Dušan Čalić. Meritev pozitivnega temperaturnega koeficienta reaktivnosti v reaktorju TRIGA SEMINAR

Transcription

1 UNIVERZA V LJUBLJANI FAKULTETA ZA MATEMATIKO IN FIZIKO Oddelek za fiziko Dušan Čalić Meritev pozitivnega temperaturnega koeficienta reaktivnosti v reaktorju TRIGA SEMINAR Mentor: prof. dr. Matjaž Ravnik Ljubljana, 004

2 Povzetek V seminarju je prikazana meritev pozitivno izmerjenega izotermičnega temperaturnega koeficienta reaktivnosti na raziskovalnem reaktorju TRIGA Mark II na Institutu "Jožef Stefan". Podana je tudi fizikalna razlaga tega nepričakovanega pojava. Abstract Direct measurements of an isothermal temperature reactivity coefficient at room temperatures in TRIGA Mark II research reactor at Jožef Stefan Institute in Ljubljana is presented. It was found out that TRIGA reactor core has small positive isothermal temperature reactivity coefficient at room temperatures. Experimental results are presented and compared with the calculated results

3 Kazalo 1.Uvod...1. Splošen opis reaktorja Meritev temperaturnega koeficiena reaktorja Fizikalna razlaga rezultatov meritev Odvisnost pomnoževalnegai faktorja od temperature Odvisnost od temperature...10 k 5. Zaključek...13 Literatura

4 1. Uvod Reaktor TRIGA je znan po velikem, negativnem in promptnem temperaturnem koeficientu reaktivnosti, zaradi česar je upravljanje in obratovanje teh reaktorjev izredno varno [1]. Temperaturni koeficient reaktivnosti (TKR) je funkcija povprečne temperature goriva in vode v reaktorju. TKR se eksperimentalno običajno določajo tako, da ga posredno merijo kot funkcijo povprečne temperature goriva in moči reaktorja. Temperaturni koeficient reaktivnosti reaktorja pri tem določa predvsem temperatura goriva, ki se močno spreminja, saj se pri tej meritvi skladno z dvigom moči povečuje tudi temperatura goriva in zmanjša vstavljena reaktivnost reaktorja. Če poznajo porazdelitev moči v reaktorju, lahko iz izmerjene temperature izračunajo povprečno temperaturo goriva in tudi TKR goriva. Metoda je opisana v referenci []. Tako določen TKR pa ima veliko eksperimentalno napako: približno 5% pri sobni temperaturi in 40% pri 100 C. Na žalost pa je pri temperaturah goriva nad 100 C taka posredna meritev edina mogoča. TKR lahko neposredno in zato bolj natančno izmerijo samo pri posebnih pogojih, ko temperatura goriva ni odvisna od moči [3]. V praksi lahko tak pogoj dosežejo tako, da pri zanemarljivi moči reaktorja spreminjajo temperaturo celega sistema s segrevanjem ali ohlajanjem vode v reaktorskem tanku. Sprememba temperature goriva in vode povzroči spremembo reaktivnosti. Metoda je zelo natančna, njena slabost pa je, da lahko izmerijo izotermičen (izraz nima termodinamskega pomena, ampak se uporablja v primerih, ko sta temperatura goriva in vode homogeni) TKR samo pri temperaturi, tipični za obratovanje reaktorja pri nizki moči ( 0 C). Namen seminarskega dela je predstavitev meritve izotermičnega TKR na reaktorju TRIGA Mark II na Institutu "Jožef Stefan" po tej metodi. Pri meritvi so opazili, da postane izotermičen TKR pri sobni temperaturi pozitiven, kar niso pričakovali, in kar doslej v literaturi še ni bilo zabeleženo, zato je podana tudi fizikalna razlaga tega učinka. 4

