atw - International Journal for Nuclear Power | 01.2020

nucmag.com 

2020 

1 

ISSN · 1431-5254 

24.– € 

Energy Supply 

Without Nuclear: 

Winter 2022/23 

is Coming 

Dual-Use Act in Trialog 

Nuclear Power Plants: 

2019 atw Compact Statistics 

Programme Overview Inside!

Kommunikation und 

Training für Kerntechnik 

Suchen Sie die passende Weiter bildungs maßnahme im Bereich Kerntechnik? 

Wählen Sie aus folgenden Themen: Dozent/in Termin/e Ort 

3 Atom-, Vertrags- und Exportrecht 

Atomrecht – Ihr Weg durch Genehmigungs- und 

Aufsichtsverfahren 

RA Dr. Christian Raetzke 18.02.2020 Berlin 

Atomrecht – Was Sie wissen müssen 

RA Dr. Christian Raetzke 

Akos Frank LL. M. 

11.11.2020 Berlin 

Atomrecht – Das Recht der radioaktiven Abfälle RA Dr. Christian Raetzke 10.03.2020 Berlin 

Export kerntechnischer Produkte und Dienstleistungen – 

Chanchen und Regularien 

3 Kommunikation und Politik 

RA Kay Höft M.A. (BWL) 17.06.2020 Berlin 

Public Hearing Workshop – 

Öffentliche Anhörungen erfolgreich meistern 

Dr. Nikolai A. Behr 10.11. - 11.11.2020 Berlin 

3 Rückbau und Strahlenschutz 

In Kooperation mit dem TÜV SÜD Energietechnik GmbH Baden-Württemberg: 

Das neue Strahlenschutzgesetz – 

Folgen für Recht und Praxis 

Stilllegung und Rückbau in Recht und Praxis 

Dr. Maria Poetsch 


Dr. Stefan Kirsch 


28.01. - 29.01.2020 

16.06. - 17.06.2020 

23.09. - 24.09.2020 

Berlin 

17.03. - 18.03.2020 Berlin 

3 Nuclear English 

English for Nuclear Business Angela Lloyd 01.04. - 02.04.2020 Berlin 

3 Wissenstransfer und Veränderungsmanagement 

Veränderungsprozesse gestalten – Heraus forderungen 

meistern, Beteiligte gewinnen 

Erfolgreicher Wissenstransfer in der Kerntechnik – 

Methoden und praktische Anwendung 

Dr. Tanja-Vera Herking 

Dr. Christien Zedler 

Dr. Tanja-Vera Herking 

Dr. Christien Zedler 

21.01. - 22.01.2020 Berlin 

24.03. - 25.03.2020 Berlin 

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Die INFORUM-Seminare können je nach 

Inhalt ggf. als Beitrag zur Aktualisierung 

der Fachkunde geeignet sein.

atw Vol. 65 (2020) | Issue 1 ı January 

USA: 80 Years Actually 

3 

When nuclear energy was at its beginning in the 1950s and 1960s and the first nuclear power plants for energy supply 

were built commercially, the question of a suitable regulatory framework also arose. Among other things, it was 

necessary to establish licensing and supervisory procedures that would guarantee safety and thus also responsibility 

and acceptance at an optimum level from the first to the last day of operation and beyond. On the other hand, the 

potential and future operators also had to be able to plan with a sufficiently safe operating period in order to decide on 

the technical and financial investment. 

In the USA, then President Dwight D. Eisenhower set an 

important political signal for the national and international 

expansion of nuclear energy with his “Atoms for Peace” 

speech on 8 December 1953. The U.S. Atomic Energy Act of 

1956 opened up a reliable, long-term perspective for 

nuclear in the U.S. Since then, a staggered licensing concept 

based on this and other regulations has ensured the reliable 

operation of nuclear power plants in the United States from 

a regulatory and technical/safety point of view. The regulatory 

basis stipulates that the first operating licence is issued 

for a period of 40 years. In addition, the regulations provide 

for the possibility of a license extension for a further 

20 years. There is no restriction on the number of such 

subsequent licenses. These extensions are based on 

corresponding evidence of plant safety, which has to be 

demonstrated and guaranteed for the entire intended 

licensing period. 

Some of the other countries that use nuclear energy 

have similar regulations, others deviate, for example, with 

regard to licensing periods – e.g. follow-up licenses are 

granted for 10 years – and others have no time limit at all. 

It must be clearly pointed out at this point that the individual 

safety of nuclear power plants must be guaranteed 

at all times, irrespective of operating time regulations. 

Safety depends on the situation. 

In the USA, the Nuclear Regulatory Commission (NRC) 

started in the early 1980s to systematically record and 

investigate ageing processes and thus important aspects of 

long-term nuclear safety. At the beginning of the 1990s, 

the result was that the previously announced plant 

extensions – the Atomic Energy Act dates from 1956, see 

above – could also be technically implemented. From a 

timing point of view, this statement was appropriate. 

Early-to-mid-1990s, nuclear energy in the USA was at a 

crossroads between the continued operation of existing 

plants and short-term final shut-down. Only moderate 

availability of nuclear power plants of average 55 to 70 % 

(period: 1970 to 1990) and correspondingly significant 

high generation costs stood in contrast to increasingly 

favour able generation costs, especially for coal and 

gas-fired power plants. The U.S. nuclear power plant 

operators made the right decision both retrospectively and 

with a view to the future: Measures to improve operational 

reliability and availability were developed and implemented 

in a coordinated and joint manner in the USA, all 

with a view to extending operating lifetime. One result is 

164 individual measures in U.S. nuclear power plants with 

power increases in the plants totalling 7,921 MWe (net) – 

roughly equivalent to the addition of 7 powerful nuclear 

power plants. A further visible result is the increase in 

availability to 92.3 % today (2018) and thus the top result 

worldwide for a country's nuclear power plant park. In 

other words, nuclear power plants in the USA today produce 

50 to 80 % more electricity than 30 years ago. 

As far as the long-term prospects for the operation of 

nuclear power plants are concerned, the year 2000 set a 

first mark: After two years of evaluation, five nuclear 

power plant units were the first plants in the USA to receive 

an initial renewal license in the spring of the year to 

operate for a period of 20 additional years to a total 

operating life of 60 years. To date, a further 94 permits 

have been issued. Four further applications for lifetime 

extensions have been announced to NRC until 2022. This 

means that all nuclear power plants in the USA for which 

longer operating times are planned by the operator now 

have the required 20-year initial renewal licence or the 

process has been initiated. 

But that is not all: As mentioned above, the number of 

further lifetime extensions is not limited to the first 

approval according to U.S. regulations. One result of the 

early evaluation of the long-term safety of the U.S. nuclear 

power plants by NRC was also that beyond the operating 

time of 60 years, essential components of the nuclear 

power plants which determine the long-term safety can 

easily be extended beyond that. In July 2017, the NRC 

therefore published a guideline for the evaluation of 

“ subsequent license renewal applications”: the guideline 

includes, among other things, details of the 45-day policy 

review for the application documents as well as the 

subsequent review of the safety-related aspects and the 

environmental impact assessment. 

In January 2018, the operator Florida Power & Light of 

the Turkey Point nuclear power plant – two pressurised 

water reactors with a gross capacity of about 885 MWe 

each are operated at the site located about 30 km south 

of Miami in the U.S. state of Florida – submitted the 

application for the second, subsequent 20-year lifetime 

extension. On 5 December 2019, NRC announced that it 

had approved the application for the extension of the 

operating licence for both nuclear power plant units. For 

the first time, this is an 80 year licence for a nuclear power 

plant in the USA. The Turkey Point 3 unit can thus supply 

the customers with electricity until 19 July 2052 and the 

Turkey Point 4 unit until 10 April 2053. Two further 

applications for the reactors Peach Bottom 2 & 3 and Surry 

1 & 2 are in the approval process. Decisions on these are 

expected in 2020. 

Both the NRC's decision and the transparent approval 

process – interested parties can expect around 5,000 pages 

of publicly accessible technical information on the NRC 

website alone – have one thing in common: it impressively 

demonstrates, that it is not age but proven safety that is 

decisive for nuclear energy. 

Christopher Weßelmann 

– Editor in Chief – 

EDITORIAL 

Editorial 

USA: 80 Years Actually


EDITORIAL 4 

USA: Tatsächlich 80 Jahre 

Als die Kernenergie in den 1950er- und 1960er-Jahren aus den Kinderschuhen entwuchs und erste Kernkraftwerke für 

die Energieversorgung kommerziell errichtet wurden, stellte sich auch die Frage nach einem geeigneten Regelwerk. Unter 

anderem galt es, Genehmigungs- und Aufsichtsverfahren zu etablieren, die in Bezug auf die Sicherheit und damit auch 

Verantwortung und Akzeptanz vom ersten bis zum letzten Betriebstag und darüber hinaus diese stetig auf optimalem 

Niveau gewährleisten. Andererseits mussten die potenziellen und späteren Betreiber auch mit einer ausreichend sicheren 

Perspektive planen können, um sich für die technische und finanzielle Investition zu entscheiden. 

In den USA hatte der damalige Präsident Dwight D. Eisenhower 

mit seiner „Atoms for Peace“-Rede am 8. Dezember 

1953 ein wichtiges politisches Signal für den nationalen und 

internationalen Ausbau der Kernenergie gesetzt. Die verlässliche, 

langfristige Perspektive in den USA eröffnete dann 

das U.S.-Atomgesetz von 1956. Ein darauf und weiteren 

Regularien basierendes zeitlich gestaffeltes Geneh mi gungskonzept 

gewährleistet seitdem regulatorisch und sicherheitstechnisch 

verlässlich den Betrieb der Kernkraftwerke. Die 

regulatorische Grundlage sieht vor, dass die erste Betriebsgenehmigung 

auf eine Laufzeit von 40 Jahren festgelegt ist. 

Zudem sehen die Regelungen die Möglichkeit einer 

Genehmi gungsverlängerung für weitere 20 Jahre vor. Eine 

Einschränkung für die Zahl solcher Verlängerungen besteht 

nicht. Eine Vorraussetzung für diese Betriebszeitverlängerungen 

sind entsprechende Nachweise für die Anlagensicherheit, 

die für den gesamten angestrebten Genehmigungszeitraum 

nachzuweisen und zu gewährleisten ist. 

In den weiteren Kernenergie nutzenden Staaten 

existieren teils ähnliche Regularien, teils weichen diese 

zum Beispiel hinsichtlich der Genehmigungszeiträume ab 

– Folgegenehmigungen werden z. B. für 10 Jahre ausgesprochen 

oder aber sind auch gänzlich unbefristet. 

Deutlich muss an dieser Stelle darauf hingewiesen 

werden, dass die individuelle Sicherheit der Kernkraftwerke 

unabhängig von Laufzeitregularien jederzeit zu 

gewährleisten ist. Sicherheit ist abhängig von der Sachlage. 

In den USA hatte die Aufsichtsbehörde Nuclear Regulatory 

Commission (NRC) in den frühen 1980er-Jahren 

begonnen, Alterungsprozesse und damit wichtige Aspekte 

der Langzeitsicherheit systematisch zu erfassen und zu 

untersuchen. Anfang der 1990er-Jahre war das Ergebnis, 

dass sich die zuvor avisierten Betriebsverlängerungen – der 

Atomic Energy Act stammt aus dem Jahr 1956, s. o. – auch 

technisch realisieren lassen. Vom Zeitpunkt her passte diese 

Feststellung. Anfang, Mitte der 1990er Jahre stand die 

Kernenergie in den USA auf dem Scheideweg zwischen 

Weiterbetrieb der bestehenden Anlagen und kurzfristiger 

endgültiger Stilllegung. Nur mäßigen Arbeitsverfügbarkeiten 

der Kernkraftwerke von im Mittel 55 bis 70 % (Zeitraum: 

1970 bis 1990) und entsprechend signifikant hohen 

Erzeugungskosten standen günstiger werdende Erzeugungs 

kosten vor allem von Kohle- und Gaskraftwerken 

gegenüber. Die U.S.-Kernkraftwerksbetreiber entschieden 

sich sowohl rück- als auch in die Zukunft blickend damals 

richtig: Koordiniert und gemeinsam wurden in den USA 

Maßnahmen entwickelt und umgesetzt, um die betriebliche 

Zuverlässigkeit sowie die Verfügbarkeit zu verbessern, alles 

auch mit Blick auf Verlängerungen der Laufzeiten. Ein 

Ergebnis sind 164 Einzelmaßnahmen in U.S.-Kernkraftwerken 

mit Leistungserhöhungen in den Anlagen von in 

Summe 7.921 MWe (netto) – dies entspricht in etwa dem 

Zubau von sieben leistungsstarken Kernkraftwerken. Ein 

weiteres sichtbares Ergebnis ist die Steigerung der Verfügbarkeiten 

auf heute (2018) 92,3 % und damit das weltweite 

Spitzen ergebnis für den Kernkraftwerkspark eines Landes. 

Anders ausgedrückt, produzieren Kernkraftwerke in den 

USA heute 50 bis 80 % mehr Strom als vor 30 Jahren. 

Was die Langfristperspektiven des Kernkraftwerksbetriebs 

betrifft, setzte das Jahr 2000 eine erste Marke: 

Nach zwei Jahren Prüfung erhielten im Frühjahr des 

Jahres gleich fünf Kernkraftwerksblöcke als erste Anlagen 

in den USA überhaupt die Genehmigung für einen um 

20 Jahre längeren Betrieb auf dann 60 Jahre Gesamtbetriebszeit. 

Bis heute wurden weitere 94 Genehmigungen 

erteilt. Vier weitere Anträge auf Laufzeitverlängerung sind 

bis zum Jahr 2022 bei der NRC avisiert. Damit besitzen alle 

Kernkraftwerke in den USA, für die längere Betriebszeiten 

vom Betreiber geplant sind, die erforderliche Genehmigung 

bzw. der Verfahrensprozess ist initiiert. 

Damit nicht genug: Wie eingangs erwähnt, ist die 

Anzahl von weiteren Laufzeitverlängerungen auf die Erstgemnehmigungen 

gemäß U.S.-Regularien nicht begrenzt. 

Ein Ergebnis der frühen Evaluierung der langfristigen 

Sicherheit der U.S.-Kernkraftwerke durch die NRC war 

auch, dass jenseits der Betriebszeit von 60 Jahren wesentliche, 

die Langzeitsicherheit bestimmende Komponenten 

der Kernkraftwerke ohne Weiteres auch darüber hinaus 

gehende Laufzeiten gestatten. Im Juli 2017 veröffentlichte 

die NRC daher einen Leitfaden für die Evaluierung von 

„Folgeanträgen auf Laufzeitverlängerung“: der Leitfaden 

umfasst unter anderem Details zum 45 Tage dauernden 

Grundsatzreview für die Antragsunterlagen sowie die 

folgende Prüfung der sicherheitstechnischen Aspekte und 

der Umweltverträglichkeitsprüfung. 

Im Januar 2018 übermittelte der Betreiber Florida 

Power & Light des Kernkraftwerks Turkey Point – zwei 

Druckwasserreaktoren mit jeweils rund 885 MWe Bruttoleistung 

werden am rund 30 km südlich von Miami im 

U.S.-Bundesstaat Florida gelegenen Standort betrieben – 

den Antrag auf die zweite 20-Jahres-Laufzeit verlängerung. 

Am 5. Dezember 2019 teilte die NRC mit, dass sie den 

Antrag auf Verlängerung der Betriebsgenehmigung für 

beide Kernkraftwerksblöcke genehmigt habe. Dies ist 

erstmalig eine Genehmigung für 80 Jahre Laufzeit für ein 

Kernkraftwerk in den USA. Der Block Turkey Point 3 kann 

damit bis zum 19. Juli 2052 Strom produzieren, die Anlage 

Turkey Point 4 bis zum 10. April 2053. Zwei weitere 

Anträge für die Reaktoren Peach Bottom 2 & 3 sowie 

Surry 1 & 2 befinden sich im Genehmigungsprozess. 

Ent scheidungen zu diesen werden in 2020 erwartet. 

Eines haben sowohl die Entscheidung der NRC als auch 

der transparente Genehmigungsprozess – den Interessierten 

erwarten allein rund 5.000 Seiten öffentlich 

zugäng licher technischer Informationen auf den Webseiten 

der NRC – gemeinsam: eindrucksvoll wird für die 

Kernenergie demonstriert, dass nicht das Alter, sondern 

die nach ge wiesene Sicherheit entscheidend ist. 

Christopher Weßelmann 

– Chefredakteur – 

Editorial 

USA: 80 Years Actually


Forward-looking Balance of the Supply and Demand Equilibrium 

for Electricity in France by RTE 

2019 Edition 

The French transmisson system operator RTE (Réseau de transport 

d'électricité) presented the annual Forward-looking balance 

of the supply and demand equilibrium for electricity in France 

(Bilan prévisionnel de l’équilibre offer-demande d’électricité en 

France) in November. The 2019 edition includes a modeling of 

the electrical systems of other European countries next to the 

analysis of the French situation. The latter one is characterized for 

the upcoming years by the phase-out of the remaining coal fired 

power plants till 2022 (-3 GW) and the shut-down of the two 

units of the NPP Fessenheim in February and June 2020 

(-1,8 GW). This takes place in the context of an increased number 

of NPP 10-year refurbishments in France, the postponed start of 

operation of unit 3 of the NPP Flamanville only in 2023/24 

(+1,6 GW) and of major coal and nuclear phase-out policies of 

neighboring countries of France. Altogether these factors will 

lead to a period of high alertness concerning the security of 

electricity supply in France from the end of 2022 to 2025. In this 

period the national criterion (the duration in which the balance 

between supply and demand of electricity cannot be guaranteed 

by the electricity market has to be inferior to three hours in all 

analyzed scenarios) cannot be guaranteed. In this time a cold 

spell such as in 2012 will lead to the necessity of load shedding in 

most scenarios and the electrical system will be vulnerable to 

weather situations in which low wind prevails in many parts of 

Europe and will make the import of electricity to France difficult or 

impossible. Below you find an overview of major planned or 

announced reductions to disposable generation in countries 

neighboring France. 

5Did you know...? 

DID YOU EDITORIAL KNOW...? 5 

Main objectives for the phase-out of thermal power plants in Europe 

Gradual phase-out 

of coal power till 2025 

-4 GW 

Shut-down of the 

last reactor in 2025 

-6 GW 



-9 GW 

Shut-down of the 

last reactor in 2022 

-9.5 GW 



-15 GW till 2030 

Source: RTE, Bilan prévisionnel de l’équilibre offre- demande d’électricité en France, Édition 2019 



-6 GW 

For further details 

please contact: 

Nicolas Wendler 

KernD 

Robert-Koch-Platz 4 

10115 Berlin 

Germany 

E-mail: presse@ 

KernD.de 

www.KernD.de 

Did you know...?


6 

Issue 1 | 2020 

January 

CONTENTS 

Contents 

Editorial 

USA: 80 Years Actually E/G . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 

Did you know...? . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 

Inside Nuclear with NucNet 

Nuclear Fusion / Revived € 20 Billion Iter Project 

‘Entering a Critical Phase’ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .8 

Feature | Energy Policy, Economy and Law 

Energy Supply Without Nuclear: 

Winter 2022/23 is Coming . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9 

Spotlight on Nuclear Law 

Dual-Use-Verordnung im Trilog G . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11 

Calendar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 

Environment and Safety 

Analysis of Ultimate Response Guidelines 

for Chinshan Nuclear Power Plant in Taiwan to Cope 

with Postulated Compound Accident . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 

Decommissioning and Waste Management 

Decommissioning & Dismantling of the 

Rossendorf Research Reactor RFR | Part 2 G . . . . . . . . . . . . . . 17 

Research and Innovation 

Thermal-Hydraulic Analysis for Total Loss 

of Feedwater Event in PWR using SPACE Code . . . . . . . . . . . . . 25 

CFD Simulation of Flow Characteristics and 

Thermal Performance in Circular Plate and Shell Oil Coolers . . . . 29 

Research on Neutron Diffusion and Thermal Hydraulics 

Coupling Calculation based on FLUENT and 

its Application Analysis on Fast Reactors . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 

Kerntechnik 2020 

Programme Overview E/G . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 

KTG Inside . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47 

Statistics 

Nuclear Power Plants: 2019 atw Compact Statistics . . . . . . . . . . 48 

Obituary 

Prof. Dr. Dr. Adolf Birkhofer G . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53 

Cover: 

Requirements and challenges 

for a secure electricity supply. 

G 

E/G 

= German 

= English/German 

News . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54 

Nuclear Today 

New Year Brings a Fresh Political Challenge 

for a Champion of Climate Change . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 

Imprint . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 

Contents


7 

Feature 

Energy Policy, Economy and Law 

9 Energy Supply Without Nuclear: 

Winter 2022/23 is Coming 

CONTENTS 

Roman Martinek 


11 Dual-Use Act in Trialog 

Dual-Use-Verordnung im Trilog 

Ulrike Feldmann 


17 Decommissioning & Dismantling of the 

Rossendorf Research Reactor RFR | Part 2 

Stilllegung und Rückbau 

des Rossendorfer Forschungsreaktors RFR | Teil 2 

Reinhard Knappik, Klaus Geyer, Sven Jansen and Cornelia Graetz 


25 Thermal-Hydraulic Analysis for Total Loss of Feedwater Event in PWR 

using SPACE Code 

MinJeong Kim, Minhee Kim, Junkyu Song, Bongsik Chu, Jae-Seung Suh and Hyunjin Lee 

29 CFD Simulation of Flow Characteristics and Thermal Performance 

in Circular Plate and Shell Oil Coolers 

Shen Ya-jie, Gao Yong-heng and Zhan Yong-jie 

Statistics 

48 Nuclear Power Plants: 2019 atw Compact Statistics 

Editorial 

Contents


8 

Nuclear Fusion / Revived € 20 Billion Iter 

Project ‘Entering a Critical Phase’ 

INSIDE NUCLEAR WITH NUCNET 

Success will represent a breakthrough 

that could secure clean, safe energy for millions of years 

The International Thermonuclear Experimental Reactor (Iter) under construction at Cadarache in southern France is 

more than 65 % complete and entering a critical phase as it aims to meet a first plasma deadline of 2025, project head 

Bernard Bigot told NucNet. 

First plasma means that the reactor is able to successfully 

generate a molten mass, 840 m 3 to be exact, of electricallycharged 

gas, or plasma, inside its core. 

For the next three years the focus is getting all main 

components for the fusion reactor in place, Mr Bigot said, 

adding that “there is a lot of pressure”. Some components 

weigh up to 500 tonnes and making sure they are delivered 

on time and fit as they should is a huge challenge. 

Mr Bigot, who earlier this year was appointed to a 

second five-year term as director-general of the Iter Organisation, 

extending his tenure to March 2025, confirmed 

that the budget for the project, at 2016 prices, is € 20 bn. 

“It is my deep belief this project is needed and will 

work,” he said. “The world needs it. Fossil fuels will be 

depleted over the coming century and we need to find a 

replacement.” 

“As a scientist I have been looking for this technology 

for several decades. If we succeed it will be a real breakthrough 

for the world’s energy, not only in this century but 

for millions of years.” 

Fusion is the fundamental energy of the universe, 

perpetually powering the sun and stars. The desire to 

recreate and control this atomic energy on earth is the 

driving force behind Iter. 

Iter – meaning “the way” in Latin – will be the world’s 

largest fusion experiment. The steel and concrete superstructures 

nestled in the hills of southern France will house 

a 23,000-tonne machine, known as a tokamak, capable of 

creating what is essentially an earthbound star. The 

tokomak building, into which the tokomak itself will be 

placed, will be available from March 2020, Mr Bigot said. 

Scientists will heat a ring-shaped vacuum chamber to 

150 million (10 6 ) °C, 10 times hotter than the sun’s core. 

Inside this chamber two types of hydrogen atoms will collide 

with enough force to fuse in a superheated plasma at 

the highest temperatures in the universe. 

This “atomic soup” will be kept suspended away from the 

reactor walls using the force field of a magnet cage created 

by a coil of the world’s most powerful magnets. To withstand 

the heat these will be supercooled to the temperature 

of deep space, near absolute zero or minus 273 °C. 

Building a structure to contain mankind’s most 

advanced scientific experiment requires the combined 

efforts of more than 30 countries and many thousands of 

scientists from Iter’s core members: the European Union, 

China, India, Japan, South Korea, Russia and the US. 

Mr Bigot took to the helm of Iter four years ago, tasked 

with rescuing the project as it became beset by delays and 

spiralling costs. 

“We have seen a lot of change,” Mr Bigot said. “ Everyone 

is now complying with new best standards for project management. 

The atmosphere of the project has completely 

changed too. People believe that fusion is on track. Before 

it was almost a dream.” 

By 2025 they expect to start the first milestone 

experiments to prove that fusion technology can produce 

10 times more energy than it uses. The challenge ahead 

lies in keeping the contributions of 35 countries, and 

500 companies, carefully aligned to its schedule. This must 

be followed by painstaking assembly of the component 

parts on site in France. 

What is Fusion? 

Fusion is the same process involved in powering the sun 

and other stars in our universe. Energy is produced by 

fusing together light atoms, such as hydrogen, at the 

extremely high pressures and temperatures. These 

particular conditions are present in the sun’s core, delivering 

temperatures of up to 15 million °C. 

The extremely high temperatures can transfer a gas into 

a state of plasma, which is essentially an electricallycharged 

gas. Although plasma is rarely found on Earth, it is 

thought that more than 99 % of the universe exists as 

plasma. 

To replicate this process on Earth, gases need to be heated 

to extremely high temperatures of about 150 million °C 

at which point atoms become completely ionised. 

The easiest method for this type of fusion reaction is 

with two hydrogen isotopes: deuterium, extracted from 

water, and tritium, produced during the fusion reaction 

through contact with lithium. 

When deuterium and tritium nuclei fuse, they form a 

helium nucleus, a neutron and a lot of energy. 

The Tokamak 

The Iter Tokamak will weigh 23,000 tonnes and be 60 m in 

height. In a Tokamak the plasma is held in the looping 

structure. Using coils, a magnetic field is created that 

causes the plasma particles to oribit in spirals, without 

making contact with the chamber walls. 

The neutron has no electrical charge and is unaffected 

by the magnetic fields, allowing them to move away from 

the bond of the plasma. 

The neutrons are then absorbed by the surrounding 

walls transferring their energy into heat and generating 

steam from pools of water. 

Author 

NucNet 

The Independent Global Nuclear News Agency 

Editor responsible for this story: Kamen Kraev 

Secretary General, NucNet 

Avenue des Arts 56 2/C 

1000 Bruxelles 

www.nucnet.org 

Inside Nuclear with NucNet 

Nuclear Fusion / Revived € 20 Billion Iter Project ‘Entering a Critical Phase’


Feature | Energy Policy, Economy and Law 

Energy Supply Without Nuclear: 

Winter 2022/23 is Coming 


Only three and a few years are left in Germany before the scheduled shutdown of the country’s last nuclear power 

plants: by December 31, 2022, Isar, Neckarwestheim and Emsland NPPs (one reactor at each) will be disconnected from 

the grid. 

Of course, it cannot actually be argued that this event will 

mark the end of the atomic age in Germany – as research 

reactors and supporting industry enterprises (for example, 

uranium enrichment plants) continue to run smoothly and 

the issue of final disposal of nuclear waste still remains to 

be solved. And yet, giving up nuclear energy for electricity 

generation in Europe’s leading economy will be a milestone 

in itself. 

As this date draws closer, it is curious to observe the 

melting confidence that the decision taken in the spring of 

2011 to accelerate the nuclear phase-out was strategically 

reasonable. Without a doubt, considered per se, this step is 

quite feasible from a technical point of view – there could 

hardly arise any problem with shutting down several 

nuclear reactors (many reactors are routinely dis connected 

from the grid from time to time for scheduled maintenance). 

How calibrated this decision is with regard to the future 

energy supply in the country, is a different and increasingly 

resonating question asked by politicians who can no longer 

be branded as solely right-radical adepts of the Alternative 

for Germany. 

For example, this summer, the so-called “Union of 

Values” within the Christian Democratic Union (CDU) 

called for an extension of the service life of existing NPPs, 

while at the same time blaming the party’s leadership for 

an insufficiently determined climate policy. Politicians 

argued their position with the threat that is seemingly 

becoming ever more real threat that Germany will not 

achieve its climate targets under the Paris Agreement, as 

well as with rising electricity prices. By postponing the 

nuclear phase-out, the German government could give up 

coal in a more visible time, representatives of the Union 

said. 

Further, in September, Peter Hauk, Minister of Agriculture 

of the Federal State of Baden-Württemberg, took 

the floor. He expressed a similar idea: in his opinion, a 

discussion is needed on how feasible it could be to quit coal 

ten years ahead of schedule. A measure that could ensure 

the implementation of this idea into reality, according to 

Hauk, could be extending the service life of the reactors at 

Neckarwestheim and Philippsburg for the same ten years. 

Meanwhile, the politician did not fail to point out the lack 

of political will, noting that while nuclear energy is 

generally off the agenda, some compromise was still 

reached at the political level regarding coal. “This is a 

mistake, because the climate goals of the federal and state 

government will not be achieved,” Hauk lamented. 

Alarmed signals are also emanating from the industry: 

back in early 2019, Alfred Gaffal, President of the 

Association of the Bavarian Economy (VBW) drew 

attention to the threatening deficit of the region’s own 

electricity capacities that would hit the Bavarian economy, 

and said that “if there are no other options left, the issue of 

service life extension of nuclear reactors in Bavaria cannot 

be taken off the table”. 

In this light, recent reports indicating that Bavaria’s 

own electricity generation will certainly not be sufficient to 

meet the region’s needs imply that Bavaria will be forced to 

import electricity after 2022. The question is where this 

electricity will be supplied from – the pace of electricity 

grid expansion, which, as planned, should ensure the 

uninterrupted transmission of excess electricity from the 

north to the south of the country, is noticeably stalled. The 

threat seems quite real that Bavaria will be greeting the 

winter season of 2022/23 without an answer needed this 

badly. 

Meanwhile, in 2011, the state’s Prime Minister Horst 

Seehofer promised that even after the shutdown of 

Bavarian NPPs the region would still be capable of 

providing itself with electricity on its own. Now it seems 

that Bavaria is very, very far from this goal. In addition to 

the hampered development of power grid infrastructure, 

there are noticeable protests against windmills construction. 

