Triga Mark II Reaktörü Soğutma Sisteminin Ön Analİzİ. Pre-Analysıs Of Triga Mark II Reactor Cooling System

Transkript

1 KSU Mühendislik Bilimleri ergisi, 4(3),20 3 KSU. Journal of Engineering Sciences, 4(3),20 Triga Mark II eaktörü Soğutma Sisteminin Ön Analİzİ Orhan Erdal AKAY * Kahramanmaraş Sütçü İmam Üniversitesi, Makine Mühendisliği, Kahramanmaraş, Türkiye ÖZET: Bu çalışmada, reaktör soğutma sisteminin çalışması, iki zaman dilimine ayrılmıştır. İkinci soğutma devresinin çalıştırılması için gereken şartlar ortaya konmuştur. Soğutma sisteminin merkezi olan ısı değiştiricisinin toplam ısı geçiş katsayısı korelasyonlar kullanılarak teorik olarak hesaplanmıştır. Yapılan hesaplamalar ile elde edilen sonuçlar tasarım değerleriyle karşılaştırılmıştır. Anahtar Kelimeler: Triga Mark II, Soğutma Sistemi, Isı eğiştirici, Soğutma Kulesi re-analysıs Of Triga Mark II eactor Cooling System ABSTACT: In this study, work of the reactor cooling system is divided into two time zone. The second cooling circuit has been that the conditions required operating. Cooling system which is the center of the heat exchanger total heat transfer coefficient correlations were calculated using the theoretical. The design values were compared with results obtained by calculations.. Keywords: Triga Mark II, Cooling System, Heat Exchanger, Cooling Tower. GİİŞ TIGA Mark-II, Mart 979 tarihinde eğitim ve araştırma amacıyla İ.T.Ü. Enerji Enstitüsü bünyesinde kritik yapılmış, açık tank tipi, hafif su soğutuculu r reaktördür. TIGA; eğitim, araştırma, izotop üretme ile reaktörün yapımcı firması olan General Atomic in ingilizce yazılışlarının (Training-esearch-Isotope roduction-general Atomic) ilk harflerinin rleştirilmesinden meydana gelmiştir. MAK-II ise TIGA reaktör tipleri içinde, yer seviyesi üstünde inşa edilen ve kal sat olan r reaktör tipinin genel adıdır. eaktör sürekli çalışmada 250 ve darbeli çalışmada 200 MW güç üretmektedir. Normal çalışma koşullarında, reaktörün, tank suyu sıcaklığı üst limiti ~4 o C dir. Güvenlik sistemlerinin izin verdiği maksimum sıcaklık ise ~49 o C dir [3,4]. Ortalama tank suyu sıcaklığının verilen limit değeri geçmesi durumunda reaktörün tank suyu arıtma sistemindeki demineralizör reçinesi özelliklerini, yüksek sıcaklık nedeniyle hızla kaybetmekte ve sonunda tümüyle bozulalmektedir [4]. *Sorumlu Yazar: Orhan Erdal AKAY, akayorhan@ksu.edu.tr 2. MATEYAL ve METOT 2.. Materyal 2... eaktör soğutma devreleri eaktör kalni soğutmak için, prensip şeması Şekil de verilen boru-zarf tipi, çapraz akımlı r ısı değiştirici ile rrinden akış olarak ayrılmış ancak ısıl olarak temasta bulunan iki soğutma devresi kullanılmaktadır. Birinci soğutma devresi ısı eşanjörü, dolaşım pompası ve reaktör tankından, ikinci soğutma devresi ısı eşanjörü, dolaşım pompası ve soğutma kulesinden oluşmaktadır [3,4]..

2 KSU Mühendislik Bilimleri ergisi, 4(3),20 4 KSU. Journal of Engineering Sciences, 4(3),20 Şekil. eaktör rinci ve ikinci soğutma devreleri Isı değiştirici Temel tasarım özellikleri Tablo de verilen ısı değiştiricisi hem rinci hem de ikinci soğutma devresinin ortak elemanıdır. Isı değiştiricisinin rinci soğutma devresi tarafı altı, ikinci soğutma devresi tarafı ise tek geçişli olarak imal edilmiştir. Birinci soğutma devresi soğutma suyuyla temas eden bütün kısımlarında 304 kalite paslanmaz çelik kullanılmıştır. İkinci soğutma devresi tarafı olan zarf kısmı alaşımsız çelikten imal edilmiş ve içine türbülans perdeleri yerleştirilmiştir. [3,4,5]. Tablo. Isı değiştiricisinin temel tasarım özellikleri [3,4,5] Birinci Soğutma evresi İkinci Soğutma evresi Hacimsel su deleri (m 3 /s) 7.57 x0-3. x0-3 Su giriş sıcaklıkları (T ç, T kç ) ( o C) / Su çıkış sıcaklıkları (T g, T Kg ) ( o C) Malzeme SS-304 boru Alaşımsız çelik Boru geçiş sayısı (n g ) 6 - Boru-zarf iç çapı (, z ) ( m) 2.09x x0 - Boru dış çapı (m) bd 2.67x0-2 - Bir geçiş için boru boyu (m) L b *Toplam boru yüzey alanı (m 2 ) (iç) 3.78 (dış) *Boru (n b )/zarf sayısı (adet) 2 *Akış kesit alanı(a bk, A zk ) (m 2 ) 6.5x x0-2