5 . Splošen opis reaktorja Tu se ne bomo spuščali v podroben termični opis reaktorja, ker na fizikalni popis temperaturnega učinka na reaktivnost vpliva predvsem materialna sestava goriva. Natančen opis reaktorja je podan na spletni strani: Slika.1: Shematska slika sredice, s 6 koncetričnimi krogi gorivnih elementov (od A do F). R je regulacijska, V varnostna, K kompenzacijska in P pulzna kontrolna palica. Gorivo je trdna zmes urana in cirkonijevega hidrida. Obogatitev urana v gorivnih elementih, ki se sedaj nahajajo v sredici (slika.1), je 0%. Masni delež urana v gorivu je 1%. Atomsko razmerje vodik / cirkonij v cirkonijevem hidridu je med 1,6 in 1,7. Pri reaktorju TRIGA velik del moderacije nevtronov poteka že v gorivu samem zaradi primešanega vodika, ki se nahaja vezan v cirkonijevem hidridu, zato imenujejo reaktor TRIGA homogen reaktor, za razliko od heterogenih reaktorjev, kjer sta gorivo in voda fizično ločena, in moderacija poteka le v vodi. Če temperatura v gorivu zaradi nenadnega izvleka kontrolnih palic hipoma naraste, se nevtroni znotraj gorivne palice (slika.) bistveno manj termalizirajo, kot pa bi se izven goriva v okoliški vodi. Ti nevtroni zato v gorivu povzročijo manj cepitev in pobegnejo v vodo, ki obkroža gorivo. Zaradi tako velikega deleža moderacije v gorivu samem je povezava med temperaturo goriva in 5

6 reaktivnostjo bistveno hitrejša kot v heterogenih vodnih reaktorjih. Končen rezultat je, da gorivne palice same delujejo kot avtomatični regulator moči. Reaktor se pri nenadnem povečanju moči ugasne brez tehničnih sistemov. Stabilnost in inherentno varnost takšnih reaktorjev so potrdile tudi dolgoletne obratovalne izkušnje z reaktorji TRIGA [4]. Slika.: Gorivni element reaktorja TRIGA 6

7 3. Meritev temperaturnega koeficienta reaktorja Temperaturni koeficient reaktivnosti α je v reaktorju TRIGA najmočnejši in najpomembnejši povratni vpliv na reaktivnost. Definiran je kot: α = ρ, (1) T kjer je ρ sprememba reaktivnosti reaktorja in T sprememba povprečne temperature. Sprememba reaktivnosti oziroma sprememba pomnoževalnega faktorja k je predvsem posledica spremembe lastnosti snovi, iz katerih je izdelan reaktor in ni posledica spremembe geometrije. Pomnoževalni faktor je definiran kot razmerje števila nastalih nevtronov deljeno s celotnim številom izgubljenih nevtronov in je povezan z reaktivnostjo preko definicijske relacije: k 1 ρ =. () k Pri eksperimentu so merili temperaturo goriva, vode in spremembo reaktivnosti. Temperaturo merijo z več termočleni, ki so nameščeni v gorivu in vodi. Reaktivnost pa merijo z "merilnikom reaktivnosti". To je v bistvu računalniški program, ki iz časovne odvisnosti signala moči reaktorja sproti računa reaktivnost iz enačb točkovne kinetike. Enačbe točkovne kinetike [5] podajajo povezavo med povprečno gostoto nevtronov v sredici n(t) in ρ(t) v določenem trenutku. Če je na voljo signal, sorazmeren gostoti nevtronov n(t), lahko v vsakem trenutku izračunajo reaktivnost ρ(t). Reaktivnost bi lahko merili tudi "ročno", tako, da bi s štoparico merili hitrost naraščanja ali padanja moči (periodo reaktorja) in jo preračunali v reaktivnost s pomočjo kinetičnih enačb. Merilnik reaktivnosti [6] nam delo samo olajša in poveča natančnost. 7

8 Ko dosežejo kritičnost reaktorja ( k = 1) pri stacionarnih pogojih (ko so vse merjene temperature znotraj 0, C), se prične direktno merjenje izotermičnega TKR in sicer s pomočjo hladilnega sistema reaktorja, s katerim spreminjajo temperaturo v reaktorju. Temperaturni koeficient reaktivnosti je bil izmerjen v temperaturnem obsegu med 18 C in 1 C, ker so bile vse meritve reaktivnosti izvedene pri skoraj ničelni moči reaktorja, zato da bi zmanjšali ali popolnoma odpravili segrevanje reaktorja s cepitveno toploto. Pod takimi pogoji so izračunali izotermični koeficient reaktivnosti direktno s formulo: α = ρ. (3) T Izotermično temperaturo, ki jo uporabijo za izračun izotermičnega TKR izračunajo kot povprečje vseh izmerjenih temperatur v gorivnih elementih in vodi v okolici gorivnih elementov. Med eksperimentom je bila moč reaktorja približno 10W. Med časom ohlajanja so opazovali konstantno izotermično ohlajanje in konstantno zmanjševanje -5 reaktivnosti. Vrednost izmerjenega izotermičnega TKR (slika 3.1) je.41 ± / C Reaktivnost [10-5 ] T=19.07 C ρ= α=.41± / C T=0.44 C ρ= Temperatura [ C] Slika 3.1: Izmerjena reaktivnost v odvisnosti od temperature reaktorja 8