Besides, gas power plants that regional 

politicians doubled down on a little more than eight years 

ago have proved to be overly expensive under the current 

market conditions. The “Energiewende” (i.e. German 

energy transition) seems to be close to a dead end – at least 

in Bavaria. 

FEATURE | ENERGY POLICY, ECONOMY AND LAW 9 

Feature 

Energy Supply Without Nuclear: Winter 2022/23 is Coming ı Roman Martinek


FEATURE | ENERGY POLICY, ECONOMY AND LAW 10 

Peter Hauk is certainly not the only high-profile 

politician who has questioned the advisability of nuclear 

phase-out until 2022. The European Commissioner for 

Budget, CDU member Gunter Oettinger believes that after 

2022, Germany will have to import electricity from foreign 

NPPs for rather a long time: “Thus, an automobile in 

Karlsruhe will drive eco-friendly on nuclear electricity 

from France”. In this connection, a logical question arises: 

does it make sense at all to shut down NPPs for some 

( apparently ideologically-motivated) dislike of nuclear 

energy, if this step forces imports of electricity from NPPs 

that are different only in that they are not in Germany? 

Finally, in late November, Prime Minister of North 

Rhine-Westphalia Armin Laschet said: “If we assume that 

CO 2 emissions and climate change present the most serious 

issues we should take care of, the order of phasing out 

nuclear and coal energy was chosen incorrectly“. According 

to Laschet, Germany should have first quit coal, instead 

of giving up nuclear. 

As is evident from the above positions, the question of 

which energy sources will be used in Germany for future 

national electricity supply is closely intertwined with the 

issue of compliance with the Paris Agreement goals and 

achievement of targets that the German government 

committed itself to. On the one hand, it is quite obvious 

that the current state and volumes of renewable energy 

generation will not allow to replace the outgoing nuclear 

power capacities with solar and wind energy immediately 

after 2022. In other words, it is highly probable that one 

should expect an increase in the use of coal – the source of 

energy that could be used until 2038, which is almost 

20 years from now. 

On the other hand, most environmental organizations 

and their activists, who invariably point this out, are still 

not ready to admit that nuclear power could be very helpful 

in combating climate change. In fact this would mean 

giving up one of the central postulates of the modern green 

ideology. It is thus unsurprising that the sensational March 

statement of Greta Thunberg, the “icon” of the Fridays for 

Future movement, that nuclear power could become an 

element in the greater CO 2 -free energy balance of the 

future, is today presented almost as a slip of the tongue. 

In the meantime, the solution to climate problems can 

be found in modern technologies, including nuclear 

energy – which is indicated by many experts, including 

Tristan Horx from the Institute for the Future (Zukunftsinstitut), 

a non-profit analytical center. 

“Although I support the Fridays for Future activities and 

watch the current environmental agenda with interest, 

I do not really welcome the statements that technological 

development is harmful to the environment and that our 

planet is doomed if we do not return to living in wooden 

huts and riding exclusively a bicycle”, the expert argues. 

“I believe in the innovative potential of humanity and the 

ability to find a solution to existing problems”. 

As a transition technology that is able to offer a solution 

to energy sector issues, including the coal use issue, 

nuclear power is an excellent option, says Horx. “It 

contributes to the reduction of total CO 2 emissions, and 

this is what many experts confirm. However, it is impossible 

to want the world to remain green and at the same time 

frankly demonize a perfectly functioning energy source – it 

does not work like this. Coal energy, in my opinion, carries 

a lot more problems in comparison with nuclear. However, 

if you talk about it with the Greens, most of them will be 

telling you that nuclear power is the worst thing we have at 

all. But this is simply not true today”. 

Instead of the traditional “green” ecology concept, 

which calls for abstinence, reduction and in every possible 

way positions human as the planet’s parasite, Horx favors 

a bit different approach: “An approach which does not 

imply that we have to sacrifice technological development 

– along with innovative technologies, we will be using the 

technologies that we already have – including, for example, 

nuclear energy”. 

Authors 


Expert for Communication 

Czech Republic 

Feature 

Energy Supply Without Nuclear: Winter 2022/23 is Coming ı Roman Martinek


Dual-Use-Verordnung im Trilog 

Ulrike Feldmann 

Vor zwei Jahren wurde an dieser Stelle über die unendlich erscheinende Geschichte der Revision der Verordnung (EG) 

Nr. 428/2009 über die Kontrolle der Ausfuhr, der Verbringung, der Vermittlung und der Durchfuhr von Gütern mit 

doppeltem Verwendungszweck (im folgenden: Dual-Use-Verordnung) berichtet (atw 1 (2018) S. 19). Nunmehr ist das 

Revisionsverfahren in ein neues Stadium, das „Trilog“-Verfahren, eingetreten. 

Hintergrund 

Hintergrund für die erneute Revision der Verordnung ist 

ein verändertes technologisches und sicherheitspolitisches 

Umfeld (Moderne Überwachungs- und Hacking-Technologien, 

die zu Menschenrechtsverletzungen eingesetzt 

werden können, sowie gesteigerte Terrorgefahr), dem die 

EU-Kommission mit ihrem Vorschlag Rechnung tragen 

will. Gleichzeitig soll für die europäische Industrie ein 

handelspolitisches Umfeld geschaffen werden, in dem die 

EU-Industrie unter Wettbewerbsbedingungen antreten 

kann, die mit in Drittstaaten geltenden Wettbewerbsbedingungen 

vergleichbar sind („level playing field“). 

Lange Zeit dümpelten die Beratungen im Rat der EU dahin. 

Eine Einigung der Mitgliedstaaten auf eine gemeinsame 

Position zu dem Vorschlag der EU-Kommission schien 

nicht in Sicht. 

Am 05.06.2019 fand der Rat aber dann schließlich doch 

zu einer gemeinsamen Position und konnte sein Mandat für 

die Verhandlung mit der EU-Kommission und dem Europäischen 

Parlament (EP) annehmen. Der Text der Position 

des Rates ist mit dem Verhandlungsmandat auf der 

Homepage des Rates, https://www.consilium.europa.eu, 

veröffentlicht. 

Zum Vergleich: Die strittigsten Regelungen im 

Kommissionsentwurf und in der Position des EP 

Wie erinnerlich betreffen die strittigsten Regelungen im 

Vorschlag der EU-Kommission Cyber-Überwachungstechnologien 

und den Schutz von Menschenrechten. Die 

EU-Kommission möchte den Export von Technologien 

stärker kontrollieren, wenn das Risiko besteht, dass diese 

Technologien zur Überwachung von Menschen genutzt 

werden können (Stichwort: Arabischer Frühling). Die 

Cyber-Überwachungstechnologien sollen nach dem 

Vorschlag der EU-Kommission als eigener, neuer Typus 

eines Dual-Use-Gutes in die revidierte Fassung der Dual- 

Use-Verordnung aufgenommen werden. Eine „Catch-All“ 

Klausel zum Schutz der Menschenrechte soll für alle nicht 

bereits gelisteten Güter eingeführt werden, die möglicherweise 

einen negativen Einfluss auf Versammlungs- und 

Vereinigungsfreiheit, Recht auf freie Meinungsäußerung 

sowie das Recht auf Privatsphäre haben können. 

Diese Vorschläge wurden und werden vom EP prinzipiell 

unterstützt. Allerdings lehnte das EP im Plenum 

in seinen zahlreichen Änderungsvorschlägen eine Erweiterung 

der Exportkontrolle auf Terrorabwehr ab und 

machte Vorschläge zur Präzisierung der Vorschriften 

zum Menschenrechtsschutz. Der EP-Ausschuss für internationalen 

Handel (INTA) unter ihrem Berichterstatter 

Prof. Dr. Klaus Buchner wollte dagegen sogar die Exportkontrollen 

noch stärker als im Kommissionsvorschlag 

ausweiten und die Menschenrechte zum zentralen 

Anliegen der Exportkontrolle machen. Die Argumente, 

die gegen eine solche Ausweitung der Exportkontrolle 

bestehen, sind im SoNL-Beitrag in Heft 1 der atw 2018 

nachzulesen (u. a. Überforderung der Unternehmen, den 

Stand von Menschenrechtsstandards in den verschiedenen 

Ländern nachzuprüfen und zu validieren). 

Die Position des Rates 

Diesen Bestrebungen hat nun im Sommer der Rat mit 

seinem Verhandlungsmandat eine Absage erteilt. Eine 

„Catch-all“-Klausel geht den EU-Mitgliedstaaten zu weit. 

Der Rat lehnt es ab, den Menschenrechtsschutz und die 

Terrorabwehr auf die Unternehmen zu verlagern, sondern 

sieht weiterhin darin eine originäre Staatsaufgabe. 

Nach dem einstimmig beschlossenen Ratsmandat sollen 

jedoch die Mitgliedstaaten ähnlich wie im Kom missionsvorschlag 

die Möglichkeit erhalten, auf nationaler Ebene 

eine Selbstkontrolle der Unternehmen einzuführen. Haben 

die Unternehmen berechtigte Gründe für die Annahme 

(Verdachtsmomente), dass das Exportgut militärisch genutzt 

werden könnte, sollen sie verpflichtet werden können, 

eine Genehmigung zu beantragen. 

Darüber hinaus sollen Unternehmen auf EU-Ebene 

verpflichtet werden, gegenüber der Behörde eine Endverbleibserklärung 

abzugeben, wobei allerdings den 

Mitgliedstaaten zugestanden wird, Aus nahmen von dieser 

Pflicht zu machen. (Der Kommissionsentwurf lehnt diese 

und andere nationalen Öffnungs klauseln im Sinne einer 

europäischen Harmonisierung ab). 

Zu der vielfach diskutierten Einführung interner Kontroll 

programme („Internal Compliance Programmes“/ 

ICPs), die Kommission und EP befürwortet hatten, hat sich 

der Rat in seinem Mandat so positioniert, dass er eine entsprechende 

Regelung auf EU-Ebene ablehnt, es jedoch den 

Mitgliedstaaten überlässt, derartige ICPs vorzuschreiben. 

Ferner befürwortet der Rat die Einführung neuer EU- 

Allgemeingenehmigungen, wobei es auch im Rat keine 

Mehrheit gab, eine EU-Allgemeingenehmigung für nicht 

sensitive Nukleargüter einzuführen, was die Nuklearbranche 

nachdrücklich angeregt hatte. 

Das Trilog-Verfahren 

Mit dem Vorliegen der gemeinsamen Ratsposition konnte 

inzwischen das Trilog-Verfahren eröffnet werden, in dem Rat, 

EP und EU-Kommission versuchen müssen, sich auf einen 

endgültigen Revisionsentwurf zu einigen. Als ziemlich sicher 

gilt bereits, dass mit für die Nuklearbranche positiven Änderungen 

des Annex IV zur Dual-Use-Verordnung nicht mehr zu 

rechnen ist. Als positiv bei den Trilog- Verhandlungen darf 

gewertet werden, dass sie auf der Grundlage der Rats position 

geführt werden und nicht etwa auf der Grundlage der EP- 

Position. Die amtierende finnische Präsidentschaft hatte den 

Willen bekundet, bis Ende des Jahres das Revisions verfahren 

abgeschlossen zu haben, was angesichts der teilwei se doch 

sehr weit auseinandergehenden Positionen von Rat, Kommission 

und EP und dem zeitlich eher aufwendigen Trilog-Verfahren 

von vorneherein recht ambitioniert erschien. Nach der 

jüngsten Trilog-Sitzung am 28.11.2019 zeichnet sich nunmehr 

deutlich ab, dass das Thema mindestens noch unter der 

kroatischen Ratspräsidentschaft wird fortgeführt werden 

müssen. Zu der Frage neuer EU-Allgemeingenehmigungen 

gibt es beispielsweise bislang noch keinen Konsens. An der 

„unendlichen“ Geschichte der Revision der EG Dual-Use- 

Verordnung 428/2009 wird also noch weiter geschrieben. 

11 

SPOTLIGHT ON NUCLEAR LAW 


Dual-Use Act in Trialog ı Ulrike Feldmann


Calendar 

12 

2020 

CALENDAR 

10.02. – 14.02.2020 

37 th Short Courses on Multiphase Flow. Zurich, 

Switzerland, Swiss Federal Institute of Technology 

ETH, www.lke.mavt.ethz.ch 

10.02. – 14.02.2020 

ICONS2020: International Conference on Nuclear 

Security. Vienna, Austria, The International Atomic 

Energy Agency (IAEA), www.iaea.org 

12.02. – 13.02.2020 

7 th Nuclear Decommissioning & Waste 

Management Summit 2020. London, UK, ACI, 

www.wplgroup.com 

18.02. – 20.02.2020 

GEN IV International Forum. Boulogne-Billancourt, 

France, www.snetp.eu 

02.03. – 03.03.2020 

Forum Kerntechnik. Berlin, Germany, VdTÜV & GRS, 

www.tuev-nord.de 

02.03. – 06.03.2020 

International Workshop on Developing a 

National Framework for Managing the Response 

to Nuclear Security Events. Madrid, Spain, IAEA, 

www.iaea.org 

08.03. – 12.03.2020 

WM Symposia – WM2019. Phoenix, AZ, USA, 

www.wmsym.org 

08.03. – 13.03.2020 

IYNC2020 – The International Youth Nuclear 

Congress. Sydney, Australia, IYNC, www.iync2020.org 

15.03. – 19.03.2020 

ICAPP2020 – International Congress on Advances 

in Nuclear Power Plants. Abu-Dhabi, UAE, Khalifa 

University, www.icapp2020.org 

18.03. – 20.03.2020 

12. Expertentreffen Strahlenschutz. Bayreuth, 

Germany, TÜV SÜD, www.tuev-sued.de 

22.03. – 26.03.2020 

RRFM – European Research Reactor Conference. 

Helsinki, Finland, European Nuclear Society, 

www.euronuclear.org 

25.03. – 27.03.2020 

H2020 McSAFE Training Course. Eggenstein- 

Leopoldshafen, Germany, Karlsruhe Institute of 

Technology (KIT), www.mcsafe-h2020.eu 

29.03. – 02.04.2020 

PHYSOR2020 — International Conference on 

Physics of Reactors 2020. Cambridge, United 

Kingdom, Nuclear Energy Group, 

www.physor2020.com 

31.03. – 02.04.2020 

4 th CORDEL Regional Workshop on 

Harmonization to support the Operation and 

New Build fo NPPs including SMRs. Lyon, France, 

NUGENIA, www.nugenia.org 

30.03. – 01.04.2020 

INDEX International Nuclear Digital Experience. 

Paris, France, SFEN Société Française d’Energie 

Nucléaire, www.sfen-index2020.org 

31.03. – 03.04.2020 

ATH'2020 – International Topical Meeting on 

Advances in Thermal Hydraulics. Paris, France, 

Société Francaise d’Energie Nucléaire (SFEN), 

www.sfen-ath2020.org 

19.04. – 24.04.2020 

International Conference on Individual 

Monitoring. Budapest, Hungary, EUROSAFE, 

www.eurosafe-forum.org 

20.04. – 22.04.2020 

World Nuclear Fuel Cycle 2020. Stockholm, 

Sweden, WNA World Nuclear Association, 

www.world-nuclear.org 

05.05. – 06.05.2020 

KERNTECHNIK 2020. 

Berlin, Germany, KernD and KTG, 

www.kerntechnik.com 

10.05. – 15.05.2020 

ICG-EAC Annual Meeting 2020. Helsinki, Finland, 

ICG-EAC, www.icg-eac.org 

11.05. – 15.05.2020 

International Conference on Operational Safety 

of Nuclear Power Plants. Beijing, China, IAEA, 

www.iaea.org 

12.05. – 13.05.2020 

INSC — International Nuclear Supply Chain 

Symposium. Munich, Germany, TÜV SÜD, 

www.tuev-sued.de 

17.05. – 22.05.2020 

BEPU2020– Best Estimate Plus Uncertainty International 

Conference, Giardini Naxos. Sicily, Italy, 

NINE, www.nineeng.com 

18.05. – 22.05.2020 

SNA+MC2020 – Joint International Conference on 

Supercomputing in Nuclear Applications + Monte 

Carlo 2020, Makuhari Messe. Chiba, Japan, Atomic 

Energy Society of Japan, www.snamc2020.jpn.org 

20.05. – 22.05.2020 

Nuclear Energy Assembly. Washington, D.C., USA, 

NEI, www.nei.org 

31.05. – 03.06.2020 

13 th International Conference of the Croatian 

Nuclear Society. Zadar, Croatia, Croatian Nuclear 

Society, www.nuclear-option.org 

06.06. – 12.06.2020 

ATALANTE 2020. Montpellier, France, CEA, 

www.atalante2020.org 

07.06. – 12.06.2020 

Plutonium Futures. Montpellier, France, CEA, 

www.pufutures2020.org 

08.06. – 12.06.2020 

20 th WCNDT – World Conference on 

Non-Destructive Testing. Seoul, Korea, EPRI, 

www.wcndt2020.com 

15.06. – 19.06.2020 

International Conference on Nuclear Knowledge 

Management and Human Resources Development: 

Challenges and Opportunities. Moscow, 

Russian Federation, IAEA, www.iaea.org 

15.06. – 20.07.2020 

WNU Summer Institute 2020. Japan, World Nuclear 

University, www.world-nuclear-university.org 

02.08. – 06.08.2020 

ICONE 28 – 28 th International Conference on 

Nuclear Engineering. Disneyland Hotel, Anaheim, 

CA, ASME, www.event.asme.org 

01.09. – 04.09.2020 

IGORR – Standard Cooperation Event in the International 

Group on Research Reactors Conference. 

Kazan, Russian Federation, IAEA, www.iaea.org 

09.09. – 10.09.2020 

VGB Congress 2020 – 100 Years VGB. Essen, 

Germany, VGB PowerTech e.V., www.vgb.org 

09.09. – 11.09.2020 

World Nuclear Association Symposium 2020. 

London, United Kingdom, WNA World Nuclear 

Association, www.world-nuclear.org 

16.09. – 18.09.2020 

3 rd International Conference on Concrete 

Sustainability. Prague, Czech Republic, fib, 

www.fibiccs.org 

16.09. – 18.09.2020 

International Nuclear Reactor Materials 

Reliability Conference and Exhibition. 

New Orleans, Louisiana, USA, EPRI, www.snetp.eu 

28.09. – 01.10.2020 

NPC 2020 International Conference on Nuclear 

Plant Chemistry. Antibes, France, SFEN Société 

Française d’Energie Nucléaire, 

www.sfen-npc2020.org 

28.09. – 02.10.2020 

Jahrestagung 2020 – Fachverband Strahlenschutz 

und Entsorgung. Aachen, Germany, Fachverband 

für Strahlenschutz, www.fs-ev.org 

12.10. – 17.10.2020 

FEC 2020 – 28 th IAEA Fusion Energy Conference. 

Nice, France, IAEA, www.iaea.org 

26.10. – 30.10.2020 

NuMat 2020 – 6 th Nuclear Materials Conference. 

Gent, Belgium, IAEA, www.iaea.org 

09.11. – 13.11.2020 

International Conference on Radiation Safety: 

Improving Radiation Protection in Practice. 

Vienna, Austria, IAEA, www.iaea.org 

24.11. – 26.11.2020 

ICOND 2020 – 9 th International Conference on 

Nuclear Decommissioning. Aachen, Germany, 

AiNT, www.icond.de 

07.12. – 10.12.2020 

SAMMI 2020 – Specialist Workshop on Advanced 

Measurement Method and Instrumentation 

for enhancing Severe Accident Management in 

an NPP addressing Emergency, Stabilization and 

Long-term Recovery Phases. Fukushima, Japan, 

NEA, www.sammi-2020.org 

17.12. – 18.12.2020 

ICNESPP 2020 – 14. International Conference on 

Nuclear Engineering Systems and Power Plants. 

Kuala Lumpur, Malaysia, WASET, www.waset.org 

This is not a full list and may be subject to change. 

Calendar


Analysis of Ultimate Response Guidelines 

for Chinshan Nuclear Power Plant 

in Taiwan to Cope with Postulated 

Compound Accident 

Jieqing Zheng 

Taiwan Power Company (TPC) together with its engineering consultation, research company and institute have 

been working on the development of guidelines for the compound accident which was caused by the nature disaster of 

a combination of seismic and tsunami events occurred in Fukushima, Japan. As a result, Ultimate Response Guidelines 

(URGs) for Chinshan Nuclear Power Plant (NPP) in northern Taiwan have been developed. This paper provides highlight 

of the features for URGs developed by TPC and successfully demonstrated that at least 127 gpm cooling water is needed 

using MAAP5 if the peak cladding temperature (PCT) is maintained below 1088.6 K (1500 °F). On the other hand, when 

the injecting timing is delayed, the fuel rods in the core will overheat and generate substantial amount of hydrogen, and 

the plant has a high risk that rising levels of hydrogen inside the containment could cause a blast. 

1 Introduction 

After the Fukushima nuclear accident 

in Japan, concerns have been raised 

to examine the previously existed 

emergency operating procedures 

(EOPs) and severe accident management 

guidelines (SAMGs). It’s found 

that they may not be adequate to deal 

with the compound accident [1-3]. 

The MAAP5 code has been used as 

a tool to evaluate the execution of 

URGs in compound accident [4]. The 

development of URGs for compound 

accident beyond that of design basis is 

necessary to ensure the health and 

safety of people at and surround 

the plant site [5-8]. The Chinshan 

NPP, which possesses a boiling water 

reactor (BWR) the same as Fukushima 

NPP and includes many safety features 

in its design, was chosen in this 

study. The objective of this paper is 

to simulate the station blackout 

accident caused by compound accident 

( CASBO) and investigate how 

the execution of URGs could mitigate 

the accident process. 

2 Chinshan ultimate 

response guidelines 

Chinshan URGs was first developed by 

TPC in 2011 to supplement EOPs and 

SAMGs for plant under compound 

accident conditions [8]. It has high 

possibility that all the emergency core 

cooling system (ECCS) will be out 

of work when compound accident 

happens, so plant-specific bases shall 

be used for initiation of URGs and 

for taking subsequent actions. TPC 

especially puts emphases on possessing 

manoeuvrability and shortenning 

the response time to cope with all 

possible situations. 

Timing for initiation of URGs was 

estalished according to one of the 

following three conditions. The first 

condition is loss of makeup water to 

the reactor vessel to maintain the 

covering of the fuel rods by water. The 

second condition is that on-site and 

off-site AC powers have already lost. 

The third condition is scram of reactor 

due to severe seismic event con current 

with the announcement of oncoming 

tsunami by the Central Weather 

Bureau. As shown in Figure 1, the 

URGs will be site-specificly used for 

Chinshan NPP. 

When entrying the Chinshan URGs, 

there are 3 stages to be gradually 

initiated, as shown in Table 1. Under 

normal circumstances, the plant status 

will recover in time throughout these 

strategies. The strategy should be 

performed synchronously in the same 

phase and must be done as soon as 

possible. If phase1 has been successfully 

executed, then the operators 

perform phase2 and phase3. As a 

result, long-term cooling will be 

established to prevent reactor core 

from being damaged. Once the worst 

situation that has the same complexity 

as Fukushima event happens, the 

target of phase1 strategy can not be 

reached. When RCIC turbine pump is 

tripped off and the electrical power 

cannot be recovered, any water available 

should be injected into the 

Chinshan RPV as soon as possible. 

To strengthen memorization of the 

actions for the plant operators to be 

taken to implement URGs, DIVING, 

such as the term used in submarine 

under attack, was adopted as an 

abbreviation. DIV means depressurization, 

water injection, vent, respectively, 

and ING means acting simultaneously. 

The decision-making mechanism 

of the plant to decide the timing to 

inject raw water or sea water into the 

core or spent fuel pool is the most 

important part of the URGs. Once the 

relatively non-purified water is used 

for coolant injection to prevent overheating 

of fuel rods to ensure the 

safety and health of people, it’s unlikely 

to use the CSNPP again for 

| Fig. 1. 

URGs flowchart. 

13 

ENVIRONMENT AND SAFETY 


Analysis of Ultimate Response Guidelines for Chinshan Nuclear Power Plant in Taiwan to Cope with Postulated Compound Accident ı Jieqing Zheng


ENVIRONMENT AND SAFETY 14 

Phase Target Timing Strategy 

Phase1 

Phase2 

Phase3 

mitagate and 

control the event 

recover 

the power 

establish 

long-term cooling 

| Tab. 1. 

CSNPP action strategies. 

within 

1 hour 

within 

8 hours 

within 

36 hours 

subsequent power generation without 

tedious clean-up work. The levels of 

authorization should be done as the 

following. The plant manager informs 

the chairperson of the Emergency 

Plan Execution Committee and 

executes the plan after obtaining 

consent from the chairperson. If 

communication to the chairperson is 

not available, then the plant manager 

is authorized to implement the 

URGs. If communication to the plant 

manager is not available, then the 

supervisor on duty is authorized to 

implement the URGs. 

Except for scheduled (twice per 

year) drills of the operators on duty, 

the minimum water injection rate will 

be calculated by MAAP5 code . 

3 Assumptions used 

for the analysis 

To perform the analysis of the effectiveness 

of URGs, there are some 

initial assumptions adopted in this 

study: 

(1) At time zero, a strong seismic 

event takes place and the reactor is 

scrammed. 

(2) The Chinshan NPP loses all the 

on-site and off-site AC power. 

(3) RCIC comes on when the reactor 

water level reaches L2. 

(4) RCIC becomes unavailable at 20 

minutes from the start due to the 

fact that the tsunami hits the plant 

then. 

(5) URGs are initiated due to the fact 

that the plant loses all injection 

water to the core. 

(6) Raw water or firewater becomes 

available to inject water into the 

core in one hour after the initiation 

of the compound accident. 

1. inject raw-water or fire-water or water from the nearby 

creek/sea into the reactor vessel 

2. depressurize the reactor vessel (SBO) 

3. vent the containment (SBO) 

4. connect pipes to fire engine to inject water 

(raw water; fire water; creek water) 

5. activate RCIC manually 

6. power supply to the two reactors 

by the fifth diesel generator 

7. power supply to the two reactors 

8. by turbine-driven diesel generators 

1. movable air compressor/nitrogen bottles 

to provide gas to SRV/ADS 

2. connect to 480 V manoeuvrable diesel-generator 

3. connect to 4.16 kV power cart 

4. extend the duration of DC power supply 

5. add water to the spent fuel pool 

6. draining operation of the submerged pump 

7. inject water into CST by manoeuvrable water source 

1. remove trash at the emergency water inlet 

2. replace emergency service water (ESW) motor 

3. provide alternate long-term cooling 

Whenever the on-site and off-site 

power is unavailable, emergency 

depressurization has to be gradually 

performed by operating safety/relief 

valves. In the same time, raw water 

injection line also has been prepared. 

These measures are all completed 

within one hour after the initiation of 

the event. If the plant status cannot 

recover in time, any water available 

will be injected into the reactor vessel. 

For the sensitivity studies on the water 

injection rates, 125 gpm, 150 gpm, 

and 250 gpm are used. 

4 Results and discussion 

4.1 Simulation without URGs 

being implemented 

The accident is initiated by a strong 

seismic event followed by loss of all AC 

power, including the onsite and offsite 

power. As a result, the high-pressure 

injection system (HPFL) and the low 

pressure flooder (LPFL) fail, and RCIC 

is the only system which is available to 

mitigate the consequences of compound 

accidents. The assumption has 

been adopted with some extremes. 

Taking Fukushima as an example, 

the emergency generator had been 

working for an hour when the off-site 

power failed and RHR had performed 

to cool the suppression pool. Comparing 

to the Fukushima accident, the 

result simulated in this study with 

MAAP5 is conservative. 

The details of simulation sequences 

are illustrated in Table 2. Initially, 

AC power is lost, followed by MSIV 

closure, CRD and feedwater being not 

available. After the reactor scrammed 

at 4.2 s, the power of the RPV rapidly 

drops to decay power which is 2.9 

percent of the rated power, as shown 

in Figure 2. When the core water level 

reaches L2 that is a signal to initiate 

the RCIC, the turbine and pump of 

RCIC activate to suct cooling water 

from the condensate storage tank 

(CST). The water level has been 

maintained between L2 to L8 . All of 

ECCS system fails when RCIC cannot 

inject water into the RPV 20 minutes 

later, and the level of water decreases 

rapidly because of boiling off, as 

shown in Figure 3. With MSIV closing, 

the pressure in the RPV quickly rises 

up to SRVs setpoint so that the initial 

trend of PPS (that is, the pressure 

in the primary system) is cycling 

(Figure 4). Because the loss of all 

ECCS, cladding of the fuel rods begins 

to heat up. Its temperature reaches 

1088.6 K at 5500 s, which is an 

im portant temperature to decide 

whether the reactor is safe or not. If 

Number Time(s) Events Remark 

1 0 

Loss of all AC power 

HPCS locked off 

LPCI loop locked off 

2 4.2 Reactor scramed L3 

3 50 RCIC on L2 

4 1,200 RCIC turbine pump tripped Power unavailable 

5 4,500 Core uncovered 

6 5,406 Hydrogen generated 

7 5,500 Tcl max reached a critical point 1088.6 K 

8 6,606 Core melted down 

| Tab. 2. 

Time sequences for the simulation case without using URGs. 

Water level at 8.89 m 

above the bottom of 

the vessel 

9 12,611 Core relocated Core support plate fail 

10 21,416 RPV failed 

11 132,621 COPS activated 

12 172,800 Simulation ended 




| Fig. 2. 

Core power response. 

| Fig. 3. 

Core water level response. 

| Fig. 4. 

RPV pressure response. 


| Fig. 5. 

Debris mass response. 

| Fig. 6. 

Wetwell pressure response. 

| Fig. 7. 

Core water level response. 

the cladding temperature is above 

1088.6 K, the zirconium-water reaction 

will become very intense and 

emit a lot of heat and hydrogen to 

increase the potential of explosion for 

the secondary containment. The core 

support plate fails at 12,611 s, and, 

subsequently, molten corium relocates 

to the lower plenum region of 

the reactor pressure vessel (RPV). 

As shown in Figure 5, the mass of 

the molten fuel bundles and channel 

boxes totally has a weight of 

155,475 kg; in fact, these two 

materials actually have 107,000 kg. 

The main reason is that the melt 

contains the other reactor components 

falling into the lower plenum, 

such as the fuel rods support plates 

and the core shroud. After the bottom 

of the vessel fails at 21,416 s, debris 

drops to the lower cavity, which means 

that the boundary of RPV has been 

breached. The falling debris contacts 

with the bottom of the container and 

causes further chemical reaction, 

releasing large amount of energy, 

steam, and non-condensable gas, 

which gradually increases the temperature 

and pressure of the drywell. 

