FORRÓPONT ANALÍZISRE ALAPOZOTT ÜZEMVITEL A PAKSI ATOMERŐMŰ VVER-440 REAKTORÁBAN III. RÉSZ.

Átírás

1 KFKI /G MARÓTI L., TROSZTEL I. FORRÓPONT ANALÍZISRE ALAPOZOTT ÜZEMVITEL A PAKSI ATOMERŐMŰ VVER-440 REAKTORÁBAN III. RÉSZ. Hungarian Academy of Sciences CENTRAL RESEARCH INSTITUTE FOR PHYSICS BUDAPEST

2 KFKI /G PREPRINT FORRÓPONT ANALÍZISRE ALAPOZOTT ÜZEMVITEL A PAKSI ATOMERŐMŰ VVER-440 REAKTORÁBAN III. RÉSZ (A MUNKA AZ OKKFT G/11 1. ALPROGRAM FELADATÁNAK TELJESÍTÉSE KERETÉBEN KÉSZÜLT) MARÓTI L., TROSZTEL I. Központi Fizikai Kutató Intézet 1525 Budapest 114, Pf. 49 HU ISSN

3 Maróti L., Trotztet I.: Forrópon! analízisre alapozott üzemvitel a Paksi Atomerőmű WER 440 reaktorában III rósz KFKI /Q KIVONAT A riport extrém határértékek számítására alkalmas módszereket ismertet Fenti módszerekkel olyan paraméterek határozhatók meg. amelyek a biztonsági számitások alapvető input adatai A bemutatott módszereket a WER 440 típusra alkalmazzuk, s a kapott eredmények lehetővé teszik abszolút konzervatív számítások elvégzését Л. Maроти, И. Тростел: Режимы работы на реакторгх ВВЭР-МО АЭС Пакш, основанные HŐ анализе горячей точки. Часть III. KFKI /G АННОТАЦИЯ В отчете даны методы расчета экстремных граничных условий. С помощью этих методов можно определить параметры, являющиеся основными входными данными для расчетов безопасности. Представленные методы были использованы для реакторов типа ВВЭР-МО; полученные результаты дают возможность проведения абсолютно консервативных расчетов. L. Maróti, I. Trotztet.: Operational procedure based on hot spot analysis at the WWER 440 type block of Paks Nuclear Power Plant Part III KFKI /Q ABSTRACT The paper describes some methods that can be used for the determination of extreme marginal values of parameters that are basic input data for reactor safety calculations The methods presented in the paper are applied for the WWER 440 type and the results make It possible to carry out totally conservative calculations

4 - 1 - I. Forrópont analízist ti intő hidraulikai határértékek a Paksi Atomerőműben Bevezetés Л VVER-440 típusú atomerőim Den a teljesítmény korlátját a főkeringető szivattyú pillanatszerű beékelődése esetén lejátszódó tranziens folyamán a forráskrízis elkerülésének feltétele jelenti. Amennyiben az aktív zónát a fenti kritérium alapján akarjuk üzemeltetni, akkor rendkívül fontos az üzemzavari folyamatot szignifikánsan érintő hidraulikai jellemzők lehetséges legkedvezőtlenebb értékeinek ismerete, elsősorban azon jellemzők esetében, melyek ismerete bizonytalan. Szükséges ez a konzervativizmus azért, hogy a reaktor biztonságos működését mindenképpen biztosítsuk. Jelen dolgozat az aktív zóna hűtőközogforgalmnt érintő legfontosabb hidraulikai jellemzők szélső értékeit és ezek hatását ismerteti. Áramlás-visszafordulás a kieső hurokágban Az 1 FKSZ beékelődése típusú üzemzavar esetén a védelmi rendszer működésének feltételezett késése a teljesítmény csökkenésének kezdő időpontját illetően ДТ = 3 s a Paksi Atomerőműben. Minthogy a kieső hurokág szeparálását végző tolózárak működtetése is késik és zárási sebességük rendkívül alacsony, a hurokág a ДТ = 3 s időtartam alatt névleges teljesítménnyel üzemelő aktív zóna hűtőközegforgalma szempontjából bypass-ként működik. A kieső hurokágban fordított irányban áramló hűtőközeg az aktív zónc. forgalmát csökkenti és hűtését rontja. Rendkívül fontos tehát annak ismerete, hogy az áramlásvisszafordulás a kritikus ДТ=3 s- nál rövidebb idő alatt következik-e be. Ha igen, akkor, amint azt korábbi vizsgálatok is tanúsítják, a DNBR. fellépése a

