthalpie auf der Basis des Kühlwasserstroms, des DampfStroms, der Kühlwasserenthalpie und der Enthalpie des gesättigten Wassers, die von der Umwandlungseinrichtung erhalten wird und die dem vom ersten Detektor (24) erfaßten Druck entspricht, durch eine Einrichtung (17) zur Bestimmung des Fehlers zwischen dem Zielwert und der Messung der Speisewasserenthalpie, und durch eine Einrichtung (47) zur Regelung der Anzapfstellen-Änderungseinrichtung auf der Grundlage des Zielwertes und des Fehlers.

12. Anordnung nach Anspruch 10 oder 11, dadurch gekennzeichnet, daß die Dampfanzapfstelle vom Einlaßende in Richtung zum Auslaßende der Turbine (7) durch die Anzapf-

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stellen-Änderungseinrichtung entsprechend dem Anstieg der Reaktorleistung von einem niedrigen zu einem vorbestimmten maximalen Pegel geändert wird.

13. Anordnung zur Regelung von Siedewasserreaktoren/ mit einem Reaktorbehälter (2), einer von dem im Reaktorbehälter erzeugten Dampf gespeisten Turbine (7), Einrichtungen (11, 12) zur Zufuhr des Speisewassers zum Reaktorbehälter, und eine Einrichtung (10) zur Erhitzung des Speisewassers, gekennzeichnet durch Einrichtungen (39; 34, 36, 37, 40) zur Regelung der von der Speisewasser-Erhitzungseinrichtung dem Speisewasser zugeführten Wärmemenge, wobei die Wärmemengen-Regeleinrichtung (14, 46) die dem Speisewasser zugeführte Wärmemenge entsprechend der Steigerung der Reaktorleistung von einem niedrigen auf einen vorbestimmten maximalen Pegel vermindert.

14. Anordnung nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß die Speisewasser-Erhitzungseinrichtung ein vom Speisewasser gespeister Wärmetauscher (10) ist, und daß die Wärmemengen-Regeleinrichtung eine Einrichtung (39) zur Einstellung des von der Turbine (7) abgezweigten und dem Wärmetauscher zugeführten DampfStroms enthält, wobei die Dampfstrom-Einstelleinrichtung (14) den Dampfstrom entsprechend der Erhöhung der Reaktorleistung von einem niedrigen auf einen vorbestimmten maximalen Pegel vermindert.

15. Anordnung nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß die Speisewasser-Erhitzungseinrichtung aus einem vom Speisewasser gespeisten Wärmetauscher (10) besteht, daß die Wärmemengen-Regeleinrichtung (34, 36, 37, 40) die Abzweigungsstelle des von der Turbine (7) abgeleiteten Dampfes ändert, und daß die Einrichtung (46) zur Änderung der Dampf-

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abzweigungssteile diese vom Einlaßende der Turbine (7) in Richtung zum Auslaßende der Turbine entsprechend der Steigerung der Reaktorleistung von einem niedrigen zu einem vorbestimmten maximalen Pegel ändert.

16. Verfahren zur Regelung von Siedewasserreaktoren, dadurch gekennze ichnet, daß der Druck im Reaktor-Druckbehälter erfaßt wird, daß der Kühlwasserstrom im Reaktorkern innerhalb des Reaktor-Druckbehälters erfaßt wird, daß der vom Reaktor-Druckbehälter einem Turbinengenerator zugeführte Dampfstrom erfaßt wird, daß die Enthalpie des Kühlwassers am Kerneinlaß eingestellt wird, und daß die Enthalpie des dem Reaktor-Druckbehälter zuzuführende Speisewassers unter Berücksichtigung der erfaßten Werte des Behälterdrucks, des Kühlwasserstroms, des DampfStroms und der eingestellten Enthalpie des Kühlwassers eingestellt wird.

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