Because that the RHR (residual heat 

removal) systems are not available, 

COPS (containment overpressure 

protection system) finally activates at 

132,621 s due to the fact that the wet 

well is over-pressurized, as shown in 

Figure 6. Radioactive material CsI and 

CsOH will begin to increase to be 

released to the environment after 

COPS activates, and then decreases. 

The radioactive material is generally 

on the magnitude of 10-5 because of 

the scrubbing effect of the suppression 

pool. By the end of the simulation, 

a total of 50 kg of hydrogen is 

produced. 

4.2 Simulation with URGs 

addition 

Three different water injection rates 

are assumed in this simulation, but 

the behaviors of the progression of 

events are similar: (1) After the 

reactor scrams at 4.2 s, the power of 

the RPV rapidly drops to decay power 

which is 2.9 percent of the rated 

power. (2) The water level is maintained 

between L2 and L8 (that is, 

12.065 m to 14.622 m above the top of 

the fuel rods) within 20 minutes. (3) 

The water injection rates of high 

pressure core injection and low 

pressure core injection remain 

unavail able from time zero. 

According to the exercises of TPC, 

the fastest time between informing 

operators for taking the ultimate actions 

and implementing pipe hookups 

for injecting water into the reactor is 1 

hour. After all pre parations are done, 

the emergency depressurization is 

performed to make raw water/firewater 

operable by opening 5 SRVs. Response 

of the reactor core water level 

is illustrated in Figure 7. Three different 

injection rates used in this study 

can all result in the core water level to 

be at safe position, which fluctuates 

between L2 and L8. It is obvious that 

the higher the firewater injection rate, 

the faster the core water level will get 

to the safe position. Comparing the 

time it takes to reach that safe state, 

the time for the case with water injection 

rate of 125 gpm is calculated to be 

26,414 s later than that for the case 

with 250 gpm. Therefore greater 

amount of raw water or firewater will 

be required to restore the core water 

evel. 

As shown in Figure 8, the peak 

cladding temperature for the case 

with water injection rate of 125 gpm 





| Fig. 8. 

Peak cladding temperature response. 

has already reached 1213.7 K which is 

considered to have the zirconiumwater 

reaction becoming drastic. As a 

result, it is a case which is deemed to 

be not acceptable for implementing 

the URGs. From numerous sensitivity 

studies on the injection flow rates, the 

critical point to maintain the peak 

temperature below 1088 K is around 

127 gpm. 

Timing for injecting water is also 

an important factor in the compound 

accident. Considering the complexity 

of the accident, sometimes injection of 

the water may not be made available 

right at 1 hour. It’s very important to 

investigate the latest timing for 

injection. Taking the injection rate of 

200 gpm as an example, the peak 

cladding temperature will be below 

1088 K. As shown in Figure 9, if water 

is made available at 75 minutes after 

the initiation of the event, the peak 

cladding temperature will reach 

1080 K which is nearly the same as the 

critical temperature of 1088 K. The 

total amount of time that includes 

personnel getting ready and pipes for 

water injection gotten hooked up 

should be less than 75 minutes for the 

case with the water injection rate of 

200 gpm. The cumulative hydrogen 

generation in core for this case is only 

0.85 kg which is considered to be 

minimal. While the amount of total 

hydrogen generated will go up to 

118 kg if the injection is further 

delayed (from 75 minutes after initiation 

of the event to 90 minutes). Thus, 

by further delaying the timing for 

injection of water for 15 minutes, 

the amount of hydrogen generated 

increases by more than 100 times. The 

response of the amount of hydrogen 

generated is shown in Figure 10. 

5 Conclusions 

This paper illustrates the idea of 

Ultimate Response Guidelines for NPP 

| Fig. 9. 

Peak cladding temperature response. 

together with the simulations of the 

compound accident cases with and 

without URGs using the MAAP5 

evaluation methodology. Based on the 

results obtained from these simulations, 

the following conclusions can 

be summarized for the Chinshan NPP. 

1) For the compound accident, if 

there is no water available after 

RCIC pump trips off, the accident 

will result in melting of the core 

and breaching of the reactor vessel. 

2) The timing to enter the URGs must 

conform to one initial condition. 

The sooner the operator injects 

water into the core, the less danger 

the plant becomes. According to 

the calculated results obtained 

from the MAAP5 code, the flow 

rate of 127 gpm is the minimum 

necessary to maintain the PCT 

below 1088.6 K. 

3) Implementation of URGs can effectively 

mitigate the consequences of 

a postulated compound accident. 

In this study, with the water 

injection rate of 127 gpm being 

injected to the reactor at 1 hr from 

the initiation of the event, the 

Chinshan NPP has demonstrated to 

enter a safe state where its reactor 

core overheating is prevented. 

Acknowledgements 

The authors’ heartfelt gratitude to the 

supports of Taiwan Power Company, 

Institute of Nuclear Energy Research, 

Chung Yuan Christian University, and 

Science&Technology Department of 

Fujian Province, P.R.C (JK2016023) 

for this project. 

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disaster on global public acceptance of nuclear energy: 

Energy Policy 2013; 61:822–828. 

[2] Funabashi H. Why the Fukushima Nuclear Disaster is a 

Man-made Calamity: International Journal of Japanese 

Sociology 2012; 21:65-75. 

| Fig. 10. 

Hydrogen generation response. 

[3] Ozdemir OE, George TL, Marshall MD. Fukushima Daiichi Unit 

1 power plant containment analysis using GOTHIC: Annals of 

Nuclear Energy 2015; 85:621–632. 

[4] MAAP5-Modular Accident Analysis Program User’s Manual, 

Fauke & Associates Inc., 2008. 

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[7] Vo TH, Song JH, Kim TW, Kim DH. An analysis on the severe 

accident progression with operator recovery actions: Nucl Eng 

Des 2014; 280: 429–439. 

[8] Wang TC, Wang JR, Lin HT, et al. The ultimate response 

guideline simulation and analysis using TRACE, MAAP5, and 

FRAPTRAN for the Chinshan Nuclear Power Plant: Annals of 

Nuclear Energy 2017; 103:402–411. 

Authors 

Jieqing Zheng 

Cleaning Combustion and Energy 

Utilization Research Center 

of Fujian Province 

Jimei University 

9 Shigu Road, Xiamen, China 




Stilllegung und Rückbau des 

Rossendorfer Forschungsreaktors RFR 

Teil 2: Ausgewählte Aspekte der Durchführung von Stilllegung und Rückbau 

Reinhard Knappik, Klaus Geyer, Sven Jansen und Cornelia Graetz 

Im Teil 1 der Veröffentlichung (atw 11/12 2019) erfolgten nach einer Einführung die Objekt beschreibung, die Darstellung 

der Ausgangssituation (radiologisch, konventionell), die Erläuterung der Genehmigungsverfahren, das realisierte 

Planungskonzept sowie die Aufzählung von Meilensteinen der Stilllegung und des Rückbaus. Im zweiten Teil wird von 

ausgewählten Aspekten der Stilllegung- und Rückbaudurchführung berichtet. 

7 Technische/ 

technologische Aspekte 

Basierend auf den erteilten Genehmigungen 

erfolgten die Stilllegung 

und der Rückbau in den in Tabelle 1 

dargestellten Zeiträumen, aus denen 

in diesem Kapitel einige wichtige 

Aspekte aus technisch/technologischer 

Sicht dargestellt werden. 

7.1 Betriebsführung der 

abgeschalteten Anlage 

gemäß Aufsichtlicher 

Anordnungen 

Die Betriebsführung der abgeschalteten 

Anlage erfolgte bis zum Erhalt 

der Ersten Stilllegungsgenehmigung 

am 30. Januar 1998 u. a. auf der 

Grundlage der Aufsichtlichen Anordnung 

VKTA 40-42 des SMU vom 

30. Dezember 1991 [13]. Im Zeitraum 

bis Oktober 1998 wurden technische, 

sicherheitstechnische und strahlenschutztechnische 

Maßnahmen zur 

Anpassung an den bundesdeutschen 

Standard durchgeführt, Genehmigungsanträge 

erarbeitet, das Betriebsund 

Prüfhandbuch sowie der Sicherheitsbericht 

RFR erstellt, gutachterlich 

und behördlich geprüft, Stilllegungsarbeiten 

und insbesondere die 

Umlagerung der Brennelemente technisch 

und genehmigungsmäßig vorbereitet. 

Von besonderer Bedeutung 

war dabei die Umstellung der Entsorgungskonzeption 

von CASTOR-THTR 

auf CASTOR® MTR 2-Behälter. Mit 

einer eigens entwickelten Mobilen 

Umladestation sollte die Möglichkeit 

geschaffen werden, dass auch andere 

deutsche Forschungsreaktoren Brennelemente 

auf diese Art entsorgen können. 

Die Entwicklung, der Bau und 

die Kalterprobung der Mobilen Umladestation 

erfolgten in sehr guter 

Zusammenarbeit mit verschiedenen 

Partnern von 1993 bis 1999. Der 

atomrechtliche Genehmigungsantrag 

für die Überführung der Brennelemente 

in die Transport- und Lagerbehälter 

CASTOR® MTR 2 wurde im 

Zeitraum Tätigkeiten Genehmigung 

06/1991 - 02/1998 sichere Betriebsführung der abgeschalteten Anlage gemäß 

Aufsichtlicher Anordnungen 

02/1998 - 07/2019 Innehaben, Betriebsführung gemäß 

Erster RFR-Stilllegungsgenehmigung 

11/1998 - 04/1999 Abbau 2. Kühlkreislauf 2. 

04/2001 - 04/2005 Rückbau von Systemen und Komponenten des RFR 3. 

04/2005 - 12/2007 Vorbereitende Maßnahmen zum Rückbau Reaktorbaukörper 4. 

07/2007 - 04/2014 Abbau des Reaktorbaukörpers und Gebäude-Entkernung 4. 

08/2013 - 11/2018 Abbruch der Objekte und Herstellen „Grüne Wiese“ 4. 

| Tab. 1. 

Zeiträume von Stilllegung und Rückbau sowie deren Genehmigungsbezug. 

Januar 1994 gestellt und im Dezember 

1998 die Genehmigung [5] erteilt. 

Zu den Vorarbeiten gehörten die 

Umlagerung von bestrahlten Brennelementen 

(ca. 400 Stück) vom 

Brennelemente-Lagerbecken AB 1 

in das Brennelemente-Lagerbecken 

AB 2, welches im Jahr 1997 durch Einsatz 

diversitärer Messtechnik, erhöhtem 

Leckageschutz und Verbesserung 

der Wasseraufbereitung ertüchtigt 

wurde. Ab diesem Zeitpunkt befanden 

sich 889 Brennelemente im Lagenbecken 

AB 2 und 62 im Reaktorkern. 

Im September 1997 wurde das Wasser 

des Lagerbeckens AB 1 abgegeben 

und danach das Becken für die Nutzung 

als Reststofflagerbecken saniert. 

Im Jahr 1994 erfolgte die Über gabe 

eines mobilen Betriebssystems sowie 

von unbestrahlten Brenn elementen 

zur Nachnutzung an einem ungarischen 

Forschungsreaktor und 1995 die 

Ausfuhr eines weiteren Betriebssystems 

an ein Forschungszentrum in der 

Tschechischen Republik. 

7.2 Betriebsführung gemäß 

1. AtG-Genehmigung, 

Teilabbau 2. Kühlkreislauf, 

CASTOR-Beladung 

Nach Erhalt der Ersten Stilllegungs- 

Genehmigung [3] erfolgten ab 

Februar 1998 die Betriebsführung 

sowie der Ablauf der Stilllegungsarbeiten 

auf der Grundlage dieser 

| Abb. 7. 

Entladung der Brennelemente aus dem Reaktorkern. 

Genehmigung. Im April 1998 wurden 

die im Reaktorkern befindlichen 

Brennelemente in das Lagerbecken 

AB 2 umgelagert (Abbildung 7) und 

mit dem Ausbau der kernbrennstoffhaltigen 

Neutronendetektoren (Spaltkammer) 

die Kernmaterialfreiheit des 

Reaktorbehälters hergestellt. 

Nach Erhalt der Genehmigung [5] 

konnte mit der Überführung der 951 

bestrahlten Brennelemente mit einer 

Gesamtaktivität von 8,91E+15 Bq 

und einer U-235-Masse von rund 

54,6 kg in CASTOR® MTR 2-Behälter 

begonnen werden. Dies erfolgte in 

zwei Etappen, da Teile der Mobilen 

Umladestation von April bis Juli 1999 

für den Einsatz am Reaktor der Medizinischen 

Hochschule Hannover genutzt 

wurden. Die Abbildung 8 zeigt 

Aufsichtliche 

Anordnungen 

1. ; [5 , 6, 7] 

17 

DECOMMISSIONING AND WASTE MANAGEMENT 


Decommissioning & Dismantling of the Rossendorf Research Reactor RFR ı Reinhard Knappik, Klaus Geyer, Sven Jansen and Cornelia Graetz


DECOMMISSIONING AND WASTE MANAGEMENT 18 

| Abb. 8. 

Beladung eines CASTOR-Behälters. 

das Aufsetzen des mit bestrahlten 

Brennelementen gefüllten Umlagebehälters 

Cäsar auf den CASTOR- 

Behälter. Mit dem Transport der restlichen 

CASTORen in die Transportbereitstellungshalle 

des VKTA bis 

November 2000 wurde das Vorhaben 

gemäß einer § 9 AtG-Genehmigung 

[6] abgeschlossen. Die kollektive 

Strahlenexposition bei den CASTOR- 

Beladearbeiten betrug 1,8 mSv 

und die maximale Individualdosis 

0,24 mSv und war damit wesentlich 

niedriger als im Geneh migungsantrag 

ausgewiesen. Die CASTORen verblieben 

bis zum Abtransport in das 

Zwischenlager Ahaus im Mai/Juni 

2005 in der Transport bereit stellungshalle 

am Forschungsstandort Rossendorf. 

Die weiteren kernbrennstoffhaltigen 

Abfälle wurden nach Erteilung 

einer Genehmigung nach § 9 

AtG [7] im Februar 2001 verpackt und 

der radioaktive Abfall ins Zwischenlager 

Rossendorf überführt, so dass 

nach Herstellung der Kernmaterialfreiheit 

der RFR- Anlage am 26. Februar 

2001 die Aufhebung der Sicherungsbereiche 

der Anlage erfolgen konnte. 

Nach Erhalt der Zweiten Still legungs- 

Genehmigung am 30. Oktober 

1998 [4] wurden alle Systeme und 

| Abb. 9. 

Ziehen des Reaktorbehälters. 

Komponenten des 2. Kühlkreislaufes 

(KKL) außer Betrieb genommen und 

von den Medienversorgungen getrennt. 

Vor Abgabe von rund 130 m 3 

deionisiertem Wasser aus dem 2. KKL 

an die entsprechende Fachabteilung 

des VKTA wurde auf der Basis von 

Probennahmen und Analysen die Freigabe 

zur Ableitung erteilt. Im Verlauf 

des Jahres 1999 erfolgten der Rückbau 

der Komponenten sowie im 

August 1999 die Entlassung des 

Systems und der Gebäude (Pumpenund 

Armaturenhaus, Trockenkühltürme) 

des 2. KKL aus dem Geltungsbereich 

des AtG. Nach Erhalt der baurechtlichen 

Genehmigungen wurden 

die Ent kernung und der Abbruch dieser 

Gebäude sowie die Rekultivierung 

des Geländes vorgenommen. 

7.3 Rückbau von Systemen 

und Komponenten des RFR 

Von April 2001 an erfolgte in einem 

Zeitraum von vier Jahren neben der 

Entsorgung der Betriebsmedien, die 

Außerbetriebnahme und der Rückbau 

aller nicht mehr benötigten Systeme 

und Komponenten des RFR in 14 Teilschritten. 

Ein Teilschritt, der Abbau 

des Deaerators, konnte aus technologischen 

Gründen erst im Rahmen des 

Vierten Stilllegungsschrittes erfolgen. 

Die Leistungen wurden bis auf einen 

Teilschritt durch das ehemalige Reaktorpersonal 

bewältigt. Wichtige Teilschritte 

waren die Demontage der 

Einbauten und der Ausbau des Reaktorbehälters 

(Abbildung 9), das Freiräumen, 

die Dekontamination und 

Demontage der in Rossendorf als 

Heiße Kammern (HK, Abbildung 10) 

bezeichneten Heißen Zellen, der 

Abbau der Thermischen Säule (Abbildung 

11), die Außerbetriebnahme 

und der teilweise Rückbau der Lagerbecken 

AB 1 und AB 2 sowie der Rückbau 

des 1. Kühlkreislaufes. So wurden 

beispielsweise beim Abbau des 1. KKL 

im Pumpenraum 95 % der kontaminierten 

Edelstahlteile (rund 40 Mg) 

nach Zerlegung zur Behandlung in 

die VKTA-Einrichtung transportiert, 

während rund 30 Mg anderer Stahl, 

das Abschirmmaterial aus Beton und 

Blei und der restliche Edelstahl 

uneingeschränkt freigegeben werden 

konnten. 

Der Reaktorbehälter aus Aluminium 

wurde nach dem Ziehen gesäubert, 

beschichtet, verpackt und zur 

Konditionierung zu einem Dienstleister 

überführt. Letztendlich erhielt 

der VKTA 14 Abfallgebinde mit einer 

Nettomasse von rund 2,9 Mg zur Einstellung 

in das Zwischenlager Rossendorf 

zurück. 

Die vier Heißen Kammern waren 

mit Stahlblech ausgekleidet, mit einer 

Schwerbeton-Abschirmung ummantelt 

und untereinander mit einem 

Transportkanal verbunden. Sie verfügten 

über einen Fußbodenablauf. 

Die Bedienung jeder Heißen Kammer 

erfolgte über einen Manipulatorraum 

mit zwei Manipulatoren. Genutzt 

wurden die Heißen Kammern, um die 

mittels Rohrpostanlage vom Reaktor 

kommenden bestrahlten Isotopenkassetten 

für die Weiterverarbeitung in 

der Isotopenproduktion vorzu bereiten. 

Die Demontage, Dekontamination und 

Verpackung des Inventars der Heißen 

| Abb. 10. 

Blick in eine Heiße Kammer während der Demontage der Inneneinrichtung. 

| Abb. 11. 

Thermische Säule vor der Demontage. 




Kammern, der Transportwagenanlage 

sowie zugehöriger Antriebssysteme in 

den Manipulator räumen mussten aufgrund 

des Kon taminationszustandes 

z. T. mittels fremdbelüfteter Vollschutzanzüge 

erfolgen. 

Bei der Demontage der Thermischen 

Säule, die aus sechs aluminiumummantelten 

Graphit-Segmenten 

und einem Fahrwagen bestand, traten 

Dosisleistungen bis 3 mSv/h auf, zu 

deren Minimierung am Arbeitsort das 

aktivierte Vorderteil des Fahrwagens 

mit Bleiblechen ab geschirmt wurde. 

Nach einer Abklinglagerung konnten 

die Segmente 4 bis 6 nach Freimessung 

2019 freigegeben werden. Der erreichte 

Zustand des Reaktorbaukörpers 

wird in Abbildung 12 gezeigt. 

7.4 Vorbereitende 

Maßnahmen zum Rückbau 

der Baustrukturen 

Die vorbereitenden Maßnahmen, vor 

allem zum Rückbau der Baustrukturen 

sowie der bisher noch benötigten 

Systeme, begannen wegen fehlender 

finanzieller Mittel zeitlich um 

18 Monate versetzt Ende September 

2006, mit vorbereitenden Arbeiten, 

Umbauten an den Zugängen zum 

Kontrollbereich und Freischaltarbeiten, 

wie beispielsweise 

p die Anpassung der Personen- und 

Materialwege, 

p die Bereitstellung von Ausrüstungen 

und Transportmitteln, 

p der Abbau der äußeren Anbauten 

am Reaktorbaukörper, 

p die Anpassung der Medienver- und 

-entsorgung, 

p die Errichtung einer Einhausung 

um den Reaktorbaukörper, 

p umfangreiche lüftungstechnische 

Änderungen, 

p der schrittweise Aufbau einer 

Baustromversorgung und 

p statische Maßnahmen zur Erhöhung 

von Tragfähigkeiten. 

Außerdem wurden die äußeren Reaktoranbauten, 

wie z. B. Kabeltrassen, 

demontiert, um Baufreiheit für die zu 

errichtende Einhausung zu schaffen. 

Die Einhausung wurde als Stahlbau 

errichtet, mit schwer entflammbaren, 

leicht dekontaminierbaren Folienwänden 

verkleidet, zur Be- und Entlüftung 

Filteranlagen im Umluftbetrieb 

eingesetzt sowie mit einem 

5 t-Brückenkran ausgestattet. 

7.5 Abbau des Reaktorbaukörpers 

und 

Gebäude-Entkernung 

Diese Etappe begann, wiederum in 

Teilschritten gegliedert, im September 

2007 im Kellergeschoss mit 

Abbrucharbeiten im Bereich der 

Abluftkanäle. Hier wurde der beim 

Abbruch des Reaktorbaukörpers zum 

Einsatz kommende funkferngesteuerte 

Abbruchbagger Top Tec 1850E 

getestet. In einem Durchführungszeitraum 

von ca. sieben Jahren 

wurden die in der angegebenen Folge 

aufgeführten Arbeiten erledigt: 

p Abbau der Auskleidungen und 

Einbauten im Lagerbecken und in 

den Heißen Kammern 

(08/2007 bis 02/2011) 

p Abbau des RFR-Baukörpers 

(04/2008 bis 08/2009) 

p Abbau der in Beton verlegten 

Abluftkanäle und Rohrleitungen 

(01/2008 bis 12/2010) 

p Abbruch der Heißen Kammern 

p Abbau der Einhausung in der 

Reaktorhalle 

p Entkernung und Dekontamination 

des Kontrollbereiches 

(09/2011 bis 09/2012) 

p Entkernung des Labortraktes und 

der Warte (03/2014 bis 04/2014) 

p Demontage der lüftungstechnischen 

Anlagen im Ventilationsund 

Filtergebäude (02/2013 bis 

08/2013) einschließlich des 

Ausbaus der im Erdreich verlegten 

Abluftkanäle von der Reaktorhalle 

(06/2008 bis 08/2009) 

p Entkernung des Ventilationsund 

Filtergebäudes 

(02/2013 bis 08/2013) 

p Abbau und Entsorgung 

des Fortluftschornsteins 

(06/2013 bis 02/2014) 

Der Abbruch des RFR-Baukörpers 

wurde mit dem erwähnten Bagger, 

der auf eine Plattform aufgesetzt 

wurde, durchgeführt. Die Abbildung 

13 zeigt eine schematische Darstellung 

des Abbruchs. Dabei erfolgte 

die Befestigung der Plattform auf dem 

obersten innenliegenden Gusseisenring 

des Reaktorkörpers. Entsprechend 

des Abbruchfortschrittes und 

der Reichweite des Baggers wurden 

dann die Plattform mit dem Bagger 

abgenommen, einige Gusseisenringe 

entfernt und nach erneutem Aufsetzen 

auf den nächsten Gusseisenring 

die Abbrucharbeiten weitergeführt. 

Reaktormittig war anstatt der 

Gusseisenringe zur Fixierung der 

Strahlrohre eine ca. 2,50 m hohe 

zylindrische Stahlzarge mit oberem 

und unterem Flansch eingebaut. 

Das Abbruchmaterial wurde innerhalb 

der Reaktor-Einhausung mittels 

Brecher zerkleinert und anschließend 

in 500-l-Boxen verpackt zum Freimesszentrum 

transportiert. Der 

Abbruch der im Kellergeschoss befindlichen 

vier Heißen Kammern war 

| Abb. 12. 

Reaktorbaukörper nach Abbau der Komponenten. 

| Abb. 13. 

Schematische Darstellung des Abbaus des RFR-Baukörpers. 

zunächst nicht geplant. Nach dem 

Ausbau der Einbauten und Auskleidungen 

der Heißen Kammern musste 

aber festgestellt werden, dass eine 

Freigabe des Betonkörpers der Heißen 

Kammern mit den eingebauten Fenstern 

und Plugs an der stehenden 

Struktur nicht erfolgen konnte. Somit 

wurden die Heißen Kammern nach 

Änderung der Materialwege im 

Gebäude ebenfalls abgebrochen. 

Dabei gestalteten sich die Arbeiten an 

der Transportwagen-Anlage mit den 

dazugehörigen Antriebssystemen in 

den Manipulatoren-Räumen aufgrund 

des Kontaminationszustandes 

ebenfalls als schwierig und musste 

teilweise in fremdbelüfteten Vollschutzanzügen 

durchgeführt werden. 

Des Weiteren erschwerte das unerwartete 

Auffinden einer komplizierten 

Stahlrahmenkonstruktion der 

Heißen Kammern die Arbeiten. Der 

Abbruch des Reaktorbaukörpers einschließlich 

der Heißen Kammern und 

Nebenanlagen endete im Juni 2011. 

Ein interessanter Meilenstein war 

der Abbau des Fortluftschornsteines 

(Abbildung 14), der im Juli 2013 

mittels zweier Mobilkräne (90 Mg und 

250 Mg) vom Dach des Ventilationsgebäudes 

gehoben und im Hof des 

RFR zur Dekontamination und Zerlegung 

abgelegt wurde. Nach Verschluss 

aller Öffnungen und Anbringen einer 

partiellen Einhausung erfolgten 

Dekontamination, Freimessung nebst 

uneingeschränkter Freigabe und 

zeitnah die Reststoffentsorgung nach 

entsprechender Zerlegung vor Ort. 






| Abb. 14. 

Abbau des Fortluftschornsteines 

vom Ventilations- und Filtergebäude. 

Um die zwischen dem Reaktorgebäude 

sowie dem Ventilations- und 

Filtergebäude teilweise unter dem als 

Pavillon bezeichnetem Nebengebäude 

verlaufenden Abluftkanäle und Rohrleitungen 

ausbauen zu können, wurde 

der Pavillon im Zeitraum von September 

bis Oktober 2013 abgebrochen. 

Mit den weiteren Demontage-, Entkernungs- 

und Grobdekontaminationsarbeiten 

wurden die Voraussetzungen 

für die schrittweise Freimessung 

des Labortraktes mit Reaktorwarte, 

Reaktorhalle und Ventilations- 

und Filtergebäude geschaffen. 

Zudem erfolgten Vorbereitungsarbeiten 

wie beispielsweise Umbauten 

am Hallenkran zum Freimessen der 

Hallendecke. 

7.6 Abbruch der Objekte und 

Herstellen „Grüne Wiese“ 

Mit Erteilung der 2. Änderungsgenehmigung 

zum Vierten Stilllegungsschritt 

wurde der Überwachungsbereich 

erweitert. Die erteilten SMUL- 

Zustimmungen zum Teilabbruch des 

Ventilations- und Filtergebäudes 

( Oktober 2014) sowie zum Abriss von 

Gebäudestrukturen des Labortraktes 

inklusive Warte und Reaktorhalle 

( Juli 2015) bildeten eine der Voraussetzung 

für die letzte Rückbau-Etappe. 

Dabei waren aufgrund vorausgehender 

konventioneller Untersuchungen 

insbesondere teerhaltige 

Beschichtungen und künstliche Mineralfasern 

als Schadstoffe zu beachten, 

entsprechend zu separieren und zu 

entsorgen. Außerdem ist zu erwähnen, 

dass bedingt durch lokale Kontaminationen 

mit dem Alphastrahler 

Am-241 die Abluftanlagen im Ventilations- 

und Filtergebäude unter 

erhöhten Strahlenschutzmaßnahmen, 

vor allem zum Inkorporationsschutz 

durchgeführt werden mussten. Zu 

diesem Arbeitsabschnitt gehörten 

weiterhin: 

p der Ausbau von Rohrleitungen, 

Kabeln, Kanälen und Schächten 

im Hofbereich 

(Abschluss Dezember 2016) 

p das Verfüllen der zuvor freigegebenen 

Baugruben und Gräben 

nach jeweiliger Zustimmung 

durch das SMUL 

p die Abdeckung der Hofflächen 

p die Profilierung des Geländes bis 

zur Herstellung der „Grünen 

Wiese“ (November 2018) 

Die Abbildung 15 zeigt den Abbruch 

des Ventilations- und Filtergebäudes, 

der im Zeitraum von Dezember 2014 

bis Ende April 2015 durchgeführt 

wurde und die entstandene Baugrube 

nach deren Teilverfüllung, damit die 

im hinteren Geländebereich bis zum 

Zaun des RFR-Geländes befindlichen 

Rohrleitungen in einem weiteren Teilschritt 

ausgebaut werden konnten. 

Der oberirdische Abbruch des freigegebenen 

Labortraktes inklusive 

Reaktorhalle erfolgte von August bis 

November 2015 unter Einsatz eines 

50 t Baggers mit sogenannter Longfront 

(Abbildung 16). Anschließend 

wurden die unterirdischen Baustrukturen 

mittels Abbruchbagger bis 

August 2016 abgebrochen (Abbildung 

17), zerkleinert und bis auf die 

Massen aus den „Freigabeinseln“ [15] 

(siehe Abschnitt 8) entsorgt. An den 

zwei tiefsten Seiten wurde die Baugrube 

vor Abbruch der Kellerstrukturen 

zur Minimierung von Erdstoffbewegungen 

und zur Sicherung von 

Fahrwegen mit einer Spundwand gesichert, 

die im Zuge der Verfüllung 

wieder gezogen wurde. Der sukzessive 

Ausbau von Rohrleitungen und 

Schächten, beispielhaft gezeigt in 

Abbildung 18 vor dem Abbruch des 

Labortraktes, war eine logistisch und 

entsorgungstechnisch anspruchsvolle 

Aufgabe, da erhebliche Erdstoffmassen 

bewegt bzw. zwischengelagert 

werden mussten, ohne die 

weiteren Rückbau- bzw. Messaufgaben 

zu behindern. Nach dem 

Ausbau erfolgten die Vorbereitungen 

| Abb. 15. 

Abbruch des Ventilations- und Filtergebäudes (links) und teilverfüllte Baugrube (rechts). 

| Abb. 16. 

Abbruch des Labortraktes und der Reaktorhalle. 

| Abb. 18. 

Abbau von Abluftleitungen 

an der Reaktorhalle. 

| Abb. 17. 

Abriss der Kellerstrukturen. 

| Abb. 19. 