5 - 2 - szivattyú beékelődését követő 3 s elteltével következik be. Az áramlás visszafordulásához szükséges idő becsléséhez szükséges a bypass-ként működő, kiesett hurokág visszforgalmának ismerete. A Paksi Atomerőmű 1. blokkján végzett üzembehelyezési mérések alapján ennek a forgalomnak és a kieső hurokágban a visszáramlással szemben mutatkozó szivattyú ellenállásnak a meghatározására vizsgálatokat végeztünk és az eredményeket az [1] riportban összefoglaltuk. Az eredmények fontosságát az alábbi számítások megvilágítják. 1 FKSZ beékelődésekor a kieső hurokágban az [1] irodalom szerint a recirkulációs forgalom Q b y = 1990 m 3 /ó amely forgalom akkor jön létre, ha a szivattyún kívüli hurokelemek ellenállástényezője a fordított irányú áramlás esetén megegyezik a korábbival, a szivattyú hidraulikai ellenállása pedig С ^ 60 Az áramlásvisszafordulás időtartamának becslésénél a súrlódási tagot elhanyagoltuk, mivel az áramlás leállása alatt a súrlódás az áramlás leállást gyorsítja. A visszaáramlás jelentősen kisebb forgalmához tartozó súrlódás, ami a recirkuláció kialakulását gátolja, ugyanakkor legfeljebb kompenzálja az ellentétes irányú elhanyagolást. Ilyen feltételek mellett az áramlás visszafordulás időtartamának meghatározására a következő egyenlet írható fel: A«* d 2 * - m Ül - A PRe* T" * m dt -' v, * - (v. ) ^ _ előre vissza, л /

6 - 3 - d2 ahol m = p, -~ L hurok azaz az a folyadéktömeg, amit a hurokág magába foglal. v = névleges 4 előre 6, a n v... = Q vissza by, * а и AT értékét az /1/ egyenletből az alábbi kiinduló adatokkal határoztuk meg: Q,, = m 3 /ó névleges d = 500 mm P x = 746 kg/m 3 Чгагок* 4 4 ' 1 m és 5 hurok működésekor (lásd Ц]) Ap R e =2,7 bar Fenti adatokkal a keresett visszafordulási idő: AT = 1,92 s A AT* 1,92 s igen jó egyezésben van az ÜMBJ-ben [2] közölt szovjet görbével, amely szerint ez az idő valamivel kisebb, mint két másodperc. Vizsgálatunk célja annak megállapítása volt, hogy a visszafordulás a beékelődést követő 3 s időtartamon belül létrejön-e. Azonban feltétlenül megemlítendő, hogy az OKKPT A/11. összefoglalója-

7 - 4 - ban [3] a kieső szivattyú hidraulikai ellenállástényezőjére С = 15,8 értéket adnak meg. Ha ezzel az értékkel számításainkat megismételjük, akkor Q. = 3878 m 3 /ó és ЛТ = 2,33 s adódik. Ezek az adatok korábbi megállapításunkat nem érintik jelentősen, ugyanakkor fel kell hívnunk a figyelmet arra, hogy ilyen bypass forgalom mellett a reaktoron átáramló vízmennyiség öt szivattyú és egy kieső hurokág esetén Qr. v с = 0,782 * w Re,5 ' névleges Q,. amely érték ellentmondásban van a korábbi vizsgálatainkban figyelembevett, az UMBJ-ben közölt C Re,5 = ' 815 * Q névleges értékkel. 3 Az üzembehelyezési mérések alapján meghatározott Q. «1990 m /ó adat felhasználásával kapott Q Re,5 " ' 827 * Q névleges az ÜMBJ adataival kielégítő egyezést mutat.