3 KSU Mühendislik Bilimleri ergisi, 4(3),20 5 KSU. Journal of Engineering Sciences, 4(3),20 *roje değerlerine göre hesaplanan güç (kw) *Su akış hızları (m/s) V b,v z *Boru boyunun boru iç çapına oranı L b / 62 - *Eşdeğer hidrolik çap (m) e.39x0-2 *Islak Çevre (Ç) (m) 0.5 *hesap yoluyla bulunmuştur 2.2. Metot Soğutma sisteminin devreye girme koşulları erformansına göre değişmekle rlikte, ideal r soğutma kulesi pratik olarak, ikinci devre soğutma suyu sıcaklığını, havanın yaş termometre sıcaklığının, minimum Y=3 o C (yanaşma aralığı) üzerine kadar düşürelir [7]. eaktör tank suyu sıcaklığı, havanın yaş termometre sıcaklığının 3 o C üzerine ulaşıncaya kadar, soğutma sisteminin devreye sokulmasına gerek yoktur []. Bu nedenle reaktör soğutma devrelerinin çalışması iki zaman aralığında incelenmiştir. Birinci zaman aralığı; eaktör çalışırken soğutma sistemi devre dışıdır. Bu nedenle, reaktör tankına girençıkan su sıcaklıkları ve ortalama tank suyu sıcaklığı rrine eşit kabul edilelir []. eaktör çalıştırıldığı andan itibaren ortalama tank suyu sıcaklığının (T o ), havanın yaş termometre sıcaklığının (T YT ), Y o C üzerine ulaşıncaya kadar geçen zaman (t) olarak tanımlanırsa, 0 t t zaman koşulunda reaktör su sıcaklıkları için, () g ç yazılalir. Verilen zaman koşulu rinci zaman aralığı için verilen tüm eşitlikler için geçerlidir. eaktör tankı içerisindeki tüm malzemeler için daha önce deneyle hesaplanmış olan reaktör toplam ısınma katsayısı Cp=69.8 MJ/ o C için [9], reaktör gücünü veren eşitlikler, C [( TYT Y) T 0] (2) t C [ T ] T (3) 0 t şeklindedir. Eş. (2) ve Eş.(3) düzenlenerek sırasıyla, rinci zaman aralığını (t ) ve ortalama tank suyu sıcaklığını (T ) veren ifadeler elde edilir. t C [( TYT. Y) T 0 ] (4) T t ( t) TO (5) C İkinci zaman aralığı: Soğutma kulesinin devreye girmesi için gereken koşulun, ( T Y) YT t t (6) sağlandığı zaman aralığıdır. Bu zaman aralığında soğutma kulesi devreye gireceğinden, ortalama tank suyu sıcaklığı ve tank suyu giriş-çıkış sıcaklıkları farklı değerler alacaktır []. g ç t t (7) İkinci devre soğutma suyunun, kuleden çıkış sıcaklığı (T Kç ) sat kabul edilirse, T Kç sbt. T Y (8) YT olacaktır. Burada değişen, reaktör tank suyu çıkış sıcaklığına bağlı olarak, kule giriş sıcaklığıdır. Kule soğutma suyu giriş ve çıkış sıcaklıkları arasındaki fark ikinci zaman aralığının başlangıcından itibaren sıfırdan başlayarak artar ve sürekli rejime ulaşıldığında sat r maksimum değere ulaşır. Kule çıkış sıcaklığı, ikinci zaman aralığı içinde ve sürekli rejimde sat r değere sahip olaşacağından, kule giriş ve çıkış sıcaklıkları arasındaki farkın maksimum olduğu durumda, kule giriş sıcaklığı da (T Kgmax ) maksimum r değere ulaşır ve bu durum için, K m c 2 ( TKg max TKç ) (9)