Teilansicht der Baugrube RFR mit Rastermarkierung 

und zusätzlich ausgehobenen 

Rasterflächen. 




zur Freimessung der Bodenflächen, 

die Messungen u. a. mittels In-situ- 

Gamma spektrometrie sowie die Entnahme 

von Erdreich-Proben, die hinsichtlich 

Radionuklide und konventioneller 

Schadstoffe untersucht und 

bewertet wurden. Bei der Bewertung 

der Baugrube RFR stellte sich heraus, 

dass drei Rasterflächen (Abbildung 

19) noch eine PAK-Kontamination 

aufwiesen, so dass ein weiterer Erdaushub 

und erneute Analysen erforderlich 

wurden, um letztendlich die 

Schadstofffreiheit des Baufeldes RFR 

festzustellen. 

Bis Ende 2016 waren alle Objekte 

im RFR-Gelände ausgebaut und bis 

auf eine Restmenge alle Stoffe freigemessen, 

freigegeben und entsorgt. 

Die Verfüllung der Baugruben mit 

Kontrolle der bodenmechanischen 

Kennwerte und des eingebauten Erdreiches 

sowie die Profilierung des 

Geländes erfolgten bis Ende 2018. Im 

Juni 2018 wurde der Antrag auf Entlassung 

des RFR aus dem Geltungsbereich 

des AtG beim SMUL gestellt 

und mit weiteren Unterlagen bis Juli 

2019 ergänzt. 

7.7 Arbeits- und 

Brandschutzaspekte 

Wie bei allen Rückbauprojekten besaß 

der Arbeits- und Brandschutz eine 

hohe Priorität. Alle Arbeiten wurden 

stets unter Beachtung der gesetzlichen 

Bestimmungen sowie entsprechend 

den Vorschriften der Unfallversicherungsträger 

durchgeführt. 

In Vorbereitung eines jeden Rückbauvorhabens 

wurde ein Rückbauerlaubnisverfahren 

durchgeführt. Dabei 

betrachtete man mittels einer Checkliste 

„Voraussetzungsprüfung für 

Rückbauphase“ u. a. vorliegende 

sicherheitstechnische Anlagen des 

RFR wie Brandbekämpfungseinrichtungen. 

Vor Beginn eines jeden Loses 

eines Vorhabens wurden im Rahmen 

einer Arbeitsplatz-Gefährdungsbeurteilung 

die möglichen Gefährdungen, 

wie gesundheitsgefährdende 

Stäube etc., ermittelt sowie die technischen 

und organisatorischen Maßnahmen 

zur Abwendung der Gefährdungen 

und zur Gewährleistung der 

Sicherheit festgelegt. Bei den Gefährdungsbeurteilungen 

waren die verantwortlichen 

Mitarbeiter der jeweiligen 

Dienstleister involviert. Jeder 

Dienstleister erstellte dazu noch die 

für seine Tätigkeiten erforderlichen 

Unterlagen wie z. B. Abbruchanweisungen 

oder spezielle Gefährdungsbeurteilungen. 

Mit einem Arbeitserlaubnis-Schein 

überprüften Gesamtverantwortlicher, 

Einsatzleiter, 

Durchführender und Strahlenschutzbeauftragter 

die festgelegten notwendigen 

Arbeitssicherheits-, Brandschutz- 

und Strahlenschutzmaßnahmen 

mit dem Ziel der Freigabe des 

jeweiligen Arbeitsvorhabens. Diese 

Arbeitserlaubnis beinhaltete auch die 

Überprüfung der Notwendigkeit eines 

Erlaubnisscheins für Erdarbeiten, eines 

Erlaubnisscheins für Arbeiten in Behältern 

und engen Räumen, einer Arbeitserlaubnis 

für feuergefährliche Arbeiten 

sowie einer Freischalter laubnis. Im 

Vorfeld wurden den Dienst leistern notwendige 

Unterlagen zum Verhalten auf 

dem Betriebsge lände übergeben. Vor 

Arbeitsauf nahme fand eine Unterweisung 

der Dienstleister statt. Hier erhielten 

sie Informationen zum Strahlenschutz, 

zur Gewährleistung der 

Ersten Hilfe (Standorte der Verbandskästen), 

zu Notrufen, Fluchtwegen 

und Sammelplätzen. In der gesamten 

Rückbauzeit gab es keine bedeutsamen 

Arbeits unfälle und keine Brände. 

8 Strahlenschutzaspekte 

Die Aufgaben des Strahlenschutzes 

im Rückbau gliederten sich in drei 

Schwerpunkte: 

p Emissionsüberwachung 

p Dosimetrische Überwachung 

p Betrieblicher Strahlenschutz/Anlagenüberwachung 

Die Emissionsüberwachung und die 

dosimetrische Überwachung erfolgten 

durch den zentralen Strahlenschutz 

des VKTA. Die betriebliche Strahlenschutzüberwachung 

/ Anlagen über wachung 

erfolgte durch Mitarbeiter des 

Rückbau-Strahlenschutzpersonals, untergeordnet 

durch Mitarbeiter des 

zentralen Strahlenschutzes. 

8.1 Emissions- und 

Immissionsüberwachung 

Die Überwachung erfolgte im Rückbauzeitraum 

in Anlehnung an die 

Richtlinie zur Emissions- und Immissionsüberwachung 

kerntechnischer 

Anlagen. 

Abwasser 

Im Zeitraum 1998 bis inkl. 2015 erfolgte 

die Überwachung kontaminationsverdächtiger 

Abwässer durch 

Probennahmen an insgesamt vier 

Sammelstellen. Später wurde die 

Sammlung in entsprechenden Kleinbehältern 

realisiert, wobei es sich dabei 

hauptsächlich um Waschwässer handelte. 

Von insgesamt ca. 700 m³ angefallenen 

Wässern konnte für ca. 430 m³ 

ein Entscheid zur Ableitung erteilt werden. 

Diese erfolgte überwiegend über 

die Laborabwasserreinigungsanlage 

des Forschungsstandortes, die seit 

2001 in Betrieb ist. Eine Ausnahme 

bildete hier die Ableitung von ausschließlich 

H-3-haltigem Deionat aus 

dem Abklingbehälter 2 des RFR im 

März 2005. Diese Ableitung wurde 

nach Zustimmung der zuständigen Behörde 

dosiert direkt in den Vorfluter 

Kalter Bach vorgenommen und stellte 

mit 3,8E+10 Bq H-3 zugleich die bedeutendste 

Ableitung aus dem RFR 

dar. Die Ausschöpfung der festgelegten 

Obergrenze betrug maximal 5 %. 

Die restlichen Abwässer mit erhöhtem 

Radionuklidinventar wurden vor 

Ableitung dekontaminiert. Insgesamt 

betrug das Abwasseraufkommen aus 

dem RFR und den dazugehörigen 

Behältern 5 % der Gesamtwassermenge 

des Forschungsstandortes im 

oben genannten Zeitraum. 

Fortluft 

Die gefilterte Abluft wurde über den 

41,8 m hohen Fortluftschornstein des 

Ventilations- und Filterhauses abgeleitet. 

Die Überwachung der Fortluft 

erfolgte kontinuierlich durch Messungen 

am isokinetisch aus dem Fortluftschornstein 

entnommenen Teilvolumenstrom. 

Dieser wurde mittels 

Aerosol- und H3/C14-Sammlers hinsichtlich 

Alpha-, Beta,- und Gamma- 

Aerosolen sowie hinsichtlich gasförmigem 

H3 und C-14 gemessen und 

bilanziert. Dabei betrug im Rückbauzeitraum 

die maximale Ausschöpfung 

der Obergrenzen bei Gasen 31 % (H-3 

im Jahr 1994) und bei Schwebstoffen 

36 % (Alphastrahler im Jahr 2004), 

11 % (Betastrahler im Jahr 2004) 

sowie 0,2 % (Gammastrahler im Jahr 

2007). 

Im Zuge des fortschreitenden Rückbaus 

wurde mit der Inbetriebnahme 

mobiler Abluftanlagen sowie dem 

Rückbau des Fortluftschornsteins ab 

August 2012 die Fortluftüberwachung 

der Restanlage auf grund der vernachlässigbaren 

Emissionen eingestellt. 

Für eine Übergangszeit erfolgte allerdings 

bis 2013 noch eine Überwachung 

auf Aerosole mit Ableitung 

der Fortluft über einen eigens am 

Ventilations- und Filter gebäude errichteten 

10-m-Kamin. Die im Fortluft- 

Emissionsplan für den Emittenten 

„RFR“ festgelegten Obergrenzen 

wurden im gesamten Zeitraum für alle 

Nuklidgruppen weit unterschritten. 

Immissionsüberwachung 

Die Immissionsüberwachung des 

Forschungsstandorts Rossendorf umfasste 

neben der Überwachung der 

weiteren Umgebung (Beprobung 

Sediment, Grasproben, Lebensmittelproben) 

auch die Ortsdosimetrie mit 






Festkörperdosimetern an Grenzen 

von Strahlenschutzbereichen, so auch 

am RFR. Der maximale Wert durch 

Direktstrahlung an Grenzen des 

Strahlenschutzbereichs RFR zum 

Betriebsgelände wurde dabei mit 

0,7 mSv in Jahr 1994 gemessen. 

8.2 Dosimetrische 

Überwachung 

Die Überwachung der Inkorporationen 

erfolgte durch Messungen im 

Ganzkörperzähler hinsichtlich gammastrahlender 

Nuklide sowie Ausscheidungsanalysen 

(Stuhl, bspw. 

hinsichtlich U/Pu-Nuklide oder Am- 

241, Urin, bspw. Sr-90+). Hierbei 

wurden das Eigenpersonal sowie das 

Fremdpersonal überwacht. Die maximale 

effektive Folgedosis in einem 

Kalenderjahr betrug 2,36 mSv. 

Die amtliche Überwachung der 

äußeren Exposition erfolgte durch 

Ganzkörperdosimeter. Dabei kamen 

Albedo- und Filmdosimeter zum Einsatz. 

Es wurde nur das Eigenpersonal 

überwacht. Das Fremdpersonal wurde 

durch die jeweiligen Fremdfirmen 

überwacht. Die maximale Körperdosis 

in einem Kalenderjahr betrug 

0,6 mSv. Die Kollektivdosis als Summe 

der effektiven Folgedosis aus Inkorporation 

und der äußeren Exposition 

von 1998 bis 2018 lag bei etwa 

18 mSv. 

Die zusätzliche betriebliche Überwachung 

erfolgte mit Hilfe von 

elektronischen Dosimetern sowie 

Festkörperdosimetern zur Teilkörperüberwachung. 

8.3 Anlagenüberwachung 

Die Anlagenüberwachung umfasste die 

Überwachung der Oberflächenkontamination, 

der Ortsdosisleistung und 

der Raumluftaktivität. Dies geschah in 

Form routinemäßig überwachter Messpunkte 

im festen Turnus sowie projektoder 

anlassbezogen. Dies bedeutete, 

dass jeder Rückbauschritt durch ein abgestimmtes 

Überwachungsprogramm 

abgedeckt wurde. 

Aus den Ergebnissen der Anlagenüberwachung 

wurden Rückschlüsse 

auf die einzusetzende Schutzkleidung 

gezogen, um jederzeit einen ausreichenden 

Schutz der Mitarbeiter zu 

gewährleisten, ohne überzogene 

Schutzmaßnahmen festzulegen. Da 

bei vielen Rückbauschritten das Vorhandensein 

von Alphastrahlern in 

inkorporationsrelevanten Größenordnungen 

nicht ausgeschlossen werden 

konnte, musste eine entsprechend 

feingliedrige Anlagenüberwachung 

durchgeführt werden. Die Datenhaltung 

und -auswertung erfolgte mit 

Hilfe einer im VKTA entwickelten 

Datenbank. 

Überwachung 

der Ortsdosisleistung 

Zur Überwachung der Ortsdosisleistung 

wurden an festgelegten 

Messpunkten in den Strahlenschutzbereichen 

und an deren Grenzen 

jährlich ca. 600 bis 1000 Messungen 

vor genommen, wobei nur an einzelnen 

Stellen Werte >15 µSv/h 

gemessen wurden. (Das in Arbeitsbereichen 

ermittelte Maximum lag 

bei 3 mSv/h.). 

Überwachung 

der Oberflächenkontamination 

Zur Überwachung der Oberflächenkontamination 

wurden an festgelegten 

Messpunkten jährlich neben 

ca. 400 bis 800 Routinemessungen 

projektbegleitende Messungen an 

bestimmten Rückbauorten mittels 

Wischprobennahmen und α- bzw. β/γgesamtzählenden 

Direktmessungen 

vorgenommen. Untergeordnet kamen 

Kratzprobennahmen zum Einsatz. 

Während die Ergebnisse der Routineuntersuchungen 

im Bereich der Nachweisgrenze 

bzw. innerhalb der Grenzwerte 

nach StrlSchV lagen, ergaben 

sich an Arbeitsorten z. T. Messwerte, 

die Größenordnungen darüber lagen. 

Dazu gehörten auch α-Oberflächenkontaminationen, 

die auf eine Am- 

Freisetzung zurückzuführen waren. 

8.4 Meldepflichtige Ereignisse 

Im gesamten Stilllegungs- und Rückbauzeitraum 

gab es zehn meldepflichtige 

Ereignisse, z. B. einen Defekt des 

Hallenhubtores oder die Beschädigung 

der Laufkatze des Reaktorhallenkrans. 

Sie besaßen alle keine 

radiologische Relevanz. 

9 Freimessung und 

Freigaben 

Um den hauptsächlichen Stoffanteil 

des RFR-Rückbaus einer Verwertung 

oder Entsorgung zuzuführen, bestand 

die Zielstellung, möglichst zeitnah 

umfassend Freimessungen vorzugsweise 

aller Reststoffe durchzuführen, 

auf deren Basis die Freigabe gemäß 

§ 29 StrlSchV2001 erteilt werden 

kann. Im VKTA wurden dazu in 

Abstimmung mit dem SMUL zwei 

Verfahrenswege genutzt: 

1) Zum einen konnten auf der Grundlage 

behördlich zur Freimessung 

zugelassener Messverfahren Reststoffe 

freigemessen und nach 

Bewertung der Ergebnisse durch 

den Freigabe-Strahlenschutzbeauftragten 

bzw. ab 12/2005 dem 

Freigabebeauftragten freigegeben 

werden, sofern er die Übereinstimmung 

mit den Festlegungen des 

auf dem Freigabebescheid 

fußenden innerbetrieblichen Regelwerkes 

festgestellt hatte. 

2) Zum anderen wurden für Gebäude/ 

Gebäudestrukturen zur Weiterverwendung 

bzw. zum Abriss, Baugruben, 

Gräben zur Verfüllung und 

die Freigabe von Bodenflächen 

sogenannte Frei messprogramme 

vom VKTA erstellt, die nach behördlicher 

Zustimmung umgesetzt 

wurden. Auf der Basis erstellter 

Unterlagen (Ergebnisbericht, Freigabeanträge) 

erfolgten die betriebliche 

Freigabe und die Dokumentenübermittlung 

an das SMUL, das 

in der Regel einen Sachverständigen 

einschaltete. Mit den Ergebnissen 

des Sachverständigen 

erteilte das SMUL nach deren Prüfung 

die Freigabe. 

Die Vorbereitung und Durch führung 

der Freimessung erfolgte schon mit 

Beginn des jeweiligen Rückbauschrittes. 

Sie durchläuft dabei prinzipiell 

die Abfolge: 

p Historische Erkundung 

p Radiologische Erkundung 

p bei Bedarf auch Dekontamination, 

diese mit Ergebniskontrolle 

p Vormessung 

p Erstellung des Freimessprogrammes 

nebst behördlichem Bestätigungsverfahren/Begutachtung 

p ggf. Feindekontamination 

p ggf. Messungen zur Überprüfung 

des Dekontaminationserfolges 

p Entscheidungsmessung 

p Übergabe der Ergebnisse in Analogie 

zum Freimessprogramm, 

Auswertung an die Behörde 

p Kontrollmessung/Begutachtung 

p Prüfung durch die Behörde 

p Freigabe 

Zur radiologischen Bewertung kamen 

vorrangig folgende Verfahren zum 

Einsatz: 

p Gesamtzählende Direktmessungen 

der Ortsdosisleistung und der 

Oberflächenkontamination 

p Probenauswertung mit α-, β-, γ-gesamtzählenden 

Messplätzen sowie 

Flüssigszintillationszählern 

p Laborgammaspektrometrische Untersuchungen 

von Proben mittels 

HP-Ge-Detektoren in abgeschirmten 

Messplätzen sowie α- und β- 

nuklidspezifische Analysen 

p In-situ-gammaspektrometrische 

Messungen 

p Messungen von Gebinden im 

Freimesszentrum des VKTA 

Oftmals fanden vor Einsatz der 

Messverfahren Probenaufbereitungen 




statt, teils in Form aufwändiger radiochemischer 

Trennverfahren. Nähere 

Einzelheiten zum konzeptionellen 

Herangehen und zur messtechnischen 

Umsetzung der Freimessung RFR 

können aus [14] entnommen werden. 

Freimessungen und Freigaben wurden 

zeitlich gestrafft und erreichten in 

der Rückbauphase einen großen Umfang; 

erfolgten aber auch schon in der 

Stilllegungsphase bis 2001. Beispielhaft 

sei erwähnt, dass man für die Entscheidungsmessungen 

und Freigaben 

der Baustrukturen Labortrakt, Reaktorwarte 

und Reaktorhalle rund 12 

Monate (Januar 2013 bis Januar 

2014) benötigte. 

Nicht sofort freigabefähige Komponenten, 

an denen aber nach Behandlung 

eine vollständige oder teilweise 

Freigabe erwartet werden konnte, 

wurden der VKTA-Einrichtung zur Behandlung 

schwachradioaktiver Abfälle 

zugeführt. Diese Bearbeitung sowie 

die Behandlung von Abklingabfällen 

aus dem Zwischenlager Rossendorf 

werden noch einige Zeit benötigen. 

Während in der ursprünglichen 

Planung für den Labortrakt mit Reaktorhalle 

sowie für das Ventilationsund 

Filtergebäude die komplette Freigabe 

an der stehenden Struktur mit 

anschließendem konventionellen Abriss 

vorgesehen war, konnte dies nicht 

realisiert werden. Gründe dafür lagen 

vor allem in statischen Erfordernissen 

– die Entfernung oder Dekontamination 

kontaminierter Komponenten 

bzw. die messtechnische Bewertung 

einzelner Objekte war nicht möglich, 

ohne die Statik des Gebäudes zu 

gefährden. Diese Stellen wurden als 

sogenannte „Freigabeinseln“ aus der 

Gesamtheit der freizugebenden 

Strukturen herausgenommen und vor 

Ort nebst entsprechendem Sicherheitspuffer 

gekennzeichnet. Durch 

diese Freigabeinseln ergaben sich Umplanungen 

bei der Durchführung des 

Abbaus und Ergänzungen in Form von 

weiteren Erläuterungsberichten. Nach 

Abriss des restlichen (weit überwiegenden) 

Teils des Gebäudes 

wurden die Freigabeinseln ausgebaut 

und entsprechend Verfahrensweg 1) 

bewertet [15]. 

Für Stilllegung und Rückbau der 

RFR-Anlagen wurden seit 2008 ca. 

1400 Freigabevorgänge in Form von 

Einzel- bzw. Gruppenanträgen erfolgreich 

abgeschlossen, zwischen 1998 

und 2007 ca. 450. Insgesamt erfolgten 

Freigaben für eine Stoffmenge von 

rund 20.000 Mg. Zudem wurde bedingt 

durch Baugrubenböschungen 

und Gräben sowie einige nicht vermeidbare 

Mehrfachbewertungen eine 

Gesamtfläche von rund 12.000 m 2 

überwiegend nach StrlSchV 2001 Anlage 

III Tabelle 1 Spalte 6 entsprechend 

einer mit dem SMUL 

abgestimmten Verfahrensweise freigegeben. 

Folgende Freigabepfade 

(Bewertung nach StrlSchV 2001 Anlage 

III Tabelle 1) wurden im Zuge der 

Freimessung und Freigabe beschritten: 

p Spalten 4 und 5/9 (bzw. 9a, 9c) für 

Einzelteile 

p Spalten 5/9 (bzw. 9b, 9d) für 

brenn bare Reststoffe 

p Spalte 5/9 für entnommenes Erdreich 

bzw. entnommenen Bauschutt 

p Spalte 6 für tiefliegende Teile des 

Erdreichs nach Zustimmung der 

Behörde (mit anschließender Abdeckung 

von 80 cm – im Randbereich 

von 30 cm und entsprechendem 

Überdeckungsnachweis 

an die Behörde) 

p Spalte 7 für oberflächennahe Teile 

des Erdreichs, Bodenoberflächen 

p Spalte 8 für nicht ohne weiteres 

rückbaubare tiefliegende Strukturen 

(Ausnahmefall) 

p Spalte 10 für Gebäude und Gebäudeteile 

zum Abriss 

10 Freigegebene Reststoffe 

und radioaktive Abfälle 

Der erreichbare Rückbaufortschritt 

wird maßgeblich von der zügigen Entfernung 

der freigebbaren Reststoffe 

und radioaktiven Abfälle von der Baustelle 

bestimmt. Um kostenaufwendige 

Zwischenlagerschritte zu minimieren, 

wurde auf die zügige Entsorgung 

freigabefähiger Reststoffe 

großen Wert gelegt. Bereits durch die 

Voruntersuchungen, die sowohl radiologisch 

als auch schadstoffbezogen 

durchgeführt wurden, konnten Art 

und Umfang relevanter Schadstoffklassen 

erkannt und Vorarbeiten für 

die spätere Deponierung und Verbrennung 

(z. B. Klärung des Deklarationsumfanges, 

Vertragsbindung mit 

Entsorgungsanlagen, Entwicklung von 

Mess- und Bewertungsverfahren) gelegt 

werden. Weiterhin wurden rückbaubegleitend 

Überprüfungen veranlasst 

bzw. detaillierte Untersuchungen 

an den Stellen vorgenommen, die in 

den Voruntersuchungen nicht oder 

nur partiell erfasst werden konnten. 

Durch die sorgfältige und kleinteilige 

Trennung des radioaktiven Abfalls von 

den Reststoffen wurde der Stoffanteil 

zur Endlagerung minimiert. 

Die Betrachtung der potentiellen 

wie realen Schadstoffsituation aus 

chemotoxischer Sicht nahm in 

der Bearbeitung einen nicht zu 

unterschätzenden Anteil ein, da sowohl 

hinsichtlich der Entsorgung und 

Verwertung der Reststoffe als auch 

hinsichtlich der Endlagerung die stoffliche 

(Schadstoff-) Charakterisierung 

einen hohen Stellenwert besitzt. 

Als dominierender konventioneller 

Schad stoff für die Einstufung der 

Abfälle nach Freigabe ergaben sich die 

Polyzyklische Aromatischen Kohlenwasserstoffe 

(PAK; Vorkommen z. B. 

in teerhaltigen Dachpappen, Sperrschichten 

außerhalb und innerhalb 

von Gebäuden) sowie damit korrelierend 

der Phenolindex. Für die 

Bewertung in Hinblick auf die Entsorgung 

wurden die Zuordnungskriterien 

gemäß Deponieverordnung 

[16] und LAGA [17] zu Grunde gelegt. 

Bedingt durch die außenliegenden 

Sperrschichten im Bereich der unteririschen 

Baustrukturen war in gebäudenahen 

Bereichen das Erdreich teilweise 

PAK-kontaminiert. In [11] wird 

detaillierter auf die Reststoffentsorgung 

nach Freigabe gemäß 

§ 29 StrlSchV 2001 beim RFR-Rückbau 

eingegangen. 

Insgesamt wurde beim RFR- 

Rückbau eine Stoffmenge von rund 

41.000 Mg erhalten, die sich zunächst 

in radioaktiver Abfall (330 Mg), behandlungsfähiges 

Material (200 Mg) 

und freigabefähige Reststoffe 

(40.470 Mg) aufteilte. Der Anteil an 

radioaktivem RFR-Abfall konnte bedingt 

durch die Behandlung einer Teilmenge 

sowie der Abklinglagerung auf 

rund 150 Mg reduziert werden, wobei 

sich davon bereits rund 2 Mg im Endlager 

für radioaktive Abfälle Morsleben 

befinden. Die noch zu behandelnde 

Reststoffmasse beträgt rund 

40 Mg. Daraus ergeben sich derzeit 

folgende prozentuale Anteile: 99,5 % 

freigegebene Reststoffe davon rund 

49 % zweckgerichtet freigegeben, 

0,4 % radioaktiver Abfall und 0,1 % 

noch zu behandelndes Material. In der 

Abbildung 20 wird zu diesen Angaben 

ein Materialbezug hergestellt. 

| Abb. 20. 

Prozentuale Materialangaben zu den Rückbaumassen. 






Die Konditionierung der radioaktiven 

Abfälle zur Endlagerung, z. B. 

durch Hochdruckverpressung, verlief 

z. T. parallel zum Rückbau. Vor allem 

aufgrund der Randbedingungen im 

Rahmen der Produktkontrolle sind 

bis zur Abgabe aller vorhandenen 

radioaktiven Abfälle in das Endlager 

Konrad noch eine ganze Reihe von 

Aufgaben zu bewältigen. 

11 Kosten 

Die genaue Kostenaufschlüsselung im 

VKTA und speziell die Betrachtungsweise 

der Rückbau- und Sanierungsprojekte 

wechselte seit 1992 mehrfach. 

Somit ist eine genaue Ab schätzung 

alleine für den RFR nicht möglich. Für 

den Rückbau und die Sanierung der 

Flächen des RFR, der Isotopenproduktion 

und der Ent sorgungsanlagen wurden 

ca. 59 Millionen € verwendet. In 

dieser Summe sind aber die Kosten der 

Neubauten (z. B. Entsorgungsanlage 

für Kern material, Einrichtung zur 

Behandlung von schwachradioaktiven 

Abfällen, Zwischenlager) nicht enthalten. 

Die Entsorgung des gesamten 

Kernbrennstoffinventares einschließlich 

der bestrahlten Brennelemente 

fehlt ebenfalls bei dieser Summe. 

12 Fazit 

Das aus rückbautechnischer und technologischer 

Sicht geplante Rückbaukonzept 

zur Beseitigung des Rossendorfer 

Forschungsreaktors mit all 

seinen peripheren Einrichtungen 

wurde erfolgreich umgesetzt, auch 

wenn ursprünglich erst die Ent lassung 

des Rossendorfer Forschungsreaktors 

aus dem Geltungsbereich des AtG und 

danach der konventionelle Abriss der 

Gebäude vorgesehen waren. Aufgrund 

sogenannter „Freigabeinseln“ 

[15], die erst im Zuge des Abbaus der 

Gebäudestrukturen zur Freigabe 

geführt werden konnten, musste der 

Gebäudeabriss unter Strahlenschutzbedingungen 

erfolgen. Zeitlich und 

finanziell ergaben sich dadurch allerdings 

keine größeren Probleme. Die 

neu entstandenen Flächen wurden 

nach der Sanierung rekultiviert 

und sollen dem Helmholtz-Zentrum 

Dresden- Rossendorf übergeben werden, 

um eine zukünftige Nutzung zu 

ermöglichen. 

Beginnend mit dem Sächsischen 

Kabinettsbeschluss zur Stilllegung 

und zum Rückbau des RFR im Jahre 

1993 bis zum Abschluss des Vorhabens 

im Jahr 2019 gab es bezüglich 

des Strahlen-, Arbeits-, Brandschutzes 

keine nennenswerten Ereignisse. 

Es hat sich bewährt, mit dem Rückbau 

auch gleichzeitig die Entsorgung 

gezielt voranzutreiben, so dass der 

VKTA derzeit nur noch rund 40 Mg 

(entspricht rund 0,1 %) der Rückbaumasse 

in Bearbeitung hat, um Freigaben 

zu erreichen. Neben den 951im 

Brennelement-Zwischen lager Ahaus 

lagernden Brennelementen befinden 

sich aus dem RFR-Rückbau weiterhin 

noch ca. 148 Mg radioaktive Abfälle 

im Zwischen lager Rossendorf. Bewährt 

haben sich der Einsatz des RFR- 

Betriebspersonals insbesondere in 

der Zeit von 1992 bis 2007 sowie die 

interne Zusammenarbeit hinsichtlich 

des Strahlenschutzes, der radiologischen 

Messungen, der Analytik im 

akkreditierten Labor des VKTA und 

des Führens der atomrechtlichen 

Genehmigungsverfahren. 

Insgesamt wurden ca. 59 Millionen 

€ für den Rückbau und die 

Sanierung der Flächen des RFR, der 

Isotopenproduktion und der Entsorgungsanlagen 

verwendet. 

Der VKTA dankt den eingesetzten 

Fremdfirmen für ihre Unterstützung, 

den Mitarbeitern der Genehmigungsbehörde 

für die konstruktive Zusammenarbeit 

und dem Freistaat Sachsen 

für die Finanzierung sowie das erbrachte 

Vertrauen gegenüber dem 

VKTA hinsichtlich der Erfüllung von 

Stilllegung und Rückbau des Rossendorfer 

Forschungsreaktors bis hin zu 

„Grünen Wiese“. 