8 - 5 - A kazetták belépésénél elhelyezett szűkítők hidraulikai ellenállása Az aktív zónába betöltött kazetták alatt elhelyezkedő szűkítő elemek hidraulikai ellenállása lényegesen meghaladja az aktív szakasz veszteségtényezőjét. Ez azért van, mert ilyen módon kerülhető el esetleges instabilitások fellépése a hutoköze;gáramlásban, elsősorban olyan üzemzavari viszonyok között, amikor kétfázisú áramlás kialakulására kerül sor. Ez az eset áll elő 1 FKSZ beékelődésekor is. A hűtőközegforgalom konzervatív megítéléséhez szükséges tehát a szóbanforgó, hidraulikai veszteségek tekintetében rendkívül összetett, szűkítőelemek ellenállástényezője minimumát megbecsülni. -и Ч-А minimális értéke S Z UK1tu esetén okozza ugyanis a kialakuló kétfázisú áramlás a legnagyobb forgalomcsökkenést a kritikus kazettában. A szűkítő ellenállástényezőjének legkisebb értéke úgy becsülhető, ha például egyetlen éles átmenettel közelítjük az egyébként igen bonyolult geometriát. Mérőperem típusú éles átmenetek veszteségének számítására a [4] irodalom a következő összefüggést ajánlja: 6p -- Ap (1-1,1 m) ahol 6p az átmenet maradó vesztesége P ДР = 2 V o ( ~2-1 ] m A m = -r^ A о a szűkítés mértéke A m A о a legszűkebb keresztmetszet ' az alsó keverőtérből egy kazettára jutó keresztmetszet

9 - 6 - Amennyiben a kapott ellenállástényezőt a zónában uralkodó sebességre akarjuk vonatkoztatni, akkor át kell térnünk a zóna sebességre. A v = A, v, о о kaz kaz felhasználásával kapjuk, hogy., A,. ahol M = г kaz A о 6 P =! v kaz " 2 ilz l~ ) l 1 " 1 ' 1 *» m 2 és így a keresett ellenállástényező 'szűkító^ 2 ^* 1 Ы»I m A szűkitőelem legkisebb mérete ismereteink szerint 50 mm átmérőjű. Az alsó keverótér átmérőjére 3000 mm-t felvéve Szűkítő = 1 7 ' 6 a d ó d i k ' A [3] OKKFT összefoglalóban közölt csehszlovák adat a szűkítőre С = 25,4 Mint korábban említettük, az alkalmazott számítási módszer a minimális érték becslésére használható. Ennek figyelembevételével a 25,4 számérték igen jónak tűnik, mivel a valóságos adat meg kell, hogy haladja az általunk számítottat, azonban túlzottan nagy eltérés a számítást kétségessé tette volna.

10 - 7 - A kazetták közötti rés hűtőközeg forgalmának becslése A teljesítménykorlátozó üzemzavar forgalmának konzervatív felvételéhez szükséges tudnunk a kazetták közötti résben, hűtés nélkül, eláramló folyadék mennyiségének maximumát. A kazetták közötti résbe a hűtőközeg a fűtőelemkötegek oldalfalán elhelyezett nyílásokon át kerül, majd a falak között zavartalanul áramlik felfelé a kilépésig. A legnagyobb forgalmat akkor kapjuk, ha a résbe történő belépés, azaz a nyílások - egyébként valóságosan is igen kicsi - hidraulikai ellenállását elhanyagoljuk. Ekkor a résben létrejött nyomásesésre írható, hogy r H p 2 rés d e, 2 res res A kazettán belül ugyanakkora nyomásesés hajtja át a hűtőközeget és írható, hogy Д Р = < X kaz df~ kaz + n s P sp + ki + be> f v kaz Az aktív zónában a kazetták közötti osztás T. = 147 mm. A kazetták külső laptávolságára 144,2 mm-t felvéve a rés egyenértékű átmérőjére kapjuk, hogy d rés = 5,6 mm míg a kazetta egyenértékű átmérője d e kaz =8,5 mm. A [3] irodalomból vett adatok alapján, azaz 'be - ' 4 ki ' 5 c e p - ' 2 7