4 KSU Mühendislik Bilimleri ergisi, 4(3),20 6 KSU. Journal of Engineering Sciences, 4(3),20 eşitliği yazılır ve reaktör gücü ( K ) için T Kgmax çekilir ve Eş.(8) yerine konulursa, devrelerine ait taşınım katsayıları, su delerinin fonksiyonu olarak T Kg max K ( TYT Y) (0) m c 2 h i 0.8 m (5) elde edilir Isı değiştiricisinin rinci ve ikinci soğutma devrelerine ait ısı taşınım katsayılarının analitik ifadeleri Birinci soğutma devresinde, tank suyu giriş ve çıkış sıcaklıkları Tablo.'den alınarak aritmetik ortalaması 36.5 o C hesaplanmıştır. Bu sonuca göre kinematik viskozite ν=0.708x0 6 m 2 /s, r=4.728 ve suyun ısı iletim katsayısı λ s = W/m o C seçilmiştir [8]. Isı değiştiricisinin boru iç çapı ( ) ve suyun ısı eşanjörü rinci devresi içindeki akış hızı (V b ) Tablo den alınarak eynolds sayısı, Vb e 6 ν () bulunur. e>0000 olması nedeniyle ısı değiştiricisinin rinci devresi içinde soğutma suyunun akışı turbülanslı r karaktere sahiptir. e>2300 ve L b / =62 (Tablo ) için, Nu sayısını veren ifade, Nu 0.023e 0.8 r n (2) şeklindedir. Birinci ve ikinci soğutma devrelerinde (n), 0.4 (ısıtma) ve 0.3 (soğutma) değerlerini alır. İkinci soğutma devresinde, gerekli değerler Tablo den alınarak, tasarım sıcaklıklarının aritmetik ortalaması 29.5 o C hesaplanmıştır. Bu değere göre kinematik vizkozite ν=0.80x0-6 m 2 /s, suyun ısı iletim katsayısı λ s =0.622 W/m o C, r=5.43 seçilmiştir [6,8]. Isı değiştiricisinin ikinci soğutma devresinde eşdeğer hidrolik çap ( e ) ve suyun akış hızı (V z ) Tablo den alınırsa eynolds sayısı, Vz ν e e (3) elde edilir. Boyutsuz Nusselt sayısının genel tanımı [8], h i Nu (4) λ s olup, daha önceki r çalışmada Eş., 2, 3 ve 4 kullanılarak, ısı değiştiricisinin rinci ikinci soğutma h d 0.8 m şeklinde bulunmuştur []. 3 (6) Toplam ısı geçiş katsayısı ve ısı değiştirici gücünün analitik ifadeleri Isı değiştirici tasarımı yapılırken, ısı transfer katsayısının doğru olarak tespiti iki akışkan arasında ne kadar ısı transfer edileceğinin belirlenmesi açısından oldukça önemlidir. Genel olarak iki yöntem kullanılmaktadır. Ortalama logaritmik sıcaklık farkı yöntemi (Logarithmic Mean Temperature ifference, LMT) ve etkenlik geçiş rimi sayısı yöntemi (Number of Transfer Units, NTU) dir (Genceli, 2005). Soğutma suyu delerine bağlı olarak elde edilen iç ve dış taşınım katsayılarını kullanalmek için LMT yöntemi kullanılmıştır. Ortalama logaritmik sıcaklık farkını veren eşitlik, ( Tç TKg ) ( Tg TKç ) Tlm (7) ln[( T T ) /( T T )] ç Kg şeklindedir [8]. Isı değiştiricinin temiz olduğu ve dolayısıyla ısı transferinin gerçekleştiği yüzeylerde rikinti bulunmadığı varsayılarak dış yüzey alanına göre tanımlanmış olan toplam geçiş katsayısı, U h d bd ln 2 ç bd g i Kç bd h (8) olarak verilir [6,8]. Bu eşitlikte lm boru iç ve dış çaplarının logaritmik ortalaması olup, Lm bd bd ln (9) olarak tanımlanır [6,8]. Isı değiştiricisinin ısıl gücü ( E ), zarf içine yerleştirilmiş olan boru demetlerinin toplam dış yüzey alanı (A), toplam ısı geçiş katsayısı (U) ve ortalama sıcaklık farkı (T m )'in fonksiyonu olarak aşağıda şekilde ifade edilelir. E =UAΔT lm (20)