9 4. Fizikalna razlaga rezultatov meritev 4.1. Odvisnost pomnoževalnega faktorja od temperature Osnovna lastnost pomnoževalnega sistema, kjer nevtroni nastajajo s cepitvami, je pomnoževalni faktor neskončnega sredstva. Definiran je kot razmerje nevtronov nastalih pri cepitvi deljeno s številom absorbiranih nevtronov. V neskončno velikem sistemu ni izgub nevtronov zaradi pobega, ampak se nevtroni izgubijo le z absorbcijo v gorivu, moderatorju ali kakem drugem materialu. Pogoj za kritičnost je torej k =1; število nastalih nevtronov mora biti enako številu izgubljenih nevtronov. V realnem sistemu končnih dimenzij se mora upoštevati tudi pobeg nevtronov. Pomnoževalni faktor k končnega reaktorja je definiran kot razmerje števila nevtronov nastalih pri cepitvi deljeno s celotnim številom nevtronov izgubljenih z absorbcijo in pobegom. Pogoj za kritičnost končnega reaktorja je potemtakem k = 1. Iz definicij pomnoževalnih faktorjev za končni in neskončni sistem sledi: k k absorbirani nevtroni = = P, k = P k. (4) absorbirani nevtroni + pobegli nevtroni Koeficient P je verjetnost, da nevtroni ne pobegnejo iz končnega sistema, ampak ostanejo v sistemu, dokler se ne absorbirajo. Zato se P imenuje faktor pobega za sistem. Pomnoževalni faktor k s formulo (4) je razdeljen na dva faktorja. Prvi faktor je pomnoževalni faktor neskončnega sredstva k, ki je funkcija materialov (goriva, moderatorja, hladila, sestave), kakor tudi razporeditev materialov v reaktorju. Drugi del, P, upošteva pobeg nevtronov, in je odvisen predvsem od geometrije (velikosti in oblike) reaktorja in v majhni meri od materialov v reaktorju. Verjetnost za pobeg se zmanjšuje z velikostjo reaktorja in P se približa vrednosti 1 v neskončnem sistemu. 9

10 Računanje pomnoževalnega faktorja je zahteven problem. Upoštevati je namreč treba, da za nevtrone v reaktorju velja energijska porazdelitev. Nevtroni nastali pri cepitvah fisijskih jeder imajo veliko energijo (nekaj MeV). Ker za cepitveno reakcijo z nevtroni velja, da je mikroskopski presek tem večji, čim manjša je energija nevtronov, želimo v reaktorju nevtrone upočasniti (moderirati) do nizkih (termičnih) energij, kjer cepitveni presek močno naraste. Nevtroni se moderirajo s sipanjem na lahkih jedrih, pri čemer izgubljajo kinetično energijo. Po določenem številu trkov se kinetična energija nevtronov uravnovesi s kinetično energijo termičnega gibanja atomov, na katerih se nevtroni sipljejo. Tako upočasnjene nevtrone imenujemo termični nevtroni. Energijska porazdelitev termičnih nevtronov je maxwellska [7], termični nevtroni se obnašajo kot plin, ki je v termičnem ravnovesju z medijem, v katerem se nahaja in prevzame tudi njegovo temperaturo. V reaktorju dobimo termične nevtrone le, če reaktor vsebuje dovolj lahkih jeder. Snov z lahkimi jedri (npr. vodik), ki nevtrone moderira, se imenuje moderator. Pri procesu moderiranja, se nekaj nevtronov tudi absorbira, zlasti v jedrih 38 U, ki se nahaja v gorivu. Za absorbcijski presek je značilno, da ima v območju energij (ev kev) resonančne vrhove, kjer se nevtroni ujamejo in se izgubijo. Nevtroni se lahko izgubijo tudi kot termični, saj se lahko absorbirajo v jedrih moderatorja (npr. O, H) in konstrukcijskem materialu (Fe). Poleg procesa upočasnjevanja nevtronov, ki vpliva na proces pomnoževanja nevtronov, je treba upoštevati tudi heterogenost reaktorskega sistema. Cepitve potekajo v gorivu, ki se nahaja v gorivnih elementih, in je ločeno od moderatorja s tanko kovinsko prevleko (srajčko). Gorivni elementi so na določen način razporejeni po moderatorju, tako da je vsak element obdan z moderatorjem, vodo, ki služi tudi kot hladilo. Nevtroni, sproščeni s cepitvami v gorivnih elementih, se večinoma upočasne v samem gorivu, nekaj pa jih uide v moderator, kjer se upočasnijo, s čimer se izognejo resonančni absorbciji v gorivu. Kot termični nevtroni nato zaidejo nazaj v gorivo, kjer povzročijo nove cepitve. Kompleksnost sestave (različni materiali), geometrije reaktorja in zelo zapletena energijska odvisnost jedrskih presekov ima veliko vlogo pri računski analizi pomnoževanja nevtronov v reaktorju, zato je kvantitativni analitični izračun k nemogoč. 10