11 - 8 - értékek felhasználásával, üzemi viszonyok feltételezésével C H összes * ' 7 * X kaz d 'kaz Mivel a vizsgálatok Reynolds szám tartományában A. = áll * ( v d -0,2 a kialakuló sebességek viszonyára azt kapjuk, hogy 'rés 'kaz erés x ' 1,7 (j- 1^ ) 2 e kaz 1 1,8 = 1,02 Következésképpen a rés hűtőközegforgalma lényegében a keresztmetszetek arányában alakul, azaz 'rés w kaz A rés kaz 0,0802 és ezzel a zóna bypass forgalom maximumára azt kapjuk, hogy 0» 'rés Q rée +Q kaz 0,0743 Az a körulmény, hogy számításaiban a GIDROPRESS <p- 0,0735 értéket szokott felhasználni [5], arra enged következtetni, hogy azonos közelítés alapján dolgoznak.

12 - 9 - A zónahűtés gőzfejlődés okozta romlásának határértéke Miután a hidraulikai adatok szélsőséges értékeit meghatároztuk, lehetőség van annak kiszámítására, hogy a legterheltebb kötsg milyen mértékben "dobja le" magáról a forgalmat a gőzfejlődés következtében. Ehhez ki kell számítanunk a legterheltebb kötegben a legkedvezőtlenebb körülmények között létrejövő gőztartalmat a következő egyenletek alapján: N. kaz,max = - n, V К q К Д Ч 1,12 = Kck Z 9 = 1, Ь35 1,15 1,12 = 6, W Itt az 1,12 szorzótényező 10 % többletteljesítményt tételez fel, amit 2 % hibával mérünk. Ugyanakkor irható, hogy ahol N. = G. (i.. - i. ) kaz mm ki be r max G. -ot akkor kapjuk, ha a korábban kiszámított maximális hurokmin ^J recirkulációt és maximális zónabypass áramlást tételezzük fel. Ekkor G. = JJbe 0 > л min Gmin = 1 8 ' 7 4 k * / s p= 122,6 bar és T. = C felvételével azt kapjuk, hogy be x = 0,035 max

13 -10- Végül az x m = -hoz tartozó kétfázisú szorzóra a [6]-ban közölt Шал formalizmus felhsználásával Ф 2 ki =1,70 adódik. A forgalomcsökkenés mértékének megállapítására a következő összefüggést használjuk fel: Д Р - < CA + 4» 5 v o - ( C A + Ч с в> I v í 2 azaz a normál - gőzt nem tartalmazó - kötegekhez képest a Ф -et létrehozó gőztártalom hatására forgalomcsökkenés lép fel. A csökkenés mértékének konzervatív becslésére feltételezzük, hogy 2 Ф a kilépési értékre a belépéstől közvetlenül lineárisan nő, azaz 12 _ *o 1+ *r.k< _ X' 3 5 Az ellenállástényezők értékeire az alábbi, ugyancsak konzervatív értékeket használtuk: C A - C 8 Z Ű k í t 6 + C b e = 17,6 + 0,4 = 18,0 C B "* I" e + Цр n sp + C ki ' 4' ' 7 + ' 5 = 7 ' 6 6 A csősurlódási tényező kiszámítására a korábban is használt х- ^Ц Re 0 ' 2 formulát alkalmazva a forgalomcsökkenésre azt kapjuk, hogy v. Qj TT " T * ' 963 w ' о o Tehát a csökkenés mértéke nem haladja meg a 4 %-ot,

14 II. A biztonsági korlátok számítása a COCONT kódban A biztonsági limitek számításához a COCONT programot el kellett látni a fűtőelem maximális hőmérsékletét meghatározó algoritmussal és egy olyan módszerrel, ami az 1 FKSZ beszorulásos tranzienst kvázistacionárius közelítésben biztosan konzervatív módon kezeli. A maximális üzemanyaghómórséklet számítása A fűtőelem hőmérsékleteloszlásának számítása a hővezetési egyenlet segítségével az 1. ábra jelöléseivel történhet. burkolat UO, rés központi furat 1. ábra