Referenzen 

[1] Hieronymus, W. et al.: Beiträge zur Geschichte des 

Rossendorfer Forschungsreaktors RFR, 

ISBN: 978-3-941405-04-2, überarbeitete Fassung 2009 

[2] Grahnert, T., Jansen, S., Boeßert, W., Kniest, S. Stilllegung und 

Rückbau der Rossendorfer Isotopenproduktion, atw, Vol. 61 

(2016) und Vol. 62 (2016) 

[3] Erste Genehmigung 45-4653.18 VKTA 01 gemäß § 7 Absatz 

3 AtG zur Stilllegung des Rossendorfer Forschungsreaktors 

RFR (1. Stilllegungsgenehmigung RFR – Innehaben, 

Betriebsführung, Überführung der Brennelemente aus der 

Spaltzone in des Brennelementlagerbecken AB 2) des SMU, 

erteilt am 30.01.1998, mit 1. Änderung vom 06. 11. 2000 

[4] Zweite Genehmigung 45-4653.18 VKTA 02 gemäß § 7 

Absatz 3 AtG zur Stilllegung des Rossendorfer Forschungsreaktors 

RFR (2. Stilllegungsgenehmigung RFR – Rückbau 

des 2. Kühlkreislaufes) des SMU, erteilt am 30.10.1998, mit 

1. Änderung vom 11. 02.1999 

[5] Genehmigung 74-4653.13 gemäß § 9 AtG zur sonstigen 

Verwendung von Kernbrennstoffen außerhalb 

genehmigungs pflichtiger Anlagen und zum Umgang mit 

sonstigen radioaktiven Stoffen zur Überführung der 

bestrahlten Brennelemente des Rossendorfer Forschungsreaktors 

(RFR) in Transport- und Lagerbehälter vom Typ 

CASTOR® MTR 2 des SMUL, erteilt am 17.12.1998 

[6] Genehmigung 4653.15 gemäß § 9 AtG zur sonstigen Verwendung 

von Kernbrennstoffen außerhalb genehmigungspflichtiger 

Anlagen und zum Umgang mit sonstigen radioaktiven 

Stoffen (Überführung von Kernbrennstoffen aus den 

Verwahrorten der Reaktorhalle in Abfallgebinde) des SMUL, 

erteilt am 06.02.2001 

[7] Genehmigung 74-4653.93 gemäß § 9 AtG zur sonstigen 

Verwendung von Kernbrennstoffen außerhalb 

genehmigungs pflichtiger Anlagen und zum Umgang mit 

sonstigen radioaktiven Stoffen (Transportbereitstellung der 

CASTOREN in der Transportbereitstellungshalle (TBH) sowie 

im Freigelände um die TBH) des SMUL, erteilt am 

21.12.1998 

[8] Dritte Genehmigung 4653.18 VKTA 03 gemäß § 7 Absatz 3 

AtG zur Stilllegung und zum Abbau des Rossendorfer 

Forschungsreaktors RFR (3. Stilllegungsgenehmigung RFR – 

Abbau des Reaktorsystems und seiner Komponenten) des 

SMUL, erteilt am 03.04.2001 

[9] Vierte Genehmigung 4653.18 VKTA 04 gemäß § 7 Absatz 3 

AtG zum Abbau der Restanlage des Rossendorfer 

Forschungsreaktors RFR SMUL (4. Stilllegungsgenehmigung 

RFR – Totalabbruch der RFR-Restanlage) des SMUL, erteilt 

am 01.02.2005 mit 1. Änderungsbescheid vom 09. 11.2010 

und mit 2. Änderung vom 09.01.2014 

[10] Langer, R., Steinbach, F. Michael: Entsorgung freigegebener 

Reststoffe nach Rückbau des RFR, KONTEC 2017 

[11] Steinbach, P., Johne, B., Steinhardt, M., Knappik, R. 

Kerntechnischer Rückbau unter Beachtung des Boden- und 

Grundwasserschutzes, KONTEC 2019 

[12] Große, H., Jähnichen, S., Michael, F., Steinbach, P.: Analytik 

von Polyzyklischen aromatischen Kohlenwasserstoffen bei 

Rückbau kerntechnischer Anlagen, KONTEC 2019 

[13] Aufsichtliche Anordnung VKTA 40-42 des SMU 

vom 30.12.1991 

[14] Bothe, M., Knappik, R., Kahn, A., Emmrich, U. 

Konzeptionelles Herangehen und messtechnische 

Umsetzung zur Freimessung der Gebäude des Rossendorfer 

Forschungsreaktor, KONTEC 2013 

[15] Jansen, S., Michael, F., Johne, B. 

Beseitigung der „Freigabeinseln“ beim Rückbau 

des Rossendorfer Forschungsreaktors, KONTEC 2017 

[16] Verordnung über Deponien und Langzeitlager (Deponieverordnung 

– DepV) vom 27.04.2009 (BGBl. I S. 900), 

die zuletzt durch Artikel 2 der Verordnung vom 27.09. 2017 

(BGBl. I S. 3465) geändert worden ist 

[17] LAGA Anforderungen an die stoffliche Verwertung von 

mineralischen Abfällen: Teil I »Allgemeiner Teil« der LAGA M 

20 (Stand 6.11.2003), Teil II: Technische Regeln für die 

Verwertung, 1.2 Bodenmaterial (TR Boden), Stand: 

05.11.2004, Teil III »Probenahme und Analytik« (Stand 

5.11.2004), Vorläufige Hinweise zum Einsatz von Baustoffrecyclingmaterial 

(länderspezifische Regelung Sachsen) 

vom 11.01.2006, verlängert am 24.10.2014 

Authors 

Reinhard Knappik 

Klaus Geyer 

Sven Jansen 

Cornelia Graetz 

VKTA Rossendorf 

Bautzner Landstraße 400 

01328 Dresden 




Thermal-Hydraulic Analysis for 

Total Loss of Feedwater Event in PWR 

using SPACE Code 

MinJeong Kim, Minhee Kim, Junkyu Song, Bongsik Chu, Jae-Seung Suh and Hyunjin Lee 

After the Fukushima nuclear accident, in Japan, comprehensive safety assessments for nuclear power plants are 

performed by regulators around the world. As a part of the safety enhancement effort, additional failure of the safety 

components are considered and to maintain safety margin, review and improve emergency procedures. In Korea, a new 

regulatory requirement is introduced, which requires all nuclear power plants to submit Accident Management Plan 

(AMP) that covers design basis accidents, multiple failure accidents and severe accidents. 

Total Loss of Feedwater (TLOFW) 

event is one of the main multiple 

failure accident which assumes failure 

of both main feedwater and auxiliary 

feedwater system. Since there is no 

feedwater supply to steam generators, 

heat cannot be removed through 

steam generators. In TLOFW event, 

primary side feed and bleed operation 

is manually performed to remove 

heat. Feed and bleed operation continues 

until reactor coolant system 

(RCS) is cooled and depressurized to 

the point where shutdown cooling 

system can be used to remove heat 

from RCS. 

In this paper, thermal-hydraulic 

analysis of TLOFW event for OPR1000 

plants is performed to evaluate the 

validity of RCS cool down strategy 

using Safety and Performance Analysis 

Code for Nuclear Power Plants 

(SPACE). Hanul units 3&4 are selected 

as the reference plants and analysis 

results show that the RCS cool down 

strategy through the feed and bleed 

has sufficient core cooling capacity 

which prevents core damage. 

1 Introduction 

After Fukushima nuclear accident, in 

Japan, nuclear regulators of around 

the world launched a comprehensive 

check for their nuclear power plants. 

They concluded that nuclear power 

plants should consider accidents of 

Design Extension Condition (DEC). 

Considering beyond design basis 

accidents has become very important 

for developing cool down strategies 

for the Reactor Coolant System (RCS) 

and recovery actions. It is also necessary 

to consider additional failure of 

the safety components in terms of 

sufficient safety margin with applying 

of proper emergency operating procedures 

[1]. 

The revision of the nuclear safety 

act in June, 2015 required all nuclear 

power plants in Korea to submit 

Accident Management Plan (AMP) 

that covers design basis accidents, 

multiple failure accidents and severe 

accidents. 

The Total Loss of Feedwater 

(TLOFW) event is one of the multiple 

failure events. TLOFW assumes that 

the feed water supply is completely 

stopped by failure of both main feedwater 

and auxiliary feedwater(AFW) 

due to pump failure, pipe break or 

other. Since there are two motor 

driven AFW pumps and two turbine 

driven AFW pumps, probability of 

TLOFW occurring is very low. There 

are several safety limits related to the 

TLOFW event. Core damage from fuel 

heat-up should not occur during the 

event. The maximum allowable fuel 

cladding temperature is 1,204 °C 

(2,200 °F ). To maintain fuel cladding 

temperature below the limit, it is 

necessary for the primary system to 

have sufficient core cooling capability. 

When heat removal through the 

secondary system is not available, the 

decay heat of the core should be 

removed by rapid depressurization of 

the primary system and operation of 

the Emergency Core Cooling System 

(ECCS). According to recent studies 

on the TLOFW event [2-6], the feed 

and bleed operations has been one of 

the useful strategies for removing the 

decay heat. The OPR1000 plants have 

been designed to manually operate 

the feed and bleed strategy during the 

TLOFW event by using the Safety 

Depressurization System (SDS). The 

SDS valves provides rapid depressurization, 

which is connected to the 

top of the pressurizer with two flow 

paths. The feed and bleed operations 

can be started after the pressure of 

the primary system reaches safety 

injection actuation point. 

In this paper, we present thermalhydraulic 

analysis for the TLOFW 

event assuming the loss of the secondary 

cooling function by the failure of 

main feedwater and auxiliary feedwater 

system. We use the Safety and 

Performance Analysis Code for 

Nuclear Power Plants (SPACE) code 

which is an advanced thermal hydraulic 

analysis code with two-fluid and 

three-field governing equations [7]. 

The comparative study covers three 

cases according to operations of the 

SDS and safety injection system 

during the TLOFW event. We also 

examine the effectiveness of the RCS 

cool down strategy through the feed 

and bleed operations in accordance 

with the emergency operating procedure 

(EOP). The reference plants 

for this study are the Hanul units 3&4. 

2 Analysis information 

2.1 SPACE code 

The Korea Hydro & Nuclear Power Co. 

through collaborative works with 

other Korean nuclear industries and 

research institutes has been developing 

the thermal-hydraulic analysis 

code for the safety analysis of the 

Pressurized Water Reactors (PWRs), 

which was named the SPACE. The 

SPACE is the best-estimate two-fluid 

and three-field analysis code for 

analyzing the safety and performance 

of the PWRs. The code has been 

developed to improve the prediction 

accuracy of the thermal hydrodynamic 

behavior of the nuclear reactor 

system in transient conditions. The 

semi-implicit scheme has been used 

for the time integration method. The 

SPACE code consists of the package of 

the input and output package, the 

reactor kinetics model, the hydrodynamic 

model, and the heat structure 

model. 

The hydrodynamic model package 

is composed of hydraulic solver, constitutive 

models, special process 

models, and component models. The 

hydraulic solver is based on two-fluid 

and three-field governing equations 

25 

RESEARCH AND INNOVATION 


Thermal-Hydraulic Analysis for Total Loss of Feedwater Event in PWR using SPACE Code ı MinJeong Kim, Minhee Kim, Junkyu Song, Bongsik Chu, Jae-Seung Suh and Hyunjin Lee


RESEARCH AND INNOVATION 26 

| Fig. 1. 

Nodalization diagram of OPR1000. 

which are gas, continuous liquid, and 

droplet fields. The SPACE code has 

an advantage in solving a dispersed 

liquid field as well as vapor and 

continuous liquid fields. The constitutive 

models involve the flow regime 

map to simulate the mass, momentum, 

and energy distributions such as 

surface area, surface heat transfer, 

surface-wall friction, droplet separation 

and adhesion, and wall-fluid heat 

transfer. The heat structure model 

can solve transient heat conduction 

problems in the rectangular or 

cylindrical geometry with various 

boundary conditions for convection 

and radiation problems and user 

defined variables such as the temperature, 

heat flux, and heat transfer 

coefficient. Nuclear fission heat from 

nuclear fuel rods can be calculated by 

using point kinetics approximation 

and treated as a heat source in the 

heat conduction equation. Reactivity 

feedbacks are considered in terms of 

the moderator density, moderator 

temperature, fuel temperature, boron 

concentration, reactor scram, and 

power defect. The SPACE 3.0 version 

is used in this investigation. 

2.2 Steady state 

Figure 1 shows the system nodalization 

used in the SPACE code for analyzing 

the TLOFW event. Before entering 

transient conditions using the restart 

function of the SPACE code, the 

steady-state calculation is performed 

to confirm the initial conditions. 

The initial conditions of steady-state 

were represented in Table 1. The 

Parameter Design value Steady state value 

Core power (MWt) 2815 2815 

Cold-leg Temperature (°C) 295.8 298 

Hot-leg Temperature (°C) 327.2 329 

RCS flow 15,308.7 15,336 

PZR pressure (MPa) 15.5132 15.5 

PZR level (%) 52.6 52.6 

Steam Generator Pressure (MPa) 7.38 7.389 

Steam flow rate (kg/s) 802.9 801.5 

Feedwater flow rate (kg/s) 802.6 798 

| Tab. 1. 

Initial conditions for the TLOFW event. 

calculation for steady-state condition 

is performed for 3,000 seconds. 

The Pressurizer Safety Valve (PSV) 

as modeled as a component C511 

with opening pressure setpoint of 

17.23 MPa. When the TLOFW event 

occur, the SDS valves modeled as 

components C551 and C552 is used 

for bleed operations to remove the 

decay heat of the core. The multiple 

failure accident which includes the 

TLOFW accident can be analyzed 

using best estimate methods. In order 

to obtain realistic steam pressure 

response after turbine trip, Steam 

Bypass Control System (SBCS) was 

used. The SBCS was modeled into 

eight separate valves, C811 ~ C818. 

2.3 Sequence of events 

Different simulation scenarios are 

considered for the TLOFW event 

based on design requirements of the 

SDS described in the Final Safety 

Analysis Report (FSAR) of Hanul 

Units 3&4 [8]. OPR1000 plants carry 

out the feed and bleed operations 

with two Safety Injection Pumps 

(SIPs) and two SDS trains, respectively. 

The simulation scenarios with 

consideration for design requirements 

of the SDS described in Ref. [8] are as 

follows. 

p When one SIP is available, each 

SDS train shall be designed to have 

sufficient capacity to prevent the 

reactor core exposure, assuming 

that the SDS path is opened simultaneously 

with the opening of the 

PSV in the TLOFW event. (Case 1) 

p When two SIPs are available, two 

SDS trains shall be designed to 

have sufficient capacity to prevent 

the reactor core exposure, assuming 

that the opening of the SDS 

paths is delayed by 30 minutes 

from with the opening of the PSV 

in the TLOFW event. (Case 2) 

Furthermore, Case 3 is considered to 

create the additional situation in the 

TLOFW event. In this case, one SIP 

and one SDS are available, but assuming 

that the opening of the SDS path is 

delayed by 30 minutes from with the 

opening of the PSV. In all cases, it is 

assumed that the Safety Injection 

Tanks (SITs) and the SBCS are fully 

available during the event. All cases 

are summarized in Table 2. 

The TLOFW event starts with loss 

of main feedwater. Water level of the 

Steam Generators (SGs) continues to 

decrease and reach the set point of the 

reactor trip. Turbine trip occurs with 

reactor trip. The decay heat from the 

core is removed through SGs, with 

steam flow controlled by SBCS. SG 

level continues to drop and auxiliary 

feedwater actuation setpoint is 

reached. However, auxiliary feedwater 

is assumed to fail. It is assumed 

that the Reactor Coolant Pumps 

(RCPs) is stopped at 10 minutes after 

the reactor and turbine trip. As the 

water inventory of SGs continues to 

decrease and SGs become dry, the 




Case 

Case 1 

Case 2 

Case 3 

Remark 

| Tab. 2. 

Summary of all cases. 

| Tab. 3. 

Sequence of the events. 

PSV open + SDS 1 train open (0sec) + 1 out of 2 SIP available 



No. Event Remark 

1 accident occur 

2 Reactor trip (SG low level) 42.9 % WR 

3 TBN trip 

4 Auxiliary feedwater injection fail 23.4 % WR 

5 RCP trip manual 

6 SG dry out 

7 PSV open PPZR > 17.23 MPa 

8 SDS valve open (manual) Case 1: PSV open + 0 s 

Case 2: PSV open + 1800 s 

Case 3: PSV open + 1800 s 

9 Low Pressurizer Pressure (LPP) signal 

10 HPSI injection 

11 SIT injection 

heat removal through SGs are no 

longer possible. Without heat removal 

through SGs, the temperature and 

pressure of the primary system increases 

and reaches the set point of 

the PSV opening. The feed and bleed 

operations start with manual opening 

of the SDS valve in accordance with 

the EOP. The pressure of the primary 

system decrease to the set point of the 

High Pressure Safety Injection (HPSI). 

The sequence of events is summarized 

in the Table 3. 

3 Simulation result 

Figure 2 shows the pressures of the 

primary and secondary systems in 

Case 1. After initiating the TLOFW 

event, the reactor and turbine trip 

occur by the low SG level signal. After 

the turbine trip, the pressure of the 

secondary system increases and 

reaches the SBCS actuation signal. As 

the heat removal capacity of the SGs is 

diminished by the loss of the feed 

water supply, the pressure of the 

primary system increases to the set 

pressure of the PSV. The feed and 

bleed operations by manual opening 

of the SDS can reduce the pressure of 

the primary system. As shown in 

Figure 3, the PSV closes as soon as the 

SDS valve opens. 

The pressure of the primary system 

decreases as the primary inventory is 

discharged through the SDS. The SIP 

is triggered by the low pressurizer 

pressure signal. The RCS is sufficiently 

depressurized and its pressure 

reaches the injection pressure of SITs. 

Figure 4 shows the mass flow rates of 

the SIP and SIT. 

Figure 5 shows the pressures of 

the primary and secondary system in 

Case 2. The pressure of primary 

system increases until the PSV valves 

open. The PSV repeats open and close 

as shown in Figure 6. And then the 

SDS valves are manually opened 

30 minutes after the PSV is first 

opened. Both pressures of the primary 

and secondary systems decrease with 

the bleed operation with the SDS. 

The SIP start to operate by the low 

pressurizer pressure signal. When 

the primary pressure decreases to 

the actuating pressure of the SITs 


| Fig. 2. 

Pressures of the primary and secondary system (Case 1). 

| Fig. 3. 

Mass flow rates of PSV and SDS (Case 1). 

| Fig. 4. 

Mass flow rates of SIP and SIT (Case 1). 

| Fig. 5. 


| Fig. 6. 


| Fig. 7. 






| Fig. 8. 


| Fig. 11. 

Peak cladding temperatures. 

pro viding the borated water to the 

RCS. Figure 7 shows the mass flow 

rates of SIP and SIT in Case 2. 

Case 3 is the additional scenario in 

this case study as described in previous 

section. Figure 8 shows the pressures 

of the primary and secondary systems 

in Case 3. The pressure of the primary 

system increases to the set point of the 

PSV and then oscillates. Thermal 

hydraulic behavior of Case 3 is similar 

to that of Case 2 until SDS valve opens. 

In Figure 9, one train of SDS opens 

30 minutes after the PSV is first 

opened. The pressures of the primary 

and secondary systems decrease as 

the primary inventory is discharged 

through the SDS. The SIP is operated 

by the low pressurizer pressure signal. 

The primary pressure continues to 

decrease and reaches the injection 

pressure of SITs. Figure 10 shows the 

mass flow rates of the SIP and SIT. 

Peak cladding temperatures of all 

cases are shown in Figure 11. Case 1 

is 325 °C , while both Case 2 and Case 

3 are 354 °C . Injection of the SIP cools 

the core down immediately. The fuel 

cladding temperatures of all cases 

don’t exceed the maximum allowable 

fuel cladding temperature, 1,204 °C 

(2,200 °F ). Which means the core 

cooling capabilities are sufficient 

in all cases. 

| Fig. 9. 


4 Conclusions 

In this study, we present thermalhydraulic 

analysis for the TLOFW 

event in OPR1000 using the SPACE 

3.0 code. Three different cases 

according to operations of the SDS 

and safety injection system were 

analyzed to examine the effectiveness 

of the RCS cool down strategy through 

the feed and bleed operations to 

mitigate the TLOFW event. The feed 

and bleed operations start with 

manually opening of the SDS valve 

after the PSV opening in accordance 

with the EOP. 

The simulation scenarios of Case 1 

and Case 2 were based upon design 

requirements of the SDS described in 

the FSAR of Hanul units 3&4. Case 3 

was the additional scenario in this 

comparative study. The peak cladding 

temperatures of all cases did not 

exceed 1,204 °C (2,200 °F) which is 

the maximum allowable fuel cladding 

temperature. The RCS cool down 

strategy through the feed and bleed 

operations can guarantee the core 

cooling capabilities during the TLOFW 

event. The earlier feed and bleed 

operation was more effective strategy 

for removing the decay heat. We also 

confirmed that the SPACE code is very 

useful code for analyzing the multiple 

failure accidents in the PWR. 

Acknowledgments 

This work was supported by the 

Korea Institute of Energy Technology 

Evaluation and Planning (KETEP) 

grant funded by the Korea government 

(MOTIE) (No. 20161510101840, 

Development of Design Extension 

Conditions Analysis and Management 

Technology for Prevention of Severe 

Accident). 

References 

1. Korea Hydro and Nuclear Power Co. Ltd., “Development of 

Design Extension Conditions Analysis and Management 

Technology for Prevention of Severe Accident Report”, 

September, 2017. 

| Fig. 10. 


2. Kwon, Y.M. et al., “Comparative simulation of feed and bleed 

operation during the total loss of feedwater event by 

RELAP5:MOD3 and CEFLASH-4AS:REM computer codes, 

Nuclear Technology, Vol. 112, pp. 181– 193, 1995. 

3. Kwon, Y.M., Song, J.H., “Feasibility of long term feed and bleed 

operation for total loss of feedwater event”, Journal of Korean 

Nuclear Society, Vol. 28 (3), pp. 257–264, 1996. 

4. Park, R.J. et al., “Detailed evaluation of coolant injection into 

the reactor vessel with RCS depressurization for high pressure 

sequences”, Nuclear Engineering and Design, Vol. 239, 

pp. 2484–2490, 2009. 

5. Pochard, R. et al., “Analysis of a feed and bleed procedure 

sensitivity study performed with the SIPACT simulator on a 

French 900 MWe NPP”, Nuclear Engineering, Des. 215, 

pp. 1–14, 2002. 

6. Reventós, F. et al., “Analysis of the feed & bleed procedure 

for the Ascó NPP first approach study for operation support”, 

Nuclear Engineering, Des. 237, pp. 2006–2013, 2007. 

7. S. J. Ha et al., “Development of the SPACE Code for Nuclear 

Power Plants,” Nuclear Engineering & Technology, Vol. 43, 

No. 1, pp. 45, 2011. 

8. Final Safety Analysis Report Hanul 3,4, KHNP. 

Authors 

MinJeong Kim 

Minhee Kim 

Junkyu Song 

Bongsik Chu 

Central Research Institute 

Korea Hydro and Nuclear Power 

Co., Ltd. 

Deajeon, 34101 

Rep. of Korea 

Jae-Seung Suh 

Hyunjin Lee 

System Engineering and 

Technology Co., Ltd. 

Daejeon, 34324 

Rep. of Korea 




CFD Simulation of Flow Characteristics 

and Thermal Performance in Circular 

Plate and Shell Oil Coolers 

Shen Ya-jie, Gao Yong-heng and Zhan Yong-jie 

Circular plate and shell heat exchangers were gradually applied as oil coolers. Hence, it was necessary to investigate 

their performance at low Reynolds number with high viscous oil. This paper provided a CFD simulation of flow 

characteristic and thermal performance in circular plate and shell oil cooler with different plate parameters, such as plate 

angle β, ratio of plate pitch to height p/h and corrugation styles. The fiction factor f and Colburn factor j were investigated 

for the various plate parameters. The numerical results showed that f increased with increasing β, and both increased as 

p/h decreased. When β



Re 5-50 

domain, as shown in Figure 1 (c). 

There are quite a lot of contact points 

in the channel. It can enhance bearing 

capacity. It is also found that the outlet 

of the calculation domain is extended, 

which can effectively eliminate backflow. 

Table 1 lists the operating conditions 

and geometrical parameters, 

which are typical used in industrial 

application. The range of Reynolds 

number is selected in accordance with 

experimental condition. 

Analytical conditions 

β 15°, 30°, 45°, 60°, 75° 

l/h 5.0, 3.3, 2.5, 2.0 

Corrugation shape 

Inclination corrugation, 

Chevron corrugation 

| Tab. 1. 

Operation condition and geometrical parameters. 

2.2 Governing equations 

In oil loop, Reynolds numbers is low 

(5


| Fig. 2. 

Grid sensitivity analysis. 

(a) XY coordinates 

| Fig. 3. 

A partial view of the final grid. 

3 Results and analyses 

| Fig. 4. 

Comparison of numerical results and experimental data. 

(b) ZX coordinates 

(a) f with respect to Re 

(13) 

(b) j with respect to Re 

The valid range of the Reynolds 

number for Eqs.(14) and (15) is from 

5 to 50. 

Comparison of numerical results 

and experimental data is shown as 

Figure 4(a) and (b). It is found that 

the RNG k-ε model is more suitable 

than laminar model in CPSHE. The 

related difference of numerical results 

of RNG k-ε model and experimental 

data is within 15%. It is verified that 

the results of simulation is reliable 

during Re range from 5 to 50. 


3.1 Evaluation factors 

The friction factor ƒ and Colburn 

factor j are respectively considered as 

evaluation factors of flow resistance 

and heat transfer. JF factor is used to 

evaluate the comprehensive performance 

[11-13]. And ƒ, j and JF factors 

are respectively defined as: 

(9) 

(10) 

(11) 

Where L is the length of the channel, 

Nu is the Nusselt number, Pr is the 

Prandtl number, μ o is the viscosity of 

oil at the average temperature of oil, 

μ w is the viscosity of oil at the average 

temperature of the wall. 

The valid range of the Reynolds 

number for Eqs.(12) and (13) is from 

5 to 50. 

Numerical results with varying 

inlet flow rate are collected and 

analyzed. The criterion equation for 

heat transfer and characteristic 

equation for flow resistance in the 

form of fanning friction coefficient are 

obtained for the circular corrugated 

plate, given as: 

(14) 

(15) 

3.3 Corrugation angle 

3.3.1 Bulk flow patterns 

Figure 5(a)-(c) display the bulk flow 

patterns for water with 15°≤β≤75°, 

u = 0.35 m/s and Re = 30. When 

β



The zig-zag flow is that flowing fluid is 

still mainly in the groove, but turning 

points no longer appear in the left and 

right sides of the plate, but occur in 

corrugation contacts. The bulk flow 

pattern is continuous parallel corrugations. 

For β=75°, the bulk flow 

pattern becomes zig-zag flow. This 

phenomenon is in accordance with 

the existing literature researches. 

Figure 5(d)-(f) shows the bulk 

flow patterns for oil with 15°≤β≤75°, 

u=0.35 m/s and Re=1400. The bulk 

flow pattern always remains zig-zag 

flow with increasing β. It is not consistent 

with that of water. 

The bulk flow pattern mainly 

depends on driving force and friction 

force. The driving force F d comes from 

that two sets of working fluid moving 

along the grooves on the opposite 

plates, one set of working fluid is 

effected by the driving force F d from 

(a) β=15° 

the other one. The friction force F f 

depends on the viscosity of working 

fluid. When the working fluid is low 

viscous, it can be ignored. 

The viscosity of oil is much bigger 

than that of water. The friction force F f 

of oil so big that prevents oil moving 

along the groove. In this case, the 

driving force F d can easily drive oil to 

turn to the groove of the opposite 

plate at corrugation points. As a result, 

zig-zag flow comes into being and 

remains unchanged with increasing β. 

3.3.2 Flow maldistribution 

From Figure 6(a)-(c), flow distribution 

is displayed as wave shape, and 

wave crests appear at x=-0.065 m and 

x=0.065 m. Furthermore, the wave 

crests become flat with increasing β. 

This is because for β45°, the component of 

F d , along the flow direction, becomes 

contrary to the flow direction. It 

further hinders oil from moving 

along the groove of one plate, which 

(c) β=45° 

| Fig. 6. 

The bulk flow pattern of water and oil with different β. 

(d) β=60° 

(e) β=75° 

(a) ƒ and j factors with respect to β 

| Fig. 7. 

ƒ, j and JF with 15°≤β≤75° and p/h=5.0. 

(b) JF factor with respect to β 


CFD Simulation of Flow Characteristics and Thermal Performance in Circular Plate and Shell Oil Coolers ı Shen Ya-jie, Gao Yong-heng and Zhan Yong-jie


makes characteristics of zig-zag flow 

more substantial. These make catkin 

shape become sparse and flow maldistribution 

serious. 

From Figure 6(a)-(e), the flow 

maldistribution is at a minimum with 

β=45°. The corrugation points reach 

the maximum value. In addition, the 

corrugation shape is not very steep, 

allowing partial oil moving to the side 

of circular corrugation plates possibly. 

So flow distribution is improved 

obviously, with β=45°. 

3.3.3 Flow characteristics and 

thermal performance 

Figure 7(a) shows ƒ and j for inclination 

angles with 15°≤β≤75° and 

p/h=5.0. The value of ƒ increases 

monotonically with increasing β. 

For β60°. 

(a) p/h=5.0 (b) p/h=3.3 (c) p/h=2.5 (d) p/h=2.0 

| Fig. 8. 

Bulk flow patterns for p/h=5.0, 3.3, 2.5 and 2.0. 

Figure 7(b) shows JF with respect 

to β. For Re



(a) ƒ and j factors 

| Fig. 10. 

ƒ, j and JF factors with respect to inclination and chevron corrugation. 

inclination and chevron corrugations 

on the flow characteristics and 

thermal performance. It is mainly 

because of their bulk flow pattern – 

zig-zag flow. Most of working fluid 

turns to the groove of the opposite 

plate at corrugation contacts in the 

zig-zag flow. So the structure difference 

of inclination and chevron corrugations 

has barely influence on flow 

and heat transfer. Therefore, ƒ, j and 

JF are almost constant. 

4 Summary 

Comparison between results of 

numerical simulations and experimental 

data has verified that CFD 

simulation is reliable for studies on 

the corrugation CPSHE. The RNG k-ε 

turbulence model has been validated 

more preciously than the laminar 

model in CPSHE at low Reynolds 

number from 5 to 50. The corrugation 

inclination angle β, ratio of pitch to 

height p/h and corrugation styles 

have been taken as major parameters 

of the circular corrugated plate 

influencing the performance of heat 

transfer. Some conclusions are obtained 

as follow: 

(1) When Reynolds number is low 

( 5-50) and p/h=5, the bulk flow 

pattern is zig-zag flow, no matter 

how much the corrugation angle 

is. 

(2) Flow maldistribution exists in 

every channel, and it is at a 

minimum with β=45°. 

(3) The flow resistance and thermal 

performance increases with increasing 

β. When β>60°, increasing 

rate of thermal performance is 

low. The comprehensive performance 

with β= 45° is the best at 

the Re range from 5 to 50. 

(4) The flow resistance and thermal 

performance decreases with 

reducing p/h. The comprehensive 

performance with p/h=3.3 is 

the best. 

(5) There is nearly no difference 

between inclination and chevron 

corrugations in CPSHE at low 

Reynolds number. 