11 Kvantitativne analize v reaktorski fiziki opravljajo s pomočjo računalniških programov. S preprostimi približki pa si pomagajo, če želijo pojasniti kvalitativno fizikalni model. Najbolj uporaben preprost približek, s katerim lahko popišemo upočasnjevanje nevtronov, je dvogrupni difuzijski model. V preprostem dvogrupnem približku zapišemo enačbo (4) v obliki: k = k P T P F, (5) kjer je P P T F 1 = verjetnost, da nevtron ne bo pobegnil iz reaktorja pri termični energiji in 1+ B L T 1 = verjetnost, da nevtron ne bo pobegnil iz reaktorja pri višjih energijah od 1+ B L F termične. Ker so vsi reaktorji zgrajeni tako, da je pobeg iz reaktorja čim manjši, sta PF in PT običajno zelo blizu 1. Po definiciji je k pomnoževalni faktor neskončno velikega reaktorja, za katerega velja P T = P F = 1. Sledi kritična enačba: k = k 1 ( ) 1+ B LT + LF, (6) kjer je B lastna vrednost operatorja pobega, ki jo za preprosto geometrijo lahko celo eksplicitno izvrednotimo (za homogen valjast reaktor npr. B = ( π / h) + (.601/ R), kjer sta R [m] in h [m] polmer in višina valjastega reaktorja). Za kritičen reaktor vedno velja B 0. L in L je difuzijska dolžina za termične oziroma hitre nevtrone, ki je T F sorazmerna razdalji, do katere nevtron pripotuje, preden se absorbira ali pobegne. 11

12 Difuzijska dolžina L je odvisna od sestave reaktorja in jo lahko določajo eksperimentalno. Tabelirana je v obliki empiričnih formul v odvisnosti od temperature. Eksperimentalne vrednosti za L in L pri normali gostoti in sobni temperaturi (0 C) pri moderatorju H O so podane v tabeli 4.1: T F Tabela 4.1: Tipične vrednosti difuzijskih dolžin g L [ cm] L [ cm] 3 gostota[ / cm ] T F Enačba (5) popisuje k v dvogrupnem difuzijskem modelu. Pri eksperimentu pa se meri reaktivnost, ki jo definirana z enačbo () in je v dvogrupnem difuzijskem približku enaka: ( T F) 1+ B L + L ρ 1, (7) k saj nas običajno zanima sprememba reaktivnosti skoraj kritičnega reaktorja ( ρ 0 ). Predpostavili smo tudi, da gorivo obdaja voda in da je torej pobeg iz sistema odvisen od difuzijskih lastnosti vode. Da bi lažje razumeli odvisnost α od različnih parametrov, bomo izpeljali odvisnost α od T z nekaj enostavnimi približki. Odvisnost difuzijske dolžine od temperature in gostote vode d je podana v literaturi [8] v obliki empiričnih formul: d0 T T (, ) = T ( 0, 0) d T0 L d T L d T (8) d0 LF = LF ( d0 ) d, (9) 1