15 Névleges üzemi állapotban a felületi hőfluxus a teljesítményből meghatározható q 3 = N / dnh A hűtők3-?egoldali COCONT számításból ismeretes a hőátadási tényező és folyadékhőmérséklet értéke, így a burkolathőmérséklet kiszámítható q 3 3 a foly A továbbiakban megoldandó hóvezetési egyenlet a következő [7]: I d dt r dr dr v v ahol Q v = q 3. A fenti egyenlet megoldása л burkolatra és a résre hőforrásmentes eset feltételezésével a következő eredményre vezet: T q 3 2 = T 3 + X 1 J A burkolat r 3 l n r~ J r 3 r 2 és T i = T l ТГ~ \és q 3 r 2 l n T l r 2 r x Végül az r helyen fellépő maximális hőmérséklet a [7J irodalomból vett függvény felhasználásával oldva meg a hővezetési egyenletet, a következő formulával számítható: Q Tmax *, B + T l, l e x P TS - l l n F^ + v r» r i ní + l 4--!,], 1 «7" О

16 A T max fel számításához a COCONT-ban az alábbi adatokat használjuk geometria r = 0.7 mm r. = mm i j = 3.86 mm r, = 4.55 mm hővezetés X UO = B+T í w / m ' c í 2 a h o 1 A = 3172,9 W/m В = 287,6 C burkolat * W / m ' C Xrés = *He * ' w / m ' c Névleges üzemállapot esetén a legterheltebb fűtőelem maximális hőmérsékletére T _ л = 1611,0 C adódik. U\J л f ТПЭХ 1 FKSZ beékelődéses üzemzavar kvázistacionárius közelítése Az 1 FKSZ pillanatszerű megállásakor lejátszódó üzemzavari folyamat alatt a legfontosabb jellemzők változását a 2. ábra mutatja. A teljesítmény-leszabályozás késése 3 s, majd a teljesítmény az ábrán látható módon átáll az 5 hurokkal történő üzem esetén megengedett értékre. A hűtőkőzegforgalom a hűtőközeg inerciája következtében az ábrán látható módon változik. A 2. ábra alapján megállapítható, hogy a T - 3 s időpontban & folyamat igen közel van az állandósult állapothoz, hiszen a paraméterek időszerinti deriváltjai közel zérus értékűek. Ugyanakkor a DNBR. legkisebb értéke mindig ebben az időpontban lép fel, hiszen a leromlott hűtés mellett ekkor legnagyobb a betáplált teljesítmény az akkumulált hőt is beleértve.

17 юо] «о со / Л ТЦНВмЛм KCRCSZTlX XnAkÄO'cAlMlWusik ' I--! - I---l-f,,i N^BCAKII IllkS'fc- ГОМПЛЦОМ J, Г -J fc Ol _..XJ -Х_±_Х» «o~»о "во юо Ü> MO ' MO B&(3ECJ Ш _И I I I I «0 MO «O 1 вб BC) DO ÍS3C) 2. ábra Az egyik fskeringető szivattyú (GCN) beékelődése a 6 üzemelő szivattyú közül

18 Ennek következtében kézenfekvőnek látszott kvázistacionárius közelítés alkalmazása, de meg kellett vizsgálni, hogy a lehetséges közelítések közül melyik vezet konzervatív, vagy konzervatívabb eredményre. A probléma vizsgálata során arra a következtetésre jutottunk, hogy két úton közelíthetjük a valóságos viszonyokat. Az egyik esetben a hűtés pillanatszerű leromlását feltételezve azt kapjuk, hogy a hűtéssel el nem vitt teljesítmény a T=3 s időpontig növeli az üzemcnyag hőmérsékletét és ennek eredményeképper. ebben az időpillanatban a lokális hőfluxus nagyobb lesz. Ugyanakkor azonban a hűtőközegbe kevesebb hő jutván a gőztartalom csökkenni fog. Az első effektus csökkenti, a második pedig növeli a DNBR értekét. Nem állapítható meg tehát közvetlenül a közelités hatása az eredményre. A második lehetséges esetben feltételezzük, hogy a korábbi teljesítmény továbbra is eltávozik az üzemanyagból. A hőfluxus tehát a T=3 s időpontig állandó marad. A lecsökkent forgalmú hűtőközegbe jutó nagymennyiségű hő erősen megnöveli a gőztartalmat. Az eredmény most is hasonló. A lokális hőfluxus kisebb, ez növeli a DNBR-t, míg a gőztartalom-növekedés ellentétesen hat. A változatok részletes vizsgálatát a COBRA kóddal végeztük el. A valóságos eset számítása a 2. ábra görbéivel, mint inputtal készült. Az első közelítésnél a következőképpen számítottuk ki a kvázistacionárius futás inputját. A hűtés romlása a hőátadási tényező romlásából adódik, mivel a - áll G ' 8 A folyadékoldali hőflusus romlása tehát Hl,,* -!, 'о о 0.8