Nomenclature 

ɑ [m 2 /s] Coefficient of thermal Diffusion 

B [m] Plate width 

De [m] Hydraulic diameter 

Ƒ [-] Friction factor 

G k [-] Generation of turbulence kinetic energy 

H [m] Corrugation height 

I [-] Turbulence intensity 

J [-] Colburn factor 

L [m] Corrugation length 

Nu [-] Nusselt number 

P, ΔP [kPa] Pressure, Pressure drop 

Pr [-] Prandtl number 

T [K] Temperature 

u [m/s] Fluid velocity 

v [m 2 /s] Kinematic viscosity 

Greek symbols 

Α [-] Turbulence Prandtl number 

β [°] Inclination angle 

Ρ [kg/m 3 ] Density 

Subscripts 

ε [-] ε equation 

k [-] k equation 

1 [-] x-component 

2 [-] y-component 

3 [-] z-component 

o, w [-] Lubricating-oil, wall 

References 

[1] W.W. Focke, P.G. Knibbe, Flow visualization in parallel-plate 

ducts with corrugated walls, J. Fluid Mech., 165 (1986): 

73–77. 

[2] G. Gaiser, V. Kottke, Flow phenomena and local heat and mass 

transfer in corrugated passages, Chem. Eng. Technol., 12 

(1989):400–405. 

[3] A. Muley, R.M. Manglik, Experimental study of turbulent flow 

heat transfer and pressure drop in a plate heat exchanger with 

chevron plates, Journal of Heat Transfer, 121(1999):110-117. 

[4] W.W. Focke, J. Zachariades, I. Olivier, The effect of the 

corrugation inclination angle on the thermo hydraulic 

performance of plate heat exchangers, Int. J. Heat Mass Transfer 

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prediction in a corrugated plate heat exchanger using a CFD 

code, Chem. Eng. Technol., 8 (2006): 923-930. 

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chevron type plate heat exchangers, International Journal of 

Heat and Mass Transfer., 78(2014): 699-706. 

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of composite fouling in corrugated plate heat exchangers. 

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351-360. 

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printed circuit heat exchanger with thin plates, Journal of 

Thermophysics and Heat Transfer, 28 (2014): 251-257. 

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of a new-type plate heat exchanger. 

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[10] V. Yakhot, S.A. Orczag, Renormalization group analysis of 

turbulence, Basic theory. Scient. Comput, 1 (1986): 3-11. 

[11] J.Y. Yun, K.S. Lee, Influence of design parameters on the 

heat transfer and flow friction characteristics of the heat 

exchanger with slit fins, Int. J. Heat Mass Transfer, 43 (2000): 

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[12] M.S. Kim, J. Lee, Correlations and optimization of a heat 

exchanger with offset-strip fins, Int. J. Heat Mass Transfer, 

54 (2011): 2073–2079. 

[13] J. Lee, K.S. Lee, Correlations and shape optimization in a 

channel with aligned dimples and protrusions, Int. J. Heat 

Mass Transfer, 64 (2013): 444–451. 

Authors 

(b) JF factor 

Shen Ya-jie 

Gao Yong-heng 

Zhan Yong-jie 

CNNP Nuclear Power Operations 

Management Co Ltd 

Jiaxing, China 


CFD Simulation of Flow Characteristics and Thermal Performance in Circular Plate and Shell Oil Coolers ı Shen Ya-jie, Gao Yong-heng and Zhan Yong-jie


Research on Neutron Diffusion and 

Thermal Hydraulics Coupling Calculation 

based on FLUENT and its Application 

Analysis on Fast Reactors 

Xuebei Zhang, Chi Wang and Hongli Chen 

The neutron diffusion equation is defined based on the User Defined Function (UDF) and the User Defined Scalar 

(UDS) functions of the FLUENT. The neutron diffusion equation is solved iteratively by using the solver of the FLUENT 

with the Finite Volume Method (FVM). At the same time, the mass, momentum and energy equations are solved 

iteratively. At each iteration, the power distribution (flux distribution) obtained by the iteration of the neutron diffusion 

equation is transferred to the thermal-hydraulics calculation and is used as the heat source term. At the same time, the 

temperature distribution obtained from the thermal-hydraulics calculation is transferred to the neutron diffusion 

calculation and the macroscopic cross sections of the materials are corrected to realize the coupling calculation of the 

neutron diffusion and the thermal-hydraulics under the same solver of the FLUENT without needing to develop the 

interface program and the computational cost is saved. 2D-TWIGL benchmark problem is calculated by the FLUENT 

solver to verify the feasibility for the neutron diffusion. Through the modeling and calculation of the 5 x 5 PWR assembly 

model, the calculation results are compared with the results of other programs to verify the feasibility of the coupling 

method and the correctness of data transfer. Then this coupling method is applied to calculate the hot assembly of a 

modular lead-cooled fast reactor (M 2 LFR-1000) to verify that the thermal-hydraulics characteristics (the maximum 

fuel temperature and the maximum cladding outer surface temperature) are all within the corresponding thermalhydraulics 

design limits. 


Key words: neutron diffusion and 

thermal- hydraulics coupling; UDF 

and UDS functions; 5 x 5 PWR 

assembly; M 2 LFR-1000 hot assembly. 

Traditionally, the best estimation 

procedure is generally used in reactor 

design and reactor safety analysis. 

With the improvement of computer 

performance and the development of 

parallel computing, the high confidence 

simulation of reactor has been 

paid more attention in the research of 

reactor design, scheme optimization 

and safety analysis. Only by considering 

the multi-physical feedback 

in reactor simulation, can high confidence 

simulation be realized. And 

the neutron diffusion and thermalhydraulics 

coupling calculation is an 

important part of multi-physics 

coupling calculation [1-2]. The actual 

operation of the reactor is a process 

of neutrons and thermal reciprocal 

feedback. Temperature coefficient 

(fuel temperature coefficient and 

moderator temperature coefficient) is 

an important factor for reactivity 

control in normal operation of reactor 

[3]. To achieve accurate calculation of 

reactor operation and transient conditions, 

the effects of fuel temperature, 

moderator temperature and 

density on local neutron flux and 

system reactivity must be considered. 

Computational Fluid Dynamics 

(CFD) program FLUENT can realize 

the fine simulation of reactor core and 

fuel assembly by coupling the mass 

continuity equation, momentum 

equation and energy conservation 

equation. The UDS (User Defined 

Scalar) in the FLUENT can solve a kind 

of diffusion equation by using the 

solver in Fluent. It has been widely 

used in multi-phase flow coupling 

calculation and flow-field and electric 

field coupling calculation. H.G.Wang, 

W.Q.Yang, P.Senior [4] used the UDS 

to add the water diffusion equation in 

air and solid phase to FLUENT. And the 

hydrodynamic parameters of heat and 

mass transfer between two phases 

were added to the UDF of FLUENT 

to simulate the complex gas-solid 

multi phase process of batch fluidized 

bed drying. P. Donoso- GarcaL, L. 

Henrquez- Vargas [5] used the twodimensional 

numerical simulation 

method to simulate the turbulent state 

of the adiabatic regenerative porous 

medium burner coupled with thermoelectric 

components. The time and 

volume averaged transport equation 

and the two order turbulence model 

were adopted. The FLUENT was used 

to simulate the burner through its UDF 

(user-defined function) and UDS 

(user- defined scalar) interface to 

obtain additional terms involving 

turbulence and thermal energy. The 

flow field and electric field were 

calculated considering the effects 

of inlet velocity and composition, 

thermal conductivity of porous media 

and thermal insulation materials on 

the burner. Y. Liu, Y. P. Liu, S. M. Tao 

[6] established a three-dimensional 

(3D) unsteady mathematical model of 

alumina ball regenerator, and solved 

it by commercial computational fluid 

dynamics (CFD) software FLUENT 

based on the porous medium hypothesis. 

The standard K-e turbulence 

model was combined with standard 

wall function to simulate gas flow 

and the momentum equation was 

modified to consider the effect of 

porous media on fluid flow. The user 

defined function (UDF) program was 

programmed in C language and 

connected with FLUENT. The userdefined 

scalar (UDS) transfer equation 

of solid energy conservation was 

defined. And the heat transfer and 

thermo-physical properties between 

gas and solid phases were calculated. 

J. Jang, H. Arastoopour [7] used 

ANSYS/FLUENT computational fluid 

dynamics (CFD) program to simulate 

the gas-solid two-phase flow pattern, 

the mixing and drying process of drug 

particles in three different scales of 

bubbling fluidized bed dryers. The 

capacity of water transfer and 

simulation of drying process was 

calculated. The user-defined scalar 

transfer equation (UDS) was added to 

FLUENT to simulate the flow pattern 

and heat and mass transfer process 

of drug drying process based on bubbling 

fluidized bed. Based on the UDF 

(User Defined Function) and UDS 

(User Defined Scalar) functions of 

FLUENT, Xi’an Jiaotong University 


Research on Neutron Diffusion and Thermal Hydraulics Coupling Calculation based on FLUENT and its Application Analysis on Fast Reactors ı Xuebei Zhang, Chi Wang and Hongli Chen



| Fig. 1. 

The flow chart of coupling calculation. 

developed the TASNAM program [8], 

which is mainly used for numerical 

calculation of neutron diffusion in 

molten salt reactor. Based on the 

user interface programming function 

of commercial software CFX, 

Naval Engineering University added 

three-dimensional space-time neutron 

dynamics model, coupled with 

CFD thermal-hydraulics, and simulated 

the local three- dimensional flow 

behavior and three- dimensional physical 

characteristics of PWR under 

steady state [9]. 

Based on UDF and UDS functions 

of FLUENT, this paper defines the 

neutron diffusion equation and uses 

the modeling tool (GAMBIT) and 

solver in FLUENT to solve the neutron 

diffusion equation iteratively, and 

carries out thermal-hydraulics calculation 

at the same time. In each 

iteration, thermal power is transferred 

to thermal- hydraulics calculation by 

solving neutron diffusion equation. 

The temperature obtained by thermalhydraulics 

calculation is transferred to 

the neutron diffusion calculation, and 

the macroscopic cross sections of the 

materials ware modified until the 

convergence of the iterative calculation 

of neutron diffusion equation 

and thermal-hydraulics iteration is 

achieved. The iterative flow chart of 

coupling calculation is shown by 

Figure 1. In order to verify the 

correctness of the coupling calculation 

method and data transfer, the 

5 x 5 PWR assembly model [10] is 

modeled and calculated, and the 

results are compared with other 

coupling programs. Then the hot 

assembly of the M 2 LFR-1000 [11] is 

modeled and calculated. And the 

neutron flux, temperature distri bution 

and the thermal-hydraulics characteristics 

(the maximum fuel temperature 

and the maximum cladding outer 

surface temperature) on the steady 

state has good agreement with the 

results calculated by sub-channel 

program (KMC-SUB) [12]. In this 

paper, the calculation method and 

mathematical model are introduced 

in the section 2. Section 3 describes 

the calculation of 2D-TWIGL [13] 

benchmark problem by the FLUENT 

solver. And the section 4 describes the 

coupling calculation of 5 x 5 PWR 

assembly. The calculation method is 

applied to the hot assembly of the 

M 2 LFR-1000 in section 5. Section 6 

summarizes the general conclusion. 

2 Calculation method and 

mathematical model 

2.1 The UDS module 

of the FLUENT 

The UDS module of the FLUENT can 

define a kind of equation and solve it 

by the inner solver with the finite 

volume method. The form is shown in 

formula (1): 

 

(1) 

The definitions of equations in the 

FLUENT are shown in Table 1. 

The transient neutron diffusion 

equation is shown in equation (2): 

(2) 

The first term on the left side of the 

equation (2) is unsteady state term, 

the second term on the left side is 

diffusion term, and the term on the 

right side of the equation is the source 

term. 

For steady state calculation, the 

unsteady term in the equation is 

neglected. And the equation is shown 

in equation (3): 

(3) 

For the equation (3), φ g (r) represents 

the neutron flux, unit cm -2 s -1 , represents 

the neutron diffusion coefficient, 

unit cm, ∑ f represents the macro scopic 

fission cross section, the unit is cm -1 , 

Name Expression Definition Corresponding functions in UDS 

Unsteady-state term Discrete form of unsteady state term DEFINE_UDS_UNSTEADY 

Convection term Flux ( ) DEFINE_UDS_FLUX 

Diffusion term Diffusivity (Γ(T)) DEFINE_DIFFUSIVITY 

Boundary condition Value ( ) Specified Value 

Flux ( ) Specified Flux 

| Tab. 1. 

Definition of equation in the UDS of FLUENT. 




∑ g'→g represents the macroscopic 

transfer cross section, the unit is cm -1 , 

∑ r represents the macroscopic removal 

cross section, the unit is cm -1 , v 

represents the average number of 

neutrons emitted per fission, χ g represents 

the fission spectrum. 

The effective multiplication factor 

is calculated by equation (4): 

 

(4) 

2.2 Numerical Method [14] 

Finite Volume Method (FVM) is 

widely used in CFD methodology to 

discretize governing equations and is 

adopted by almost all the popular CFD 

softwares. FLUENT converts a general 

transport equation to an algebraic 

equation using a control-volumebased 

technique which consists of 

integrating the general transport 

equation on each discrete control 

volume. For a general scalar, ϕ the 

integral form of a transport equation 

on a control volume V can be illustrated 

as follows [15]: 

(5) 

Where ρ is density, Γ ϕ is the effective 

diffusion coefficient for the scalar ϕ, 

S ϕ is the source term of ϕ per unit 

volume. 

Applying Equation (5) to each 

control volume, the discretization 

equation on each given cell is: 

(6) 

Where N is the number of the faces 

enclosing a cell; ϕ f is the value of ϕ at 

the cell face, A f is the surface area 

vector, which means that its direction 

is normal to the surface and | → A f | is 

the area of the surface, ∇ ϕ f is the 

gradient of ϕ at the face f and V is the 

cell volume. The equations given 

above can be applied to multidimensional, 

unstructured meshes composed 

of arbitrary polyhedral in 

FLUENT. 

For the steady state neutron 

diffusion equation (3), applying equation 

(6) to each control volume, the 

discretization equation on each given 

cell is: 

(7) 

Region Group D g (cm -1 ) ∑ a,g (cm -1 ) υ∑ f,g (cm -1 ) ∑ 1→2 (cm -1 ) 

1 1 1.4 0.01 0.007 0.01 

2 0.4 0.15 0.2 

2 1 1.4 0.01 0.007 0.01 

2 0.4 0.15 0.2 

3 1 1.3 0.008 0.003 0.01 

2 0.5 0.05 0.006 

| Tab. 2. 

Section parameter3 of 2D-TWIGL. 

2.3 Thermal-hydraulics 

calculation model 

The energy equation of coolant region 

is shown in equation (8): 

(8) 

The equation of heat conduction in 

fuel area is shown in equation (9): 

(9) 

(10) 

 

γ is the release energy of each fission. 

The heat conduction equation of the 

cladding and gap is shown in equation 

(11), (12) respectively: 

(11) 

(12) 

2.4 Material macroscopic cross 

section library 

Under the condition of knowing 

nuclear density and considering the 

energy group emerging and the 

influence of temperature on material 

density, the nuclear database program 

[16] developed by the author’s 

research group calculates one set of 

group-wise neutronics parameters 

including the group-wise macroscopic 

cross sections, the diffusion coefficients 

(D g ), the neutron fission yields 

(ν g ) and the fission spectrum (χ g ) at 

400 K, 500 K, 600 K, 700 K, 800 K, 

900 K, 1000 K, 1100 K, 1200 K, 1300 K, 

1400 K, 1500 K and 1600 K of fuel, air 

gap, cladding and coolant. The continuous 

macroscopic cross sections 

at 400 K to 1600 K of materials can get 

through interpolation [17]. Then, the 

macroscopic cross-section distribution 

functions of temperature simply 

shown by equation (13) are added to 

FLUENT solver through UDF, and the 

macroscopic cross-section of each 

grid is updated by reading the new 

temperature distribution of each grid 

after each iteration. 

(13) 

3 Validation of the FLUENT 

solver for neutron 

diffusion 

In this section, calculation results for 

2D-TWIGL benchmark problem are 

presented and compared with reference 

values to prove that the FLUENT 

solver is feasible to solve the neutron 

diffusion based on the UDS and UDF 

function. The meshes adopted in this 

paper are generated by the general 

mesh generation tool Gambit. The 

mesh independent solutions are 

obtained but not presented here. 

3.1 2D-TWIGL seed blanket 

problem 

The 2D-TWIGL benchmark problem is 

a simplified neutron kinetics model 

with two neutron energy groups and 

one delayed neutron precursor family. 

A steady state calculation and two 

transient calculations are included in 

this problem. 

The reactor core is a 160 cm square 

consisting of three regions including 

(1) perturbed seed region containing 

primary fissile materials with timedependent 

properties in the transient 

situation; (2) unperturbed seed 

regions containing primary fissile 

materials with constant properties in 

the transient situation; (3) a blanked 

region also containing fissile materials 

surrounding the whole core. Due to 

the symmetry, one quadrant of the 

reactor is modeled for the calculation, 

as displayed in Figure 2. The group 

constants are given in Table 2. 

| Fig. 2. 

2D-TWIGL 1/4 core model. 






| Fig. 3. 

Meshes of the 2D-TWIGL by the solver 

of FLUENT. 

Mesh size is 0.1 cm and meshes are 

produced by GAMBIT, a part of the 

meshes is shown by Figure 3. 

3.2 Result analysis 

The results obtained by the FLUENT 

solver are in good agreement with 

the reference values. The effective 

multiplication factor calculated under 

steady state is 0.913306, which is very 

close to the reference value 0.913214. 

The relative error is 10 pcm. Figure 4 

and Figure 5 shows the fast and 

thermal neutron flux distributions on 

the diagonal line of the calculation 

domain respectively. Figure 6 shows 

the comparison between the normalized 

power and reference value of 

the calculated assemblies. We can find 

that the errors mainly occur on the 

boundary and the interface of different 

materials. 

4 Validation of the 

coupling method 

4.1 Model introduction 

In this paper, the neutron diffusion 

and thermal-hydraulics coupling 

R 

C 

(%) 

1.258 

1.250 

-0.635 

1.321 

1.342 

1.5897 

1.293 

1.301 

0.6187 

1.198 

1.194 

-0.333 

1.259 

1.264 

0.3971 

1.243 

1.250 

0.5631 

2.187 

2.195 

0.3657 

2.350 

2.352 

-0.085 

2.380 

2.378 

-0.084 

2.373 

2.372 

-0.042 

1.870 

1.878 

0.4278 

2.033 

2.044 

0.5410 

2.123 

2.132 

0.4221 

2.161 

2.172 

0.5090 

2.176 

2.187 

0.5055 

calculation method based on UDF and 

UDS functions of the FLUENT is used 

to calculate the 5 x 5 PWR assembly 

model. The thermo-physical properties 

of the materials are given by Table 

3, the model structure and parameters 

are given by Figure 7 and Table 4, 

and the change of coolant density and 

specific heat with tem perature is given 

by equation (14) and equation (15). 

1.380 

1.3801 

0.0072 

1.614 

1.617 

0.1858 

1.779 

1.783 

0.2248 

1.883 

1.888 

0.2655 

1.961 

1.945 

-0.815 

1.967 

1.971 

0.2033 

0.948 

0.936 

-1.265 

1.148 

1.138 

-0.871 

1.350 

1.339 

-0.814 

1.500 

1.488 

-0.800 

1.602 

1.589 

-0.811 

1.663 

1.649 

-0.841 

1.691 

1.676 

-0.887 

0.260 

0.2593 

-0.269 

0.343 

0.340 

-0.874 

0.432 

0.427 

-1.157 

0.509 

0.503 

-1.178 

0.568 

0.561 

-1.232 

0.609 

0.602 

-1.149 

0.635 

0.628 

-1.102 

0.647 

0.639 

-1.236 

0.093 

0.092 

-1.075 

0.157 

0.1566 

-0.254 

0.220 

0.2198 

-0.090 

0.279 

0.278 

-0.358 

0.329 

0.328 

-0.303 

0.368 

0.367 

-0.271 

0.396 

0.395 

-0.252 

0.414 

0.412 

-0.483 

0.422 

0.420 

-0.473 

0.010 

0.0099 

-1.000 

0.030 

0.0302 

0.666 

0.051 

0.0517 

1.3725 

0.072 

0.0716 

-0.555 

0.091 

0.0906 

-0.439 

0.108 

0.107 

-0.925 

0.121 

0.120 

-0.826 

0.130 

0.129 

-0.769 

0.136 

0.134 

-1.470 

0.139 

0.137 

-1.438 

| Fig. 6. 

Normalized power diagram for 2D-TWIGL assemblies. 

| Fig. 4. 

Fast neutron flux. 

| Fig. 7. 

Radial and axial Geometric structure 

of the assembly. 

| Fig. 8. 

Radial mesh of the 5 x 5 assembly fuel rod. 

| Fig. 5. 

Thermal neutron flux. 

| Fig. 9. 

Radial mesh of the 5 x 5 assembly. 

| Fig. 10. 

Mesh quality check. 




Materials 

Density 

(g/cm3) 

| Tab. 3. 

Thermal properties of the assembly materials. 

Thermal conductivity 

(W/m.K) 

Specific heat capacity 

(J/kg.K) 

Fuel (UO2) 10.3 3.0 310 

Cladding (Zircaloy-2) 6.5 11.0 330 

Viscosity 

(Pa.s) 

Coolant (Water) 0.53 0.00009177 

Gap (Helium) 0.0001625 0.152 5193 

Fuel pin radius 

Cladding inner radius 

Cladding outer radius 

Pitch 

Fuel height 

Bottom reflector height 

Top reflector height 

Fuel 

Coolant 

4.1 mm 

4.2 mm 

4.8 mm 

12.5 mm 

3 m 

0.2 m 

0.2 m 

UOX 

(2 %, 4 % 

enrichment) 

Water, 

1000 ppm 

boron 


Gap 

Cladding 

Power 

Helium, 

0.1 MPa 

Zircaloy-2 

12.5 MW 

| Fig. 11. 

Axial power density distribution the fuel rod center. 

Energy group 2 

Energy boundary 

0.625 eV 

| Tab. 4. 

Size and material parameters of the assembly. 

4.2 Modeling and 

mesh generation 

The gambit is used to model and mesh 

the fuel assembly model of 5 x 5 PWR. 

The radial mesh of fuel rod is shown 

in Figure 8. The radial mesh of fuel 

assembly is shown in Figure 9. The 

same meshes are used for neutron 

diffusion and thermal-hydraulics 

calculation. The axial mesh size is 

0.1 m and the total mesh number of 

the assembly model is 3.10E+06. The 

mesh quality checking tool in the 

Gambit is used to check the assembly 

meshes. As shown in Figure 10, there 

are 99.32 % of the meshes whose 

EquiSize Skew ranges from 0 to 0.4. 

| Tab. 5. 

Boundary conditions of the coupling calculation of the 5 x 5 assembly. 

4.3 Boundary conditions 

The coupled calculation boundary 

conditions are shown in Table 5. 

4.4 Calculation results and 

analysis 

The reference value of effective multiplication 

factor of the module is 

1.17109 [10], and the effective multiplication 

factor calculated in this 

paper is 1.17100. Figure 11 shows the 

axial power density distribution of 

fuel rod center with 2 % and 4 % 

enrichment when the neutron diffusion 

and thermal- hydraulics calculation 

converge. The blue and black 

Field Boundary Type Value 

Temperature (T) Inlet Constant value 540 K 

Outlet 

Zero gradient 

Neutron flux (f) Inlet Extrapolation boundary Gradient on boundary 

Outlet Extrapolation boundary Gradient on boundary 

Pressure (P) Inlet Zero gradient 

Outlet Constant value 15.5 MPa 

Velocity (U) Inlet Constant value (0,0,3) m/s 

Outlet 

Zero gradient 

(kg/m 3 ) (14) 

(J/kg.K) (15) 

points are the results of other coupling 

programs. The red and green lines 

are the results of this paper. The 

maximum power density of the 4 % 

en richment fuel rod center is about 

4.25E8 W/m 3 and the maximum 

power density of the 2 % enrichment 

fuel rod center is about 2.50E+08 W/ 

m 3 in this paper. And the reference 


enrichment fuel rod center is about 

4.178E+08 W/m 3 and the reference 


enrichment fuel rod center is about 

2.45E+08 W/m 3 . 

It can be seen from Figure 11 that 

the calculation deviation is mainly at 

the inlet and outlet of the assembly 

model. The reference value of the 

power density increases slightly at the 

inlet and outlet of the assembly, which 

is mainly due to the influence of the 

upper and lower reflectors, which 

make some neutrons be reflected into 

the fuel area, then cause a slight 

increase of the power density. In this 

paper, the influence of the upper and 

lower reflectors is neglected due 

to considering the convenience of 

modeling and meshing by the Gambit. 





| Fig. 12. 

Temperature distribution of fuel rod 

outer diameter. 

| Fig. 13. 

Temperature distribution of fuel 

cladding inner diameter. 

Figure 12 gives the temperature 

distribution of the fuel pellet outer 

diameter, Figure 13 gives the temperature 

distribution of the fuel cladding 

inner diameter, Figure 14 gives the 

temperature distribution of the fuel 

cladding outer diameter and Figure 

15 gives the temperature distribution 

of the assembly inlet and outlet. 

Figure 16 shows the axial coolant 

temperature distribution of the adjacent 

fuel rod center and diagonal fuel 

rod center, Figure 17 shows the 

temperature distribution along the X 

axis direction (z=0.0 m, y=0.0 m, 

| Fig. 14. 

Temperature distribution of fuel 

cladding outer diameter. 

z=0.0 m is symmetry axis). And they 

are all compared with reference 

values calculated by other coupling 

programs and in good agreement with 

them. The maximum temperature of 

the 4 % enrichment fuel rod center is 

1506.97 K, and the maximum temperature 

of the 2 % enrichment fuel 

rod center is 1066.42 K. And the 

reference maximum temperature 

of the 4 % enrichment fuel rod center 

is 1502.22 K, and the reference 

maximum temperature of the 2 % enrichment 

fuel rod center is 1047.60 K. 

Through the coupling calculation of 

| Fig. 16. 

Axial coolant temperature distribution of the contiguous fuel rod center and diagonal fuel rod center. 

| Fig. 17. 

Temperature distribution in the X axis direction (z = 0.0 m, y = 0.0 m). 

| Fig. 15. 

Temperature distribution of assembly 

inlet and outlet. 

the 5 x 5 PWR assembly, it is proved 

that this coupling method is feasible 

and the data transfer is correct. 

5 Application of the 

coupling method 

The coupling calculation of 5 x 5 PWR 

assembly model proves that it is 

feasible to realize the coupling calculation 

of neutron diffusion and 

thermal- hydraulics by utilizing UDF 

and UDS functions of FLUENT. Now 

the M 2 LFR-1000 hot assembly model 

is calculated by this coupling method. 

5.1 Model description 

M 2 LFR-1000 is a modular lead-cooled 

fast reactor. The structure of components 

and fuel rods is given by 

Figure 18 and Figure 19 respectively. 

The fuel rods in the core fuel assembly 

are arranged in a regular triangular 

matrix, and the bundles are hexagonal. 

The bundles are wrapped in the 

assembly box with a thickness of 

4 mm. The distance between the fuel 

rods is 14 mm. Each fuel assembly 

contains 169 fuel rods. The inner 

margin of the fuel assembly box is 

185 mm, the outer margin is 193 mm, 

and the component center distance is 

198 mm. The core of the fuel pellet has 

a central hole with a diameter of 

1.9 mm, which can reduce the core 

temperature and improve the core 

safety margin under the condition of 

the same linear power density of the 

fuel rod. The outer diameter of the 

fuel pellets is 8.6 mm, and the MOX 

fuel is added with a small amount of 

MA or without MA. 

There is a gap of 0.15 mm between 

fuel pellet and cladding, which is filled 

with He of ~0.5 MPa. The gas pressure 

is higher than the operating 

pressure of the primary circulation. 

This can improve the gap heat conduction 

between fuel pellet and cladding 

and provide inert environment. 

On the other hand, it can prevent 




| Fig. 18. 

Fuel assembly cross section (unit: mm). 

| Fig. 19. 

Fuel rod cross section. 

Nuclide 

Nucleon density 

(b - cm - ) 

| Tab. 6. 

The nuclide composition of the FMS T91. 

Nuclide 

| Tab. 7. 

Boundary conditions of the coupling calculation of the M 2 LFR-1000 assembly. 

Nucleon density 

(b -1 cm -1 ) 

C 3.8900E-04 N 1.6600E-04 

Cr 7.8690E-03 P 3.0200E-05 

Ni 1.5948E-04 S 7.2845E-06 

Mn 3.8300E-04 Cu 7.3600E-05 

Mo 4.6270E-04 V 1.9700E-04 

Si 5.8230E-04 Al 6.9300E-05 

Nb 4.0200E-05 Fe 7.4232E-02 

Field Boundary Type Value 

Temperature (T) Inlet Constant value 673 K 

Neutron flux (f) Outlet Extrapolation boundary Gradient on boundary 

Inlet Extrapolation boundary Gradient on boundary 

Pressure (P) Outlet Constant value 101 kPa 

Velocity (U) Inlet Constant value (0,0,1.66) m/s 


cladding from contacting with pellet 

due to external pressure and creep 

collapse. The cladding damage can 

also be tested. The fuel cladding is 

FMS T91 with thickness of 0.55 mm, 

the diameter of the whole fuel rod is 

10.0 mm, and the length of the active 

zone of the fuel rod is 1000 mm. 

FMS T91 with good comprehensive 

performance is selected as the core 

structure and cladding material. 

The nuclide composition of FMS T91 

is shown in Table 6 [18]. And the 

coolant is Pb. 

The temperature of core inlet coolant 

is set as 673.15 K and the temperature 

of core outlet coolant is set 

as 753.15 K. Under all operational 

con ditions including design basis 

accidents (DBAs), the maximum fuel 

pellet temperature should be lower 

than 2946.15 K [19]. Under normal 

con ditions, the maximum cladding 

temperature should be lower than 

823.15 K [20] with sufficient safety 

margin. 

Considering the computational 

cost, the 1/6 assembly is selected to 

be modeled and calculated. The 

assembly is the hot assembly and the 

power is 3.6 MW. The M 2 LFR-1000 

assembly is modeled and meshed by 

the Gambit. The axial mesh size is 

0.05 m, and the total mesh number is 

3.40E+06. The radial mesh of the fuel 

rod and the assembly are shown by 

Figure 20 and Figure 21 respectively. 