13 kjer je referenčna gostota pri referenčni temperaturi T (0 C). Difuzijska dolžina za d0 0 hitre nevtrone L F ni odvisna od temperature, ker je energija teh nevtronov mnogo večja od termičnih energij. Na koncu lahko združimo enačbi (7) in (8) z enačbo (6) in izračunamo njen odvod, kjer upoštevamo, da L F ni odvisen od temperature, d T BL( d, T 0 0) T k k 1 d T = 0 0 k T T + B ( L + L T F) + B L + L 1 1 ( ( T F) ) (10) Z upoštevanjem enačb (1), () in rezultata (9), sledi temperaturni koeficient reaktivnosti: d BLT ( d0, T0) k d 0 T0 α = k T 1+ B L + L T oziroma ( T F) 0.03 (11) d BL( d, T) 1 α k T 1+ B L + L T 0 0 k d 0 ( T F), (1) saj 0.97( T T 0.03 ) 1. V enačbi (1) vidimo, da TKR razpade na dva dela: prvi del je 0 / odvisen od sestave reaktorja, drugi del pa od njegove geometrije. Drugi del enačbe da vedno negativen prispevek k temperaturnemu koeficientu, saj je ulomek vedno pozitiven z naraščanjem temperature. Zato se z njim v nadaljevanju ne bomo več ukvarjali. Vzrok za pozitiven izmerjen TKR treba iskati v prvem delu formule (1), torej v mehanizmu upočasnjevanja in transporta nevtronov v pomnoževalnem sredstvu. Tega pa ne morejo več popisati s preprostimi približki, ampak si pomagajo z natančnim fizikalnim modelom, ki je vgrajen v računalniškem programu WIMS [9]. 13

14 4. Odvisnost od temperature k Za fizikalno razlago si pomagajo s programom WIMS, ki se običajno uporablja za računanje energijske in krajevne odvisnosti nevtronskega fluksa v reaktorju, saj so dosedanje izkušnje pokazale, da se numerični izračuni dobro ujemajo z dosedanjimi meritvami na reaktorju TRIGA. Vendar računanje fluksa ne poteka po celotnem reaktorju, ampak sredico reaktorja razdelijo na osnovno celico v neskončni periodični mreži in sicer v 1D cilindrični geometriji. Osnovna celica je sestavljena iz goriva, srajčke in moderatorja (slika 4.1). WIMS najprej izračuna energijski spekter fluksa v celici in sicer v popolni 69 grupni energijski strukturi, rezultati računa so večgrupni fluks in makroskopski preseki vseh materialov. Nato program še enkrat reši transportno enačbo v popolni geometriji, ki jo poda uporabnik in sicer z metodo diskretnih ordinat (SN), kjer ostane samo še krajevna in kotna porazdelitev. Na osnovi teh računov nato določi difuzijske konstante in ostale makroskopske malo grupne preseke za vse materiale v vseh regijah. Njen pomnoževalni faktor je po definiciji enak k, ker upošteva periodični robni pogoj. Podrobnejši opis programa s primeri in fizikalnim modelom je podan v literaturi [9]. SLIKA 5.1:Skica elementarne osnovne celice. Indeks 1-gorivo, -srajčka, 3-hladilo 14

15 Da bi jim uspelo poiskati vzrok za pozitiven TKR, so s programom WIMS posebej izračunali temperaturni koeficient goriva in vode ločeno, kar jim pomaga pri analizi realnega (izmerjenega) temperaturnega koeficienta. Rezultati so predstavljeni grafično na slikah 4.1, 4., 4.3. Na slikah 4.1, 4. in 4.3 vidimo odvisnost izotermičnega TKR, TKR goriva in TKR vode v odvisnosti od temperature. 1,6 1,4 α IZO [10-5 /K] 1, 1,0 0, Temperatura [ K] Slika 4.1: Odvisnost izotermičnega temp. koeficienta od temperature (gostota voda je konstantna) -3,30-3,35-3,40 α goriva [10-5 /K] -3,45-3,50-3,55-3, Temperatura [K] Slika 4.: Odvisnost temperaturnega koef. goriva od temperature (pri konstantni temperaturi in gostoti vode) 15