19 A AT= 3 s alatt el nem távolított energia ДЕ = (q ^o - q,.) uj F Дх Itt F a V u o nagysága. üzemanyagtérfogathoz tartozó hőátadó felület А ДЕ energiatöbblet okozta hőmérsékletnövekedés ДЕ ДТ = < p Vuo 2 * v uo 2 A megnevekedett, lokális fluxus kiszámítására közelítőleg írhatjuk, hogy g_ ^ ^o дт + дт AT ' о о mivel a hőmérsékletnövekedés mértéke nem túlzottan nagy. A 2. ábrán T = 3 s-nál a forgalomcsökkenés mértéke Ezzel az adattal, valamint (pc ) _ = 3-10~ J/kg C hőkapacitással p u\j2 a hőmérs-ikletnövekményre ДТ = 55.7 C adódott, és ezzel a lokális fluxus növekedés a következő: <** - 4 r é g i * bl2 Ezután a hűtőközegbe jutó, csökkent értékű q u - és G= G Q * felhasználásával egyébként változatlan adatokkal stacionárius COBRA számítást készítettünk, majd a DNBR min értékét a q* megnövekedett lokális hőfluxussal átszámítottuk, s ezzel a kvázistacionárius közelítés eredményéhez jutottunk.

20 A második közelítés COBRA inputjainak előállítása nem igényel járulékos számításokat. Minthogy feltételezzük, hogy a 3 з időtartamig fennmaradó teljes teljesítmény a hűtőközegbe átszármaztatódik, így a fűtés a névleges q hőfluxussal történik és ugyanez a fluxus veendő figyelembe a DNBR. képzésénél is a lokális hőfluxus alapjául. A hűtőközegnél feltételezésünk szerint pillanatszerű forgalomcsökkenés áll be, tehát a kiindulási teljesítmény a csökkent forgalmú hűtőközeget fűti. Ebben az esetben a COBRA futtatás tehát q = q hőfluxussal és ^o G = G * tömegfluxussal történt. Az eredmények a következő, 1. táblázatban találhatók, ahol a változatok főbb jellemzőit foglaltuk össze. Az 1. táblázat adatai alapján megállapíthatjuk, hogy az a közelítő megoldás a konzervatív, amelyik a fűtőelemben tárolandó hő figyelembevételével számítja a DNBR. értékét. Ugyanakkor az eltérés a közelítő megoldások és a tranziens számítás között meglehetősen к ics i. Az eredmények egyébként logikus sorrendet alkotnak. A hűtőközegbe jutó hőmennyiség a legnagyobb a "3" esetben (változatlan teljesítmény mellett). Ennél kevesebb az "1" esetban (a pontos tranziens figyelembevételekor), és legkisebb a "2" közelítésnél, mikor is a hűtéssei el nem vitt hő az üzemanyag hőmérsékletét növeli. A lokális fluxust illetően a sorrend pontosan fordított. Várható volt t~hát, hogy attól függően, hogy a lokális fluxus, vagy a gőztartalom a meghatározó, valamiféle monoton változást kapunk. Az eredmények végül is a várakozást igazolták.