The meshes are checked by Gambit’s 

grid quality checking tool. There are 

96.67 % of meshes whose EquiSize 

Skew ranges from 0 to 0.4. 

| Fig. 20. 

Radial mesh of the M 2 LFR-1000 fuel rod. 

5.3 Boundary conditions and 

properties of the materials 

[21] 

The boundary conditions are showed 

by Table 7. 

5.4 Calculation results and 

analysis 

Figure 22 and Figure 23 show the 

unnormalized fast neutron flux distribution 

on the outlet and the unnormalized 

thermal neutron flux 

distribution on the outlet respectively. 

Because of the fission in the fuel 

region, the fast neutron is mainly in 

the fuel region and the thermal 

neutron is mainly in the coolant 

region. And great changing of the fuel 

temperature which makes the macroscopic 

cross sections of fuel region 

change greatly leads to apparent 

changing of the fast neutron flux and 

thermal neutron flux distribution in 

this region. However, for the coolant 

region, the operation temperature is 

673 K to 753 K and the macroscopic 

cross sections of Pb hardly change. 

| Fig. 21. 

Radial mesh of the M 2 LFR-1000 assembly. 

| Fig. 22. 

Fast neutron flux distribution on the outlet. 

| Fig. 23. 

Thermal neutron flux distribution on the outlet. 





So the fast neutron flux and thermal 

neutron flux dis tribution on the 

coolant change a little. 

Thermal conductivity of the MOX (W/m.K) 

(16) 

Density of the MOX (kg/m 3 ) 

(17) 

Thermal conductivity of the T91 (W/m.K) 

(18) 

Specific heat capacity of the T91 (J/kg.K) 

Thermal conductivity of the Pb (W/m.K) 

Density of the Pb (kg/m 3 ) 

(19) 

(20) 

(21) 

Specific heat capacity of the Pb (J/kg.K) 

(22) 

Viscosity of the Pb (Pa.s) 

(23) 

Figure 24, Figure 25, Figure 26 show 

the unnormalized fast neutron flux, 

unnormalized thermal flux and 

temperature distribution on the outer 

boundary respectively. Figure 27 

shows the fuel pellet centerline 

temperature distribution along Z axis 

direction and there is the peak 

temperature when Z=0.6 m. And the 

maximum fuel pellet centerline 

temperature deviation is 21 K which 

occurs on the outlet. Figure 28 shows 

the assembly temperature distribution 

along Y axis direction when Z=0.6 m. 

Figure 29 shows the coolant temperature 

distribution along Z axis 

direction. Figure 30 displays the 

cladding outer surface temperature 

dis tribution along Z axis direction. It 

is obvious that the central hole makes 

the central fuel pellet temperature 

distribution flat, decreases the peak 

temperature of fuel pellet and improve 

the safety margin. And there is 

the maximum fuel temperature in the 

central fuel rod of the hot assembly. 

The coolant outlet temperature is 

755.11 K. The maximum fuel temperature 

is 1643.41 K and the maximum 

cladding outer surface temperature is 

773.83 K calculated by coupling calculation. 

And the maximum fuel 

temperature is 1647.17 K and the 

maximum cladding outer surface 

temperature is 777.28 K calculated by 

sub-channel code (KMC-SUB) which 

are all within the corresponding 

thermal- hydraulics design limits. 

| Fig. 24. 

Fast neutron flux distribution 

on the outer boundary. 

| Fig. 25. 

Thermal neutron flux distribution 


| Fig. 27. 

The fuel pellet centerline temperature distribution along Z axis direction. 

| Fig. 26. 

Temperature distribution 


6 Conclusion 

In this study, based on the UDF and 

UDS function of the FLUENT, the 

neutron diffusion equation is defined. 

There is no requirement to develop 

the interface program of the coupling 

calculation. Then the assembly is fine 

modeled and the solver in the FLUENT 

is used to solve the neutron diffusion 

equation. The thermal-hydraulics 

calculation is carried out at the same 

time. Therefore the coupling calculation 

between neutron diffusion 

and thermal-hydraulics is achieved on 

the same solver of the FLUENT. In 

order to achieve the convenient data 

transfer, the neutron diffusion and 

thermal-hydraulics calculation use 

the same meshes. 

Through calculating the 2D-TWIGL 

benchmark problem by the FLUENT 

solver based on the Finite Volume 

Method (FVM), and comparing the 

effective multiplication factor, neutron 

flux and power with reference 

values to verify that the solver can 

be used to calculate the neutron 

diffusion. The errors mainly occur on 




| Fig. 28. 

Temperature distribution along the Y axis direction (Z=0.6m, X=0.0m). 

| Fig. 29. 

The coolant temperature distribution along Z axis direction. 

| Fig. 30. 

The cladding outer surface temperature distribution along Z axis direction. 

the boundary and the interface of 

different materials. So further work is 

needed to refine the mesh on the 

boundary and interface areas. 

Through modeling and calculating 

the 5x5 PWR assembly: 

(1) The effective multiplication factor 

(1.17100) which has good agreement 

with the reference value 

(1.17109), axial power density 

distribution of the fuel rod center, 

temperature distribution of the fuel 

pellet outer diameter, tem perature 

distribution of the fuel cladding 

inner diameter, tem perature distribution 

of the fuel cladding outer 

diameter, temperature distribution 

of the assembly inlet and outlet are 

obtained on the steady state. 

(2) The axial coolant temperature distribution 

of the adjacent fuel rod 

center and diagonal fuel rod center, 

and the temperature distribution 

along the X axis direction 

(z = 0.0 m, y = 0.0 m) and axial 

power density distribution of the 

fuel rod center are compared with 

reference values calculated by 

other coupling programs and in 

good agreement with them. Therefore 

this coupling method is feasible 

to achieve neutron diffusion 

and thermal- hydraulics coupling. 

And the correctness of the data 

transfer is verified. 

(3) The reference value of the power 

density increases slightly at the 

inlet and outlet of the assembly, 

which is mainly due to the influence 

of the upper and lower reflectors, 

which make some neutrons be 

reflected into the fuel area, and 

then cause a slight increase of the 

power density. In this paper, the 

influence of the upper and lower 

reflectors is neglected due to considering 

the convenience of modeling 

and meshing by the Gambit. 

Therefore the power density distribution 

is flat at the inlet and 

outlet of the assembly. Further 

work is needed to add the modeling 

of the upper and lower reflectors. 

Then the coupling method is applied 

to a modular lead-cooled fast reactor 

(M 2 LFR-1000). Through modeling 

and calculating the hot assembly of 

the M 2 LFR-1000: 

(1) The neutron flux and temperature 

distribution of the hot assembly are 

obtained on the steady state. The 

fast neutron is mainly in the fuel 

region and the thermal neutron is 

mainly in the coolant region. And 

the fast neutron flux and thermal 

neutron flux distribution on the 

coolant region change a little. But 

they change a lot on the fuel 

region. 

(2) It is obvious that the central hole 

makes the central fuel pellet 

temperature distribution flat, 

decreases the peak temperature of 

fuel pellet and improves the safety 

margin at the same power density. 

(3) The maximum fuel temperature 

and the maximum cladding outer 

surface temperature are obtained 

by the coupling calculation and are 

compared with the reference 

values calculated by sub-channel 

code (KMC-SUB). The error of 

maximum fuel temperature is 

1.25 K and error of maximum 

cladding outer surface temperature 

is 2.68 K. The coolant outlet 

temperature is 755.11 K which is 

very close to the design value 

(753.15 K). And these thermalhydraulics 

characteristics are all 

within the corresponding thermalhydraulics 

design limits. 






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[18] David Jaluvka. Development of a Core Management Tool for 

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Research Facility [D]. KU Leuven, 2015. 

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[21] Popov, S.G., Carbajo, J.J., Ivanov, V.K., Yoder, G.L., 2000. 

Thermophysical properties of MOX and UO2 fuels including 

the effects of irradiation. ORNL Report TM-2000/351. 

Authors 

Xuebei Zhang 

Chi Wang 

Hongli Chen 

School of Physics, 

University of Science & Technology 

of China 

Hefei 230027 

China 

Imprint 

| Editorial Advisory Board 

Frank Apel 

Erik Baumann 

Dr. Erwin Fischer 

Carsten George 

Eckehard Göring 

Dr. Florian Gremme 

Dr. Ralf Güldner 

Carsten Haferkamp 

Christian Jurianz 

Dr. Anton Kastenmüller 

Prof. Dr. Marco K. Koch 

Ulf Kutscher 

Herbert Lenz 

Jan-Christan Lewitz 

Andreas Loeb 

Dr. Thomas Mull 

Dr. Joachim Ohnemus 

Olaf Oldiges 

Dr. Tatiana Salnikova 

Dr. Andreas Schaffrath 

Dr. Jens Schröder 

Norbert Schröder 

Prof. Dr. Jörg Starflinger 

Dr. Brigitte Trolldenier 

Dr. Walter Tromm 

Dr. Hans-Georg Willschütz 

Dr. Hannes Wimmer 

| Editorial Office 

Christopher Weßelmann (Editor in Chief) 

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Berlin, Germany 

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Germany: 

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respective paper. Please address letters and manuscripts only to the 

Editorial Staff and not to individual persons of the association´s staff. 

We do not assume any responsibility for unrequested contributions. 

Signed articles do not necessarily represent the views of the editorial. 

ISSN 1431-5254 




Programme Overview 

45 

PROGRAMME OVERVIEW 

Plenarsitzung | Plenary Session 

5. Mai 2020 

09:00 D/E 

Begrüßung und Eröffnungsansprache 

| Welcome and Opening Address 

Dr. Joachim Ohnemus 

Vorsitzender des Vorstands, KernD 

11:25 DE 

System-Know how – der Schlüssel für die Zukunft 

der nuklearen Kompetenz | System-oriented knowhow 

– the key to the future of nuclear competence 

Wolfgang Däuwel 

Framatome GmbH, Germany 

KERNTECHNIK 2020 

Politik | Policy 

09:15 D 

Sicherer Kernkraftwerksbetrieb: Wie kann 

Deutschland nach 2022 international noch Gehör 

finden? | Safe Operation of Nuclear Power Plants: 

How Can Germany Still Be Heard Internationally After 

2022? 

Andreas Feicht 

Staatssekretär im Bundesministerium für Wirtschaft und Energie 

(BMWi) 

09:35 D 

Kernenergiepolitik in der Schweiz – Wie geht es 

weiter? | Nuclear Energy Policy in Switzerland – 

What's Next? 

Hans-Ulrich Bigler 

Präsident, Nuklearforum Schweiz 

09:55 D 

Wirtschaftsstandort Deutschland – Welchen Beitrag 

kann die kerntechnische Industrie leisten? 

| Business Location Germany – What Contribution Can 

Be Made by the Nuclear Industry? 

Karlheinz Busen MdB 

Stellvertretendes Mitglied im Ausschuss für Umwelt, Naturschutz und 

nukleare Sicherheit, Deutscher Bundestag 

Endlagerung | Waste Management 

11:45 E 

Creating Public Acceptance for a Final Repository 

Jussi Heinonen 

Director of the Nuclear Waste and Material Regulation Department, 

STUK – Radiation and Nuclear Safety Authority, Finland 

12:05 D 

Ansprache 

Karsten Möring MdB 

Ordentliches Mitglied im Ausschuss für Umwelt, Naturschutz und 

nukleare Sicherheit, Deutscher Bundestag 

12:25 D 

Aktueller Stand im Standortauswahlverfahren 

(Arbeitstitel) 

Steffen Kanitz 

Mitglied der Geschäftsführung, Bundesgesellschaft für Endlagerung 

mbH (BGE) 

12:45 D 

Verleihung der Ehrenmitgliedschaft der KTG 

| Award of the Honorary Membership of KTG 

Präsentiert von Frank Apel 

Vorsitzender der KTG 

13:00-14:00 Lunch 

Wirtschaft | Economy 

10:15 D/E 

Restbetrieb und Rückbau in Nord- und 

Süddeutschland | Dismantling and Last Years of 

Operation in Northern and Southern Germany 

Dr. Guido Knott 

CEO, PreussenElektra GmbH 

10:35 Pause 

Kompetenz | Competence 

11:05 D/E 

Kerntechnische Ausbildung – Ein Grund zur Sorge? 

| Nuclear Education – a Cause of Concern? 

Prof. Dr. Jörg Starflinger 

Geschäftsführender Direktor, Institut für Kernenergetik und 

Energiesysteme (IKE), Universität Stuttgart 

Technisch-wissenschaftliches Programm 

14:00 

j Themenblock Kompetenz & Innovation 

j Themenblock Sicherheit & Betrieb 

j Themenblock Rückbau & Abfallbehandlung 

j Themenblock Zwischen- und Endlagerung 

j Young Scientists‘ Workshop 

15:30 Pause 

16:00-ca.17:30 

Fortsetzung Programm 

18:30- 23:00 

KernD-Empfang und Gesellschaftsabend 

in der Ausstellung 


Programme Overview



46 

Programmstruktur nach Sessions 

Themenblock 

Kompetenz & 

Innovation 

j CFD Simulations 

for Reactor Safety 

Relevant Objectives 

j Know-how, New Build 

and Innovation 

j Reactor Physics, 

Thermo and Fluid 

Dynamics 

j Young Scientists' 

Workshop 

j CAMPUS Kerntechnik 

Themenblock 

Sicherheit & 

Betrieb 

j Radiation Protection 

j What is an Accident 

Tolerant Fuel? 

j Operation and 

Safety of Nuclear 

Installations, Fuel 

Themenblock 

Rückbau & 

Abfallbehandlung 

j Experiences on 

Post-Operation and 

Decommissioning 

j Decommissioning of 

Nuclear Installations 

Themenblock 

Zwischen- & 

Endlagerung 

j N.N. 

j Radioactive Waste Management, Storage 

and Disposal 

Programmstruktur nach Tagen 

Montag 

, Gremiensitzungen KernD 

, Gremiensitzungen KTG 

, Get-together KTG 

Dienstag 

, Industrieausstellung 

, Plenarvorträge 

, Themenblock 

Kompetenz & Innovation 

, Themenblock 

Sicherheit & Betrieb 

, Themenblock 

Rückbau & Abfallbehandlung 

, Themenblock 

Zwischen- & Endlagerung 

, Young Scientists‘ Workshop 

, Gesellschaftsabend 

Mittwoch 

, Industrieausstellung 

, Themenblock 

Kompetenz & Innovation 

, Themenblock 

Sicherheit & Betrieb 

, Themenblock 

Rückbau & Abfallbehandlung 

, Themenblock 

Zwischen- & Endlagerung 

, Young Scientists‘ Workshop 

mit Preisverleihung 

, CAMPUS Kerntechnik 

#51KT 



Programme Overview


Inside 

47 

Nachwuchstagung Kerntechnik 2019 in Essen-Kupferdreh 

Die jährliche Nachwuchstagung Kerntechnik der Jungen 

Generation der KTG fand in diesem Jahr beim Simulatorzentrum 

KSG | GfS in Essen-Kupferdreh statt. 35 Junge 

Nachwuchswissenschaftler, Studenten und interessierte 

Mitarbeiter von Unternehmen aus der Kerntechnik hatten 

die Möglichkeit, einen Blick „über den Tellerrand“ zu 

erhalten. 

KTG INSIDE 

In elf Vorträgen spannte sich das breite Themenfeld von 

der Kraftwerksimulation, der Reaktorsicherheit, dem 

Strahlenschutz bis hin zu Innovationen in der Kerntechnik, 

Entsorgungsthemen, dem Knowledge-Transfer am CERN 

und der Arbeit anderer Jungen Generationen der Kerntechnischen 

Gesellschaften Europas. Im Rahmen eines Impulsvortrags 

und anschließender Diskussion wurden die 

Themen Diversität und moderne Teamarbeit im Berufsalltag 

besprochen. 

Wie in jedem Jahr freuen wir uns insbesondere auf die 

spannenden Besichtigungen, die oft einzigartige Highlights 

darstellen. So wurde uns das weltweit einzigartige 

Reaktor-Glasmodell mitsamt unterschiedlichen Szenarien 

vorgeführt, Störfälle im Kraftwerks-Simulator des KKW 

Brokdorf geprobt und die Behälter-Fertigungsstätte der 

GNS besichtigt. Beim Vorabendtreffen und gemeinsamen 

Dinner mit Speis und Trank gab es reichlich Gelegenheiten 

für Austausch und Netzwerken. 

Unser herzlichster Dank gilt dem Simulatorzentrum 

KSG | GfS sowie der GNS für ihre Vorträge, Führungen 

und Gastfreundschaft. Ebenso danken wir allen Referenten 

für die spannenden Vorträge sowie den Teilnehmern für 

das rege Interesse und die Teilnahme bei der Nachtagung 

Kerntechnik 2019! 

Vorstand der Jungen Generation in der KTG 

Herzlichen Glückwunsch! 

Die KTG gratuliert ihren Mitgliedern sehr herzlich zum Geburtstag 

und wünscht ihnen weiterhin alles Gute! 

Februar 2020 

55 Jahre | 1965 

18. Sven Lehmann, Adenbüttel 

65 Jahre | 1955 

1. Wolfgang Filbert 

80 Jahre | 1940 

9. Dr. Gerhard Preusche, Herzogenaurach 

13. Dr. Hans-Ulrich Fabian, Gehrden 

81 Jahre | 1939 

8. Dr. Herbert Spierling, Dietzenbach 

22. Dr. Manfred Schwarz, Dresden 

86 Jahre | 1934 

9. Dr. Horst Keese, Rodenbach 

12. Dipl.-Ing. Horst Krause, Radebeul 

91 Jahre | 1929 

20. Dr. Helmut Hübel, Bensberg 

Wenn Sie künftig eine 

Erwähnung Ihres 

Geburtstages in der 

atw wünschen, teilen 

Sie dies bitte der KTG- 

Geschäftsstelle mit. 

KTG Inside 

Verantwortlich 

für den Inhalt: 

Die Autoren. 

75 Jahre | 1945 

1. Prof. Alfred Voß, Aidlingen 

23. Dipl.-Ing. Victor Teschendorff, München 

28. Dr. Günther Dietrich, Holzwickede 

76 Jahre | 1944 

26. Dr. Ivar Kalinowski, Ohrum 

77 Jahre |1943 

5. Dr. Joachim Banck, Heusenstamm 

20. Ing. Leonhard Irion, Rückersdorf 

28. Dr. Klaus Tägder, Sankt Augustin 

83 Jahre | 1937 

6. Dipl.-Ing. Heinrich Moers, Winter Park/ 

USA 

11. Dr. Günter Keil, Sankt Augustin 

18. Dipl.-Ing. Hans Wölfel, Heidelberg 

84 Jahre | 1936 

6. Dr. Ashu-Tosh Bhattacharyya, Erkelenz 

17. Dr. Helfrid Lahr, Wedemark 

Nachträgliche 

Geburtstagsnennungen: 

Dezember 2019 

76 Jahre | 1943 

7. Dipl.-Ing. Nobert Bauer, Limburgerhof 

Januar 2020 

77 Jahre | 1942 

6. Dipl.-Ing. Günter Höfer, Mainhausen 

Lektorat: 

Natalija Cobanov, 

Kerntechnische 

Gesellschaft e. V. 

(KTG) 


10115 Berlin 

T: +49 30 498555-50 

F: +49 30 498555-51 

E-Mail: 

natalija.cobanov@ 

ktg.org 

www.ktg.org 

KTG Inside


48 

STATISTICS 

Nuclear Power Plants: 

2019 atw Compact Statistics 

Editorial 

At the end of the last year 2019 (key date: 31 December 2019), nuclear power plants were operating in 31 countries 

worldwide (cf. Table 1). In total, 449 nuclear power plants were operating on the key date. This means that the number 

decreased by 2 units compared to the previous year’s number on 31 December 2018 (451, the highest number of units 

since the first start of an commercial nuclear power plant in 1956), due to first criticalities on the one hand and 

shut-downs on the other. The gross power output of these nuclear power plant units amounted to around 425 GWe*, 

the net power output was approximately 401 GWe. This means that the available gross capacity and the available net 

capacity did not significantly changed compared with the previous year's numbers. The highest capacity since the first 

grid connection of a commercial nuclear power plant was available in 2019 (425,959 MWe gross, 401,177 MWe net). 

Four (4) nuclear power plants started (nuclear) operation 1 

in two countries in 2018. These units reached initial 

criticality (C), were synchronized with the grid (G) and 

started commercial operation (O) for the first time in 

2019 (cf. Table 1): China: Taishan 2 (1750 MW, PWR), 

Yangjiang 6 (1086 MW, PWR); Korea, Rep.: Shin Kori 4 

(PWR, 1400 MW); Russia: Novovoronezh 2-2 (1200 MW, 

VVER-PWR). 

No unit resumed operation in 2019 in Japan after the 

long-term shut-down of all reactors and safety evaluations 

after the Fukushima accidents in 2011. In total 51 reactors 

were in operation and shut-down in 2011, 9 resumed operation 

until today. 

Six (6) nuclear power plant units were definitively 

per manently shut-down worldwide in five (5) countries in 

2019. In Germany the Philippsburg 2 (1468 MW, PWR) 

unit was shut-down due to the revised Atomic Act (2011) 

and the termination of the license for power production. 

In Japan the Genkai 2 (559 MW, PWR) plant ceased 

operation. In Russia the LWGR-type unit Bilibinsk 1 

(12 MW, LWGR) was shut-down. The plant supplied the 

local area with electricity and heat. Three further units are 

still in operation and will be shut-down in the coming 

years. The barge Akademic Lomonosov with two nuclear 

reactors will supply the region in the future. In Taiwan, 

China, the Chin Shan 2 (636 MW, BWR) plant and in the 

USA the Pilgrim 1 (712 MW, BWR) and Three Mile Island 

1(1021 MW, PWR) reactor were shut down. 

Five new projects (the same number as in the previous 

year 2018) started with an official announcement and first 

preparations for construction or the first concrete and 

further build activities. In China three additional new 

build projects started with Changjiang 3 (1170 MW, PWR), 

Changjiang 4 (1170 MW, PWR), and Zhangzhou 1 (1212 

MW, PWR), the Islamic Republic of Iran started the new 

build of the second unit at Bushehr (1127 MW, VVER- 

PWR) and in Russia one additional project started with the 

Kursk II-2 project (1255 MW, VVER-PWR). At the Kursk 

site four RMBK reactors are in operation which should be 

replaced by modern GEN III+ PWR technology units. 

In total 54 reactors are under construction worldwide 

in 18 countries. The total gross capacity of this projects is 

about 58 GW*, the net capacity 55 GW, in other words the 

number was higher (1 unit) compared to the previous year 

number due to the four (4) operation starts and five (5) 

new build projects. Compared with the millennium change 

1999/2000 this means that the number of projects under 

construction has risen, when 30 nuclear power plants were 

under construction worldwide. 

Active construction projects (numbers in brackets) 

listed are: Argentina (1), Bangladesh (2), Belarus (2), 

Brazil (1), China (12), Finland (1), France (1), India (7), 

Iran (1), Japan (2), Republic of Korea (4), Pakistan (2), 

Russia (6), Slovak Republic (2), Taiwan (2), Turkey (1), 

the USA (2), the United Arab Emirates (4) and the United 

Kingdom (1). 

In addition, there are about 200 nuclear power plant 

units in 25 countries worldwide that are in an advanced 

planning stage, others are in the pre-planning phase 

( status: 31 December 2019). 

Country Location/ 

Station name 

Argentina 

Status Reactor 

type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Atucha 1 p D2O-PWR 357 341 1974 

Embalse p Candu 648 600 1983 

Atucha 2 p D2O-PWR 745 692 2014 

CAREM25 P PWR 29 25 (2022) 

Armenia 

Metsamor 2 p VVER-PWR 408 376 1980 

Belarus 

Belarusian 1 P VVER-PWR 1 194 1 109 (2020) 

Belarusian 2 P VVER-PWR 1 194 1 109 (2021) 

Bangladesh 

Rooppur 1 P VVER-PWR 1 200 1 080 (2023) 

Rooppur 1 P VVER-PWR 1 200 1 080 (2024) 

Belgium 

Doel 1 p PWR 454 433 1975 

Doel 2 p PWR 454 433 1975 


Station name 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Doel 3 p PWR 1 056 1 006 1982 

Doel 4 p PWR 1 090 1 039 1985 

Tihange 1 p PWR 1 009 962 1975 

Tihange 2 p PWR 1 055 1 008 1983 

Tihange 3 p PWR 1 094 1 046 1985 

Brazil 

Angra 1 p PWR 640 609 1984 

Angra 2 p PWR 1 350 1 275 1999 

Angra 3 P PWR 1 300 1 245 (2021) 

Bulgaria 

Kozloduj 5 p VVER-PWR 1 000 953 1987 

Kozloduj 6 p VVER-PWR 1 000 953 1989 

Canada 

Bruce 1 p Candu 824 772 1977 

Bruce 2 p Candu 786 734 1977 

Bruce 3 p Candu 805 730 1977 

Statistics 

Nuclear Power Plants: 2019 atw Compact Statistics



Station name 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Bruce 4 p Candu 805 750 1979 

Bruce 5 p Candu 872 817 1985 

Bruce 6 p Candu 891 822 1984 

Bruce 7 p Candu 872 817 1986 

Bruce 8 p Candu 845 817 1987 

Darlington 1 p Candu 934 878 1993 




Pickering 1 p Candu 542 515 1971 






Point Lepreau p Candu 705 660 1983 

China 

CEFR p SNR 25 20 2011 

Changjiang 1 p PWR 650 610 2015 

Changjiang 2 p PWR 650 601 2016 

Fangchenggang 1 p PWR 1 080 1 000 2015 

Fangchenggang 2 p PWR 1 088 1 000 2016 

Fangjiashan 1 p PWR 1 080 1 000 2014 

Fangjiashan 2 p PWR 1 080 1 000 2014 

Fuqing 1 p PWR 1 087 1 000 2014 

Fuqing 2 p PWR 1 087 1 000 2015 

Fuqing 3 p PWR 1 089 1 000 2016 

Fuqing 4 p PWR 1 089 1 089 2017 

Guandong 1 p PWR 984 944 1993 

Guandong 2 p PWR 984 944 1994 

Haiyang 1 p PWR 1 180 1 100 2018 

Haiyang 2 p PWR 1 180 1 100 2018 

Hongyanhe 1 p PWR 1 080 1 000 2013 




Lingao 1 p PWR 990 938 2002 

Lingao 2 p PWR 990 938 2002 

Lingao II-1 p PWR 1 087 1 000 2010 

Lingao II-2 p PWR 1 087 1 000 2011 

Ningde 1 p PWR 1 087 1 000 2012 

Ningde 2 p PWR 1 080 1 000 2014 

Ningde 3 p PWR 1 080 1 000 2015 

Ningde 4 p PWR 1 089 1 018 2016 

Qinshan 1 p PWR 310 288 1992 

Qinshan II-1 p PWR 650 610 2002 




Qinshan III-1 p Candu 728 665 2002 

Qinshan III-2 p Candu 728 665 2003 

Sanmen 1 p PWR 1 180 1 100 2018 

Sanmen 2 p PWR 1 180 1 100 2018 

Taishan 1 p PWR 1 750 1 660 2018 

Taishan 2 [1] p PWR 1 750 1 660 2019 

Tianwan 1 p VVER-PWR 1 060 990 2005 

Tianwan 2 p VVER-PWR 1 060 990 2007 

Tianwan 3 p VVER-PWR 1 126 1 060 2017 

Tianwan 4 p VVER-PWR 1 126 1 060 2018 

Yangjiang 1 p PWR 1 080 1 000 2013 





Yangjiang 6 [1] p PWR 1 080 1 000 2019 

Changjiang 3 [2] P PWR 1 170 1 090 (2024) 

Changjiang 4 [2] P PWR 1 170 1 090 (2025) 

Fangchenggang 3 P PWR 1 080 1 000 (2020) 


Station name 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Fangchenggang 4 P PWR 1 080 1 000 (2022) 

Fuqing 5 P PWR 1 087 1 000 (2020) 

Fuqing 6 P PWR 1 087 1 000 (2020) 

Hongyanhe 5 P PWR 1 080 1 000 (2020) 

Hongyanhe 6 P PWR 1 080 1 000 (2021) 

Shidaowan 1 P HTGR 211 200 (2020) 

Tianwan 5 P VVER-PWR 1 118 1 000 (2020) 

Tianwan 6 P VVER-PWR 1 118 1 000 (2022) 

Zhangzhou 4 [2] P PWR 1 212 1 126 (2024) 

Czech Republic 

Dukovany 1 p VVER-PWR 500 473 1985 




Temelín 1 p VVER-PWR 1 077 1 027 1999 

Temelín 2 p VVER-PWR 1 056 1 006 2002 

Finland 

Loviisa 1 p VVER-PWR 520 496 1977 

Loviisa 2 p VVER-PWR 520 496 1981 

Olkiluoto 1 p BWR 890 860 1979 

Olkiluoto 2 p BWR 890 860 1982 

Olkiluoto 3 P PWR 1 600 1 510 (2020) 

France 

Belleville 1 p PWR 1 363 1 310 1987 

Belleville 2 p PWR 1 363 1 310 1988 

Blayais 1 p PWR 951 910 1981 

Blayais 2 p PWR 951 910 1982 

Blayais 3 p PWR 951 910 1983 

Blayais 4 p PWR 951 910 1983 

Bugey 2 p PWR 945 910 1978 

Bugey 3 p PWR 945 910 1978 

Bugey 4 p PWR 917 880 1979 

Bugey 5 p PWR 917 880 1979 

Cattenom 1 p PWR 1 362 1 300 1986 

Cattenom 2 p PWR 1 362 1 300 1987 

Cattenom 3 p PWR 1 362 1 300 1990 

Cattenom 4 p PWR 1 362 1 300 1991 

Chinon B-1 p PWR 954 905 1982 

Chinon B-2 p PWR 954 905 1983 

Chinon B-3 p PWR 954 905 1986 

Chinon B-4 p PWR 954 905 1987 

Chooz B-1 p PWR 1 560 1 500 1996 

Chooz B-2 p PWR 1 560 1 500 1997 

Civaux 1 p PWR 1 561 1 495 1997 

Civaux 2 p PWR 1 561 1 495 1999 

Cruas Meysse 1 p PWR 956 915 1983 




Dampierre 1 p PWR 937 890 1980 




Fessenheim 1 p PWR 920 880 1977 

Fessenheim 2 p PWR 920 880 1977 

Flamanville 1 p PWR 1 382 1 330 1985 

Flamanville 2 p PWR 1 382 1 330 1986 

Golfech 1 p PWR 1 363 1 310 1990 

Golfech 2 p PWR 1 363 1 310 1993 

Gravelines B-1 p PWR 951 910 1980 




Gravelines C-5 p PWR 951 910 1984 

Gravelines C-6 p PWR 951 910 1985 

Nogent 1 p PWR 1 363 1 310 1987 

Nogent 2 p PWR 1 363 1 310 1988 

Paluel 1 p PWR 1 382 1 330 1984 

49 

STATISTICS 

Statistics 



50 

STATISTICS 


Station name 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Paluel 2 p PWR 1 382 1 330 1984 