5 KSU Mühendislik Bilimleri ergisi, 4(3),20 7 KSU. Journal of Engineering Sciences, 4(3),20 4. BULGULA Soğutma kulesi gücü 250 kw, yaş termometre sıcaklığı T YT =23.7 o C ve Y=3 o C olmak üzere Eş. (0) ile T Kgmax =32. o C hesaplanmıştır. Bu değerin, reaktör güvenlik raporunda verilen 32.2 o C ile çok az farklılık gösterdiği görülmektedir. Isı değiştiricinin rinci devresine ait SS304 den yapılmış boruların ısı iletim katsayısı λ ç =6.3 W/m o C dir [6]. Eş. (8) de, tasarım değerleri ve Eş.(5,6) kullanılarak, toplam ısı geçiş katsayısı U=946 W/m 2 o C şeklinde elde edilmiştir. Eş.(7) ile ΔT lm = 6.9 o C dir. Bu değer kullanılarak, ısı değiştiricisinin ısıl gücü ( E ) kw bulunmuştur (Eş (20)). eaktör tasarımında temel alınan güç 250 kw olduğuna göre, yapılan teorik güç hesaplamasında elde edilen sonuç %-6.7 sapma göstermektedir.. Elde edilen farklı sonuçların, Eş. (2) ile verilen korelasyonun hatasından, ısı değiştiricisinin ikinci devre tarafındaki boyutları linmeyen perdeler nedeniyle suyun hızının ve dolayısıyla taşınım katsayısının tam olarak belirlenememesinden kaynaklandığı öngörülelir. 4. SONUÇ Yapılan çalışmada üretici tarafından verilen reaktör tasarım değerleri kullanılarak temel güç ve sıcaklık hesaplamaları yapılmıştır. Ancak ısı değiştiricisinin iç boyutlarını ve perdelerin yapısını reaktörün güvenlik sınırlamaları nedeni ile incelemek mümkün olmamıştır. Toplam ısı geçiş katsayısının grafik değişimi, rinci ve ikinci soğutma devrelerindeki akışkan delerinden ri sat tutulup diğeri arttırılarak çizilirse Şekil 2 de verilen grafik elde edilir. Şekil 2. Soğutma suyu delerine göre toplam ısı geçiş katsayısının değişimi Bu grafikte, ikinci devre akışkan desi sat iken artan rinci devre desine bağlı olarak, toplam ısı geçiş katsayısının yatay eksene asimtot olma eğiliminde olduğu görülmektedir. e reaktör tasarım değerinden seçildiği için artan diğer deye bağlı olarak toplam ısı geçiş katsayısının asimptota yakınsaması beklenen r sonuçtur. Birinci devre akışkan desi sat iken artan ikinci devre akışkan desine bağlı olarak toplam ısı geçiş katsayısının eğimi oldukça yavaş azalmaktadır ve yüksek de değerlerinde yatay eksene paralel hale gelmektedir. Bu sonuç Eş. (2) ile verilen korelasyonun hatasından, ısı değiştiricisinin ikinci devre tarafındaki boyutları linmeyen perdeler nedeniyle suyun hızının ve dolayısıyla taşınım katsayısının tam olarak belirlenememesi görüşünü desteklemektedir. EFEANSLA [] Akay, O. E., Triga Mark-II nükleer araştırma reaktörü soğutma sisteminin ısıl modelinin oluşturulması, Isı Bilimi ve Tekniği ergisi, 202. (basılacak) [2] Genceli, F. O., Isı değiştiricileri, Birsen Yayınevi, 424s, İstanbul, [3] General Atomic a, Safety Analysis eport for the Triga Mark-II eactor for the Institute for Nuclear Energy, Technical University of Istanbul, 978.

6 KSU Mühendislik Bilimleri ergisi, 4(3),20 8 KSU. Journal of Engineering Sciences, 4(3),20 [4] General Atomic b, Safety Analysis eport for the TIGA Mark-II eactor, General Atomic A-E-7, 478, 978. [5] General Atomic c, Triga Mark-II eactor, Mechanical Operating and Maintenance Manual, Appendix rawing Lists and Specifications, repared for the Institute For Nuclear Energy Technical University of Istanbul Turkey,,G.A. E-7-704, 978. [6] ohsenow, W.M. and Hartnett,.J., Handbook Of Heat Transfer, McGraw-Hill Book Company, Newyork, 998. [7] Stoecker, F.W., İklimlendirme Esasları, İ.T.Ü. Matbaası, Gümüşsuyu, 984. [8] Taborek, J., Hewitt, G.F., Afgan, N., Heat Exchangers Theory and ractice, Hemisphere ublishing Corporation, Washington, 983. [9] Yavuz, H., Bayülken, A., Can, B., Baytaş, C., Kurul, N., Büke, T., Aydın, M., Şişman, A., İ.T.Ü. TIGA Mark-II reaktöründe uygulamalı araştırma ve geliştirme çalışmaları, İ.T.Ü. araştırma fonu 280 nolu proje raporu, İstanbul, 993.