21 1. táblázat No. N folyadékban qlokális q k v (Kw/in ) DNBR. mm N(x) q(x) G(x) N-ÄN tárolt q+aq G(T=0) N(x=0) q(x=0) G(x=0) oo i 1 - tranziens számítás 2 - közelítés az akkumulált hő figyelembevételével 3 - közelítés változatlan teljesítmény feltételezésével

22 összefoglalás A kutatási jelentésben összefoglalt módszerek és eredmények alkalmazása lehetővé teszi az aktív zóna konzervatív termohidraulikai analízisét. Az eredmények jelentősége abban rejlik, hogy ez a konzervativizmus a leginkább bizonytalan paraméterek predikcióját teszi biztonságossá, biztosítva ezáltal azt, hogy az analízis eredményei mindenkor a biztonságos üzem korlátait tegyék ismertté.

23 Irodalom [1] Ézsöl Gy. ós Maróti L.: Főkeringető szivattyú kiesés a Paksi Atomerőműэеп. KFKI /G. [2] Uzembehelyezést megelőző biztonsági jelentés. Paksi Atomerőmű I. blokk. MVMT-ERÖTERV, [3] Szabados L.: A Paksi Atomerőmű biztonsági analízise. OKKFT A/11. MTA KFKI, [4] Helm L.: Ipari folyamatok műszerezése. Műszaki Könyvkiadó, [5] Реакторная установка - Теплогидравлический расчёт активной зоны в режимах повышения передача давления на реакторе. У213-ТР [6] Maróti L. és Trösztéi I.: A COCONT kódban alkalmazott modellek leírása. (KFKI riport, mejelenés alatt) [7] P.A. Lottes: Nuclear Reactor Heat Transfer. ANL-6469.

24 The issues of the KFKI preprint/report series are classified as follows: A. Particle and Nuclear Physics В General Relativity and Gravitation C. Cosmic Rays and Space Research D. Fusion and Plasma Physics E. Solid State Physics F. Semiconductor and Bubble Memory Physics and Technology G. Nuclear Reactor Physics and Technology H. Laboratory, Biomedical and Nuclear Reactor Electronics I. Mechanical. Precision Mechanical and Nuclear Engineering J. Analytical and Physical Chemistry K. Health Physics L. Vibration Analysis. CAD, CAM M. Hardware and Software Development Computer Applications. Programming N. Computer Design CAMAC, Compuier Controlled Measurements The complete series or issues discussing one or more of the subjects can be ordered, institutions are kindly requested to contact the KFKI Library individuals the authors Title and classification of the issues published this year: KFKI /D G Kocsis et al A possible method for ion temperature measurement by ion sen sitivé probes KFKI /G L Perneczky et al Using the pressurizer spray line in order to minimize loop seal effects мп Hungarian) KFKI /E T Csiba et al Propagation of charge density wave voltage noise along a blue bronze, Rbo <МоОз crystal KFKI /G G Baranyai et al Experimental investigation of leakage of safety valves by means of acoustic emission detectors (in Hungarian) KFKI /A Nguyen Ai Viet et al Can solitons exist in non linear models constructed by the non linear invariance principle 7 KFKI /A Nguyen Ai Viet el al A non linearly invariant Skyrme type model KFKI /A Nguyen Ai Viet et al Static properties of nucleons in a modified Skyrme model KFKM989-08/B Z Perjós Factor structure of the Tomimatsu Sato metrics KFKI /В Z Perjés Unitary spinor methods in general relativity KFKI /G G Baranyai et al Reflooding investigations Part I (in Hungarian) KFKI /G L Maróti et al Description of the physical models applied in the COCONT code (in Hungarian)

25 KFKI /G L Maróti et al Investigation of the COBRA and COCONT codes by comparison of calculated results, (in Hungarian) KFKI /G L. Maróti et al Operational procedure based on hot spot analysis at the WWER 440 type block of Paks Nuclear Power Plant Part III. (In Hungarian)

26 Kiadja a Központi Fizikai Kutató Intézet Felelős kiadó: Gyimesi Zoltán Szakmai lektor dr Ézsöl Qyórgy Példányszám 88 Törzsszám Készült a KFKI sokszorosító üzemében Felelős vezető Qonda Péter Budapest, 1989 február hó!