16 5,4 5, 5,0 4,8 α vode [10-5 /K] 4,6 4,4 4, 4,0 3, Temperatura [K] Slika 4.3: Odvisnost temperaturnega koeficienta vode od temperature (pri konstantni temperaturi goriva in konstantni gostoti vode) Iz grafa 4.1 vidimo, da tudi računski model potrdi pozitiven izotermični TKR pri nizki temperaturi (pod 30 C). Poleg tega so izračunali prispevek goriva k celotnem koeficientu tako, da so spreminjali samo temperaturo goriva (graf 4.), pri čemer je bila temperatura vode konstantna in prispevek, kjer se spreminja samo temperatura vode, pri čemer je temperatura goriva konstantna (graf 4.3). Kljub temu, da je pri sobni temperaturi izotermični TKR pozitiven, je izračunan temperaturni koeficient goriva negativen. To pomeni, da pozitiven prispevek k izotermičnem temperaturnem koeficientu prispeva voda, katere učinek preseže negativen prispevek goriva pri sobni temperaturi. Za kisik in vodik v vodi velja, da sta znatna absorberja termičnih nevtronov. Njun absorbcijski presek ima pri nizki energiji značilno 1/ E odvisnost. Če se energija termičnih nevtronov poveča zaradi povečane temperature, čutijo manjšo absorbcijo v vodi. Reakcij absorbcije je manj in reaktivnost se poveča, temperaturni koeficient reaktivnosti pa je zato pozitiven. 16

17 6. Zaključek Povratni temperaturni efekt je najpomembnejši povratni efekt, ki deluje v reaktorju, kar igra pomembno vlogo pri varnosti reaktorja. Izmerjena vrednost TKR pri nizki temperaturi je pozitivna. Da bi pojasnili nepričakovano vrednost TKR, lahko z dvogrupnim difuzijskim približkom najprej pokažejo, da pozitivno vrednost TKR lahko pojasnijo s pomnoževalnim faktorjem neskončnega sredstva. Zato so fizikalno razlago učinka nadaljevali z numeričnim izračunom, ki dobro opiše diferencialne sipalne preseka za sipanje počasnih nevtronov na vodiku v vodi in cirkonijevem hidridu in tudi preseke za zajetje na vseh v sredici prisotnih materialih ter presek za razcep v vseh materialih osnovne celice. Računski model potrdi, da pri nizki temperaturi (pod 30 C) izotermični TKR postane pozitiven. Računsko lahko ločijo prispevek goriva in vode k celotnem koeficientu. Ugotovili so, da pozitiven prispevek k izotermičnem TKR nastane zaradi premika termičnega spektra k višji energiji v vodi. Učinek preseže negativen prispevek goriva pri sobni temperaturi. Pri višji temperaturi prevlada vpliv goriva, zato tega učinka pri obratovanju niso opazili. 17

18 Literatura [1] John Jay Hopkins Laboratory for pure and applied Science; General Atomic, Technical Fundations for TRIGA, San Diego 1. California (1958). [] I. Mele, M. Ravnik, A. Trkov; TRIGA Mark II Benchmark Experiment, Part I: Steady-State Operation; Nuclear Technology 105, 1: (1994). [3] T. Žagar, M. Ravnik, A. Trkov; Isothermal Temperature Reactivity Coefficient in TRIGA Reactor, International Conference, Nuclear Energy for New Europe, Slovenia (00). [4] G. Pregl, L. Lipič, D.Kavšek, M. Ravnik, I. Mele, V. Dimic, B. Pucelj, A. Loose; Varnostno poročilo za reaktor TRIGA Mark II v Podgorici; IJS-DP 583 Revizija 3, IJS delovno poročilo, Institut "Jožef Stefan", Ljubljana (199). [5] J. J. Duderstadt, L.J. Hamilton; Nuclear Reactor Analysis, John Wiley & Sons, ZDA (1976). [6] T. Žagar, M. Ravnik; Reactivity Measurements and Control Rod Calibration using Digital Reactivity Meter DMR-043, IJS-DP-8548, IJS Delovno poročilo, Ljubljana (00). [7] R. Kladnik; Reaktorska fizika; Društvo matematikov, fizikov in astronomov, Ljubljana (198). [8] J.R. Lamarsh; Introduction to Nuclear Reactor Theaory, Addison-Wesley Publishing Company, Reading, Massachusetts, ZDA (1983). [9] T. Kulikowska; Introduction to Reactor Lattice Calculations by the WIMSD Code, RAPORT IAE-43/A; Institute of Atomic Energy, Poland (1998). 18