Paluel 3 p PWR 1 382 1 330 1985 

Paluel 4 p PWR 1 382 1 330 1986 

Penly 1 p PWR 1 382 1 330 1990 

Penly 2 p PWR 1 382 1 330 1992 

St. Alban 1 p PWR 1 381 1 335 1986 

St. Alban 2 p PWR 1 381 1 335 1987 

St. Laurent B-1 p PWR 956 915 1981 

St. Laurent B-2 p PWR 956 915 1981 

Tricastin 1 p PWR 955 915 1980 




Flamanville 3 P PWR 1 600 1 510 (2021) 

Germany 

Brokdorf p PWR 1 480 1 410 1986 

Emsland p PWR 1 406 1 335 1988 

Grohnde p PWR 1 430 1 360 1985 

Gundremmingen C p BWR 1 344 1 288 1985 

Isar 2 p PWR 1 485 1 410 1988 

Neckarwestheim II p PWR 1 400 1 310 1989 

Philippsburg 2 [6] j PWR 1 468 1 402 1985 

Hungary 

Paks 1 p VVER-PWR 500 470 1983 

Paks 2 p VVER-PWR 500 473 1984 

Paks 3 p VVER-PWR 500 473 1986 

Paks 4 p VVER-PWR 500 473 1987 

India 

Kaiga 1 p Candu (IND) 220 202 2001 




Kakrapar 1 p Candu (IND) 220 202 1993 

Kakrapar 2 p Candu (IND) 220 202 1995 

Kudankulam 1 p VVER-PWR 1 000 917 2013 

Kudankulam 2 p VVER-PWR 1 000 917 2016 

Madras Kalpakkam 1 p Candu (IND) 220 205 1984 

Madras Kalpakkam 2 p Candu (IND) 220 205 1986 

Narora 1 p Candu (IND) 220 202 1992 

Narora 2 p Candu (IND) 220 202 1991 

Rajasthan 1 p Candu 100 90 1973 

Rajasthan 2 p Candu 200 187 1981 

Rajasthan 3 p Candu (IND) 220 202 1999 




Tarapur 1 p BWR 160 150 1969 

Tarapur 2 p BWR 160 150 1969 

Tarapur 3 p Candu (IND) 540 490 2006 

Tarapur 4 p Candu (IND) 540 490 2005 

Kakrapar 3 P Candu (IND) 700 640 (2021) 

Kakrapar 4 P Candu (IND) 700 640 (2020) 

PFBR (Kalpakkam) P SNR 500 470 (2020) 

Kudankulam 3 P VVER-PWR 1 000 917 (2023) 

Kudankulam 4 P VVER-PWR 1 000 917 (2023) 

Rajasthan 7 P Candu (IND) 700 630 (2020) 

Rajasthan 8 P Candu (IND) 700 630 (2021) 

Iran 

Bushehr 1 p VVER-PWR 1 000 953 2011 

Bushehr 2 [2] P VVER-PWR 1 127 1 057 (2025) 

Japan 

Fukushima Daini 1 p BWR 1 100 1 067 1982 




Genkai 3 p PWR 1 180 1 127 1994 

Genkai 4 p PWR 1 180 1 127 1997 

Hamaoka 3 p BWR 1 100 1 056 1987 


Station name 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Hamaoka 4 p BWR 1 137 1 092 1993 

Hamaoka 5 p BWR 1 267 1 216 2004 

Higashidori 1 p BWR 1 100 1 067 2005 

Ikata 3 p PWR 890 846 1994 

Kashiwazaki Kariwa 1 p BWR 1 100 1 067 1985 







Mihama 3 p PWR 826 781 1976 

Ohi 3 p PWR 1 180 1 127 1991 

Ohi 4 p PWR 1 180 1 127 1993 

Onagawa 1 p BWR 524 496 1984 

Onagawa 2 p BWR 825 796 1995 

Onagawa 3 p BWR 825 798 2002 

Sendai 1 p PWR 890 846 1984 

Sendai 2 p PWR 890 846 1985 

Shika 1 p BWR 540 505 1993 

Shika 2 p BWR 1 358 1 304 2005 

Shimane 2 p BWR 820 791 1989 

Takahama 1 p PWR 826 780 1974 




Tokai 2 p BWR 1 100 1 067 1978 

Tomari 1 p PWR 579 550 1989 

Tomari 2 p PWR 579 550 1991 

Tomari 3 p PWR 912 866 2009 

Tsuruga 2 p PWR 1 160 1 115 1986 

Shimane 3 P BWR 1 375 1 325 (2022) 

Ohma P BWR 1 385 1 325 (2023) 

Genkai 2 [6] j PWR 559 529 1981 

Korea (Republic) 

Kori 2 p PWR 676 639 1983 

Kori 3 p PWR 1 042 1 003 1985 

Kori 4 p PWR 1 041 1 001 1986 

Shin Kori 1 p PWR 1 048 996 2010 

Shin Kori 2 p PWR 1 045 993 2011 

Shin Kori 3 p PWR 1 400 1 340 2016 

Shin Kori 4 [1] p PWR 1 400 1 340 2019 

Hanul 1 p PWR 1 003 960 1988 

Hanul 2 p PWR 1 008 962 1989 

Hanul 3 p PWR 1 050 994 1998 

Hanul 4 p PWR 1 053 998 1998 

Hanul 5 p PWR 1 051 996 2003 

Hanul 6 p PWR 1 051 996 2004 

Wolsong 1 p Candu 687 645 1983 




Shin Wolsong 1 p PWR 1 043 991 2012 

Shin Wolsong 2 p PWR 1 000 960 2015 

Hanbit 1 p PWR 996 953 1986 

Hanbit 2 p PWR 993 945 1987 

Hanbit 3 p PWR 1 050 997 1995 

Hanbit 4 p PWR 1 049 997 1996 

Hanbit 5 p PWR 1 053 997 2001 

Hanbit 6 p PWR 1 052 995 2002 

Shin Kori 5 P PWR 1 400 1 340 (2022) 

Shin Kori 6 P PWR 1 400 1 340 (2024) 

Shin Hanul 1 P PWR 1 400 1 340 (2020) 

Shin Hanul 2 P PWR 1 400 1 340 (2022) 

Kori 2 j PWR 676 639 1983 

Mexico 

Laguna Verde 1 p BWR 820 765 1990 

Laguna Verde 2 p BWR 820 765 1995 

Statistics 




Station name 

Netherlands 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Borssele p PWR 515 482 1973 

Pakistan 

Kanupp 1 p Candu 137 909 1972 

Chasnupp 1 p PWR 325 300 2000 




Kanupp 2 P PWR 1 100 1 014 (2021) 

Kanupp 3 P PWR 1 100 1 014 (2022) 

Romania 

Cernavoda 1 p Candu 706 650 1996 

Cernavoda 2 p Candu 706 655 2007 

Russia 

Balakovo 1 p VVER-PWR 1 000 953 1986 




Beloyarsky 3 p FBR 600 560 1981 

Beloyarsky 4 p FBR 800 750 2014 

Bilibino 2 p LWGR 12 11 1975 



Kalinin 1 p VVER-PWR 1 000 953 1985 




Kola 1 p VVER-PWR 440 411 1973 

Kola 2 p VVER-PWR 440 411 1975 

Kola 3 p VVER-PWR 440 411 1982 

Kola 4 p VVER-PWR 440 411 1984 

Kursk 1 p LWGR 1 000 925 1977 

Kursk 2 p LWGR 1 000 925 1979 

Kursk 3 p LWGR 1 000 925 1984 

Kursk 4 p LWGR 1 000 925 1986 

Leningrad 2 p LWGR 1 000 925 1976 



Leningrad II-1 p VVER-PWR 1 187 1 085 2018 

Novovoronezh 4 p VVER-PWR 417 385 1973 

Novovoronezh 5 p VVER-PWR 1 000 953 1981 

Novovoronezh II-1 p VVER-PWR 1 000 955 2016 

Novovoronezh II-2 [1] p VVER-PWR 1 000 955 2019 

Rostov 1 p VVER-PWR 1 000 953 2001 




Smolensk 1 p LWGR 1 000 925 1983 



Akademik Lomonosov I P PWR 40 35 (2020) 

Akademik Lomonosov I P PWR 40 35 (2020) 

Baltic 1 (Kaliningrad) P VVER-PWR 1 170 1 080 (2024) 

Kursk II-1 P VVER-PWR 1 255 1 175 (2024) 

Kursk II-2 [2] P VVER-PWR 1 255 1 175 (2025) 

Leningrad II-2 P VVER-PWR 1 170 1 085 (2021) 

Bilibino 1 [6] j LWGR 12 11 1974 

Slovakia 

Bohunice 3 p VVER-PWR 505 472 1985 

Bohunice 4 p VVER-PWR 505 472 1985 

Mochovce 1 p VVER-PWR 470 436 1998 

Mochovce 2 p VVER-PWR 470 436 1999 

Mochovce 3 P VVER-PWR 440 408 (2020) 

Mochovce 4 P VVER-PWR 440 408 (2020) 

Slovenia 

Krsko p PWR 727 696 1983 

South Africa 

Koeberg 1 p PWR 970 930 1984 


Station name 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Koeberg 2 p PWR 970 930 1985 

Spain 

Almaraz 1 p PWR 1 049 1 011 1981 

Almaraz 2 p PWR 1 044 1 006 1983 

Ascó 1 p PWR 1 033 995 1984 

Ascó 2 p PWR 1 027 997 1985 

Cofrentes p BWR 1 092 1 064 1985 

Trillo 1 p PWR 1 066 1 002 1988 

Vandellos 2 p PWR 1 087 1 045 1987 

Sweden 

Forsmark 1 p BWR 1 022 984 1980 

Forsmark 2 p BWR 1 158 1 120 1981 

Forsmark 3 p BWR 1 212 1 170 1985 

Oskarshamn 3 p BWR 1 450 1 400 1985 

Ringhals 1 p BWR 910 878 1976 

Ringhals 2 p PWR 847 807 1975 

Ringhals 3 p PWR 1 117 1 064 1981 

Ringhals 4 p PWR 990 940 1983 

Switzerland 

Beznau 1 p PWR 380 365 1969 

Beznau 2 p PWR 380 365 1972 

Gösgen p PWR 1 060 1 010 1979 

Leibstadt p BWR 1 275 1 220 1984 

Mühleberg p BWR 390 373 1973 

Taiwan, China 

Kuosheng 1 p BWR 985 948 1981 

Kuosheng 2 p BWR 985 948 1983 

Maanshan 1 p PWR 951 890 1984 

Maanshan 2 p PWR 951 890 1985 

Lungmen 1 P BWR 1 356 1 315 (2021) 

Lungmen 2 P BWR 1 356 1 315 (2022) 

Chin Shan 2 [6] j BWR 636 604 1979 

Turkey 

Akkuyu 1 P VVER-PWR 1 200 1 114 (2023) 

United Arab Emirates 

Barakah 1 P PWR 1 400 1 340 (2020) 

Barakah 2 P PWR 1 400 1 340 (2021) 

Barakah 3 P PWR 1 400 1 340 (2022) 

Barakah 4 P PWR 1 400 1 340 (2023) 

United Kingdom 

Dungeness B-1 p AGR 615 520 1985 

Dungeness B-2 p AGR 615 520 1986 

Hartlepool-1 p AGR 655 595 1984 

Hartlepool-2 p AGR 655 585 1985 

Heysham I-1 p AGR 625 585 1984 

Heysham I-2 p AGR 625 575 1985 

Heysham II-1 p AGR 682 595 1988 

Heysham II-2 p AGR 682 595 1989 

Hinkley Point B-1 p AGR 655 610 1976 

Hinkley Point B-2 p AGR 655 610 1977 

Hunterston B-1 p AGR 644 460 1976 

Hunterston B-2 p AGR 644 430 1977 

Sizewell B p PWR 1 250 1 191 1995 

Torness Point 1 p AGR 682 595 1988 

Torness Point 2 p AGR 682 595 1989 

Hinkley Point C-1 P PWR 1 720 1 630 (2025) 

Ukraine 

Khmelnitski 1 p VVER-PWR 1 000 950 1985 

Khmelnitski 2 p VVER-PWR 1 000 950 2004 

Rovno 1 p VVER-PWR 402 363 1981 

Rovno 2 p VVER-PWR 416 377 1982 

Rovno 3 p VVER-PWR 1 000 950 1987 

Rovno 4 p VVER-PWR 1 000 950 2004 

Zaporozhe 1 p VVER-PWR 1 000 950 1985 





51 

STATISTICS 

Statistics 



52 

STATISTICS 


Station name 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 


South Ukraine 1 p VVER-PWR 1 000 950 1983 



USA 

Arkansas Nuclear One 1 p PWR 969 903 1974 

Arkansas Nuclear One 2 p PWR 1 006 943 1980 

Beaver Valley 1 p PWR 955 923 1976 

Beaver Valley 2 p PWR 957 923 1987 

Braidwood 1 p PWR 1 289 1 225 1988 

Braidwood 2 p PWR 1 289 1 225 1988 

Browns Ferry 1 p BWR 1 200 1 152 1974 



Brunswick 1 p BWR 1 074 1 002 1977 

Brunswick 2 p BWR 1 075 1 002 1975 

Byron 1 p PWR 1 307 1 225 1985 

Byron 2 p PWR 1 304 1 225 1987 

Callaway p PWR 1 316 1 236 1985 

Calvert Cliffs 1 p PWR 935 918 1975 

Calvert Cliffs 2 p PWR 939 911 1977 

Catawba 1 p PWR 1 286 1 205 1985 

Catawba 2 p PWR 1 286 1 205 1986 

Clinton 1 p BWR 1 175 1 138 1987 

Comanche Peak 1 p PWR 1 283 1 215 1990 

Comanche Peak 2 p PWR 1 283 1 215 1993 

Donald Cook 1 p PWR 1 266 1 152 1975 

Donald Cook 2 p PWR 1 210 1 133 1978 

Columbia (WNP 2) p BWR 1 244 1 200 1984 

Cooper p BWR 844 801 1974 

Davis Besse 1 p PWR 971 925 1978 

Diablo Canyon 1 p PWR 1 236 1 159 1985 

Diablo Canyon 2 p PWR 1 246 1 164 1985 

Dresden 2 p BWR 1 057 1 009 1970 

Dresden 3 p BWR 1 057 1 009 1971 

Duane Arnold p BWR 737 680 1975 

Farley 1 p PWR 933 888 1977 

Farley 2 p PWR 934 888 1981 

Fermi 2 p BWR 1 317 1 217 1988 

FitzPatrick p BWR 918 882 1975 

Ginna p PWR 713 614 1970 

Grand Gulf 1 p BWR 1 516 1 440 1985 

Hatch 1 p BWR 891 857 1974 

Hatch 2 p BWR 905 865 1979 

Hope Creek 1 p BWR 1 360 1 291 1986 

Indian Point 2 p PWR 1 348 1 299 1974 

Indian Point 3 p PWR 1 051 1 012 1976 

La Salle 1 p BWR 1 242 1 170 1984 

La Salle 2 p BWR 1 238 1 170 1984 

Limerick 1 p BWR 1 203 1 139 1986 

Limerick 2 p BWR 1 199 1 139 1990 

McGuire 1 p PWR 1 358 1 220 1981 

McGuire 2 p PWR 1 358 1 220 1984 

Millstone 2 p PWR 946 91 0 1975 

Millstone 3 p PWR 1 308 1 253 1986 

Monticello p BWR 734 685 1971 

Nine Mile Point 1 p BWR 671 642 1969 

Nine Mile Point 2 p BWR 1 302 1 259 1988 

North Anna 1 p PWR 1 035 980 1978 

North Anna 2 p PWR 1 033 980 1980 

Oconee 1 p PWR 955 887 1973 

Oconee 2 p PWR 955 887 1974 

Oconee 3 p PWR 961 893 1974 


Station name 


type 

Capacity 

gross 

[MW] 

Capacity 

net 

[MW] 

1 st 

Criticality 

[Year] 

Palisades p PWR 870 812 1971 

Palo Verde 1 p PWR 1 528 1 403 1986 



Peach Bottom 2 p BWR 1 233 1 160 1974 

Peach Bottom 3 p BWR 1 233 1 160 1974 

Perry 1 p BWR 1 397 1 312 1987 

Point Beach 1 p PWR 696 643 1970 

Point Beach 2 p PWR 696 643 1972 

Prairie Island 1 p PWR 642 593 1973 

Prairie Island 2 p PWR 641 593 1974 

Quad Cities 1 p BWR 1 061 1 009 1973 

Quad Cities 2 p BWR 1 061 1 009 1973 

RiverBend 1 p BWR 1 073 1 036 1986 

Robinson 2 p PWR 855 769 1971 

Salem 1 p PWR 1 276 1 170 1977 

Salem 2 p PWR 1 303 1 170 1981 

Seabrook 1 p PWR 1 330 1 242 1990 

Sequoyah 1 p PWR 1 259 1 221 1981 

Sequoyah 2 p PWR 1 279 1 221 1982 

Shearon Harris 1 p PWR 983 951 1987 

South Texas 1 p PWR 1 410 1 354 1988 

South Texas 2 p PWR 1 410 1 354 1989 

St. Lucie 1 p PWR 1 122 1 080 1976 

St. Lucie 2 p PWR 1 135 1 080 1983 

Virgil C. Summer p PWR 1 071 1 030 1984 

Surry 1 p PWR 900 848 1972 

Surry 2 p PWR 900 848 1973 

Susquehanna 1 p BWR 1 374 1 298 1983 

Susquehanna 2 p BWR 1 374 1 298 1985 

Turkey Point 3 p PWR 885 835 1972 

Turkey Point 4 p PWR 885 835 1973 

Vogtle 1 p PWR 1 223 1 160 1987 

Vogtle 2 p PWR 1 226 1 160 1989 

Waterford 3 p PWR 1 250 1 200 1985 

Watts Bar 1 p PWR 1 370 1 270 1996 

Watts Bar 2 p PWR 1 240 1 180 2016 

Wolf Creek p PWR 1 351 1 268 1984 

Vogtle 3 P PWR 1 080 1 000 (2021) 

Vogtle 4 P PWR 1 080 1 000 (2022) 

Pilgrim [6] j BWR 712 670 1972 

Three Mile Island 1 [6] j PWR 1 021 976 1974 

1) Start of nuclear operation (first criticality: C, first grid connection: G, commercial 

operation: O): 4 units in 3 countries in 2019: China: Taishan 2 (1750 MW, PWR, 

CGO), Yangjiang 6 (1086 MW, PWR, CGO); Korea: Shin Kori 4 (1400 MW, PWR, 

CGO); Russia: Novovoronezh 2-2 (1200 MW, PWR, CGO). 

2) Start of construction (first concrete or official announcement and first preparations 

for construction), 5 units 3 countries in 2019: China: Changjiang 3 (1170 MW, 

PWR), Changjiang 4 (1170 MW, PWR), Zhangzhou 1 (1212 MW, PWR); Iran: 

Bushehr 2 (1127 MW, VVER-PWR); Russia: Kursk 2-2 (1255 MW, VVER-PWR). 

3) Project under construction (finally) cancelled: none. 

4) Resumed operation: none. 

5) Nuclear power plant taken in long-term shutdown: none. 

6) Nuclear power plants permanently shutdown: 6 units in 5 countries in 2019: Germany: 

Philippsburg 2 (1468 MW, PWR); Japan: Genkai 2 (559 MW, BWR); Russia: 

Bilibinsk 1 (12 MW, LWGR); Taiwan: China, Chin Shan 2 (636 MW, BWR); USA: Pilgrim 

1 (712 MW, BWR), Three Mile Island 1 (1021 MW, PWR). 

(All capacity data in MWe gross) 

AGR: Advanced Gas-cooled Reactor, BWR: Boiling water reactor, Candu: CANada 

Deuterium Uranium reactor (IND: Indian type), D2O-PWR: heavy water moderated, 

pressurised water reactor, PWR: pressurised water reactor, GGR: gas-graphite 

reactor, LWGR/GLWR: light water cooled graphite moderated reactor (Russian type 

RBMK), FBWR: advanced boiling water reactor, FBR: fast breeder reactor 

| Tab. 1. 

Nuclear power plant units worldwide on 31.12.2019 in operation (p), under construction (P), in lay-up operation/long-term shutdown (s) or permanently shut-down in 2019 (j) 

[Sources: Operators, IAEO]. All information and data refer to the year 2019. Data have been updated with reference to the sources 

Statistics 



Zum Zum Tode Tode von von 

Prof. Dr. Dr. Adolf Birkhofer 

53 

Am 9. November 2019 ist Prof. Dr. Dr. h. c. mult. Adolf Birkhofer im Alter von 85 Jahren in 

München verstorben. Mit ihm ging eine in vielfacher Weise beeindruckende und hochgeschätzte 

Persönlichkeit – als international anerkannter Wissenschaftler, engagierter Hochschullehrer sowie 

als Mitbegründer und langjähriger technisch-wissenschaftlicher Geschäftsführer der Gesellschaft 

für Anlagen- und Reaktorsicherheit (GRS). 

Geboren in München, studierte Adolf 

Birkhofer zunächst Elektrotechnik an 

der damaligen Technischen Hochschule 

München (THM) und später 

Theoretische Physik an der Universität Innsbruck. Nach 

beruflichen Stationen bei Siemens & Halske sowie beim 

Technischen Überwachungs-Verein Bayern folgten 1963 

seine Promotion in Innsbruck und 1967 seine Habilitation 

an der THM. Bereits 1963 war er zum Institut für Messund 

Regeltechnik der THM gewechselt. Mit dem Laboratorium 

für Reaktorregelung und Anlagensicherung (LRA) 

baute er dort eine der beiden Vorläuferorganisationen der 

GRS auf. Im Jahr 1971 übernahm er die Leitung des LRA 

und wurde zum außerordentlichen Professor für Reaktordynamik 

und Reaktorsicherheit berufen. Mitte der 1970er 

Jahre setzte er sich dafür ein, das LRA mit dem Institut für 

Reaktorsicherheit in Köln zur GRS zusammenzuschließen. 

Von 1977 bis Ende 2001 leitete er die fachliche Arbeit der 

GRS und sorgte dafür, dass sie sich schnell auch über die 

Grenzen Deutschlands hinaus höchstes Ansehen erarbeitet 

hat. 

Die große technische Expertise Adolf Birkhofers wird 

nicht nur an seiner Autorschaft an rund 200 wissenschaftlichen 

Veröffentlichungen deutlich. Noch wesentlicher 

ist, dass er ganz maßgeblich die Entwicklung von 

grundlegenden Methoden und Konzepten vorangetrieben 

hat, die das moderne Verständnis von Reaktorsicherheit 

geformt, bis heute Gültigkeit und eine führende Rolle 

Deutschlands auf dem Gebiet der Reaktorsicherheit 

begründet haben. Dazu zählt beispielsweise die 

Erarbeitung der „Deutschen Risikostudie Kernkraftwerke“ 

(Phasen A und B) durch die GRS. Bis heute zitiert, legen 

diese Studien eine wesentliche Grundlage für die Entwicklung 

der Probabilistische Sicherheitsanalyse. Prägend 

bis heute für die GRS war seine Forderung, dass das 

Verhindern von Störfällen stets Priorität gegenüber der 

Begrenzung ihrer Auswirkungen haben muss. 

Als international hochgeschätzter Fachmann wurde 

Adolf Birkhofer in zahlreiche Fachgremien und Kommissionen 

berufen. In Deutschland gehörte er als Berater des 

Bundesumweltministeriums über drei Jahrzehnte der 

Reaktor-Sicherheitskommission (RSK) an, davon viele 

Jahre als deren Vorsitzender. Die Entwicklung des 

deutschen nuklearen Sicherheitskonzeptes hat er dabei 

mit Unterstützung durch die RSK ganz wesentlich 

gestaltet. Als Mitglied und zeitweiliger Vorsitzender der 

„International Nuclear Safety Group“ (INSAG) der 

Internationalen Atomenergie-Organisation wirkte er an 

der Erarbeitung des 1996 publizierten Reports „Defence in 

Depth in Nuclear Safety“ (INSAG-10) mit, der bis heute als 

Standard für das gleichnamige Sicherheitskonzept gilt. 

Auf internationaler Ebene war er nicht nur in der IAEO 

aktiv, sondern saß beispielsweise auch über mehrere Jahre 

dem „Committee on the Safety of Nuclear Installations“ 

(CSNI) der OECD vor. 

Eine besonders enge berufliche und persönliche 

Beziehung verband ihn mit Frankreich. So ist es seinem 

Einsatz zu verdanken, dass die GRS und ihr damaliges 

französisches Pendant, das Institut de Protection et de 

Sûreté Nucleaire (IPSN; heute IRSN) im Jahr 1989 eine 

Vereinbarung über eine weitreichende Zusammenarbeit 

schlossen. Diese bis heute andauernde Partnerschaft 

bildete die Grundlage für die Gründung des gemeinsamen 

Tochterunternehmens RISKAUDIT und nicht zuletzt 

der EUROSAFE Initiative, die kürzlich, 20 Jahre nach 

ihrer Gründung, im Europäischen Netzwerk Technischer 

Sicherheitsorganisationen (ETSON) aufgegangen ist. 

Nach dem Reaktorunfall von Tschernobyl hat er sich 

mit Nachdruck dafür eingesetzt, durch eine enge 

und partnerschaftliche Zusammenarbeit mit den damaligen 

Institutionen die Sicherheit von Kernkraftwerken 

russischer Bauart in den Staaten des Ostblocks zu erhöhen. 

Die daraus erwachsenen vertrauensvollen Beziehungen 

der GRS zu den dortigen Aufsichtsbehörden und Fachorganisationen 

haben auch heute noch Bestand. 

Für sein großes fachliches Engagement wurden Adolf 

Birkhofer zahlreiche Ehrungen zuteil, darunter das Große 

Bundesverdienstkreuz, der Bayerische Maximiliansorden 

für Wissenschaft und Kunst und die Auszeichnung als 

Ritter der französischen Ehrenlegion. Die Universität 

Karlsruhe und das Kurtschatow-Institut in Moskau 

verliehen ihm die Ehrendoktorwürde. 

Wie sehr ihm Forschung und Lehre am Herzen lagen, 

zeigte sich zuletzt auch darin, dass er nach seiner 

Emeritierung im Jahr 2003 das Institute for Safety and 

Reliability (ISaR) an der TU München gründete und dort 

auch als Geschäftsführer wirkte. 

Adolf Birkhofer hat uns Vieles hinterlassen, für das wir 

dankbar sein müssen – nicht nur mit seinen Verdiensten 

um die Erhöhung der Reaktorsicherheit und die GRS 

als führendes technisch-wissenschaftliches Kompetenzzentrum 

auf diesem Gebiet, die uns Ansporn und 

Verpflichtung sind, sondern auch mit den Erinnerungen 

an eine engagierte, freundliche, weltoffene und humorvolle 

Persönlichkeit. Wir werden ihm stets ein ehrendes 

Andenken bewahren. 

Autoren 

Uwe Stoll 

Technisch-wissenschaftlicher Geschäftsführer der GRS 

Hans Steinhauer 

Kaufmännisch-juristischer Geschäftsführer der GRS 

N A C H R U F 

Nachruf


54 

NEWS 

Top 

IAEA's Grossi at COP 25: 

More nuclear power needed 

for clean energy transition 

(iaea) IAEA Director General Rafael 

Mariano Grossi, speaking at the 

United Nations Climate Change 

Conference (COP 25) in Madrid, 

December 2019, said greater use of 

low-carbon nuclear power is needed 

to ensure the global transition to clean 

energy, including to back up variable 

renewables such as solar and wind. 

The world is currently well off the 

mark from reaching the climate goals 

of the Paris Agreement. With around 

two-thirds of the world’s electricity 

still generated through burning fossil 

fuels, and despite growing investment 

in renewable energy sources, global 

emissions of greenhouse gases 

reached a record high last year. 

Mr Grossi said greater deployment 

of a diverse mix of low-carbon sources 

such as hydro, wind and solar, as well 

as nuclear power and battery storage, 

will be needed to reverse that trend 

and set the world on track to meet 

climate goals. 

“We should not see nuclear energy 

and renewables as being in competition 

with one another,” he said in 

Madrid at a side event on Sustainable 

Development Goal 7 (SDG 7) – to 

ensure access to affordable and reliable 

energy. “We need to make use of 

all available sources of clean energy.” 

Nuclear power plants produce 

virtually no greenhouse gas emissions 

or air pollutants during their operation. 

They are also able to operate 

around the clock at near full capacity, 

while variable renewables require back 

up power during their output gaps. 

“Nuclear power offers a steady, 

reliable supply of electricity,” 

Mr Grossi stated. “It can provide 

continuous, low-carbon power to back 

up increasing use of renewables. It can 

be the key that unlocks their potential 

by providing flexible support – day or 

night, rain or shine.” 

He also spoke of the role of nuclear 

applications that help countries adapt 

to the consequences of climate change 

which are already apparent. “Our 

scientists help countries to develop 

new varieties of rice and barley that 

are tolerant of drought, extreme temperatures 

and salinity,” he said. “We 

support the use of nuclear techniques 

to identify and manage limited water 

resources.” 

The UN side event, entitled “Accelerating 

the energy transformation in 

support of sustainable development 

and the Paris Agreement”, focused on 

initiatives that could have a significant 

impact toward achieving SDG 7 goals, 

helping to close the energy access gap 

in a sustainable way and promoting 

climate action by transitioning toward 

zero-carbon energy solutions. 

The event was opened by remarks 

from Liu Zhenmin, Under-Secretary- 

General of the United Nations Department 

of Economic and Social Affairs 

(UN DESA), Damilola Ogunbiyi, Chief 

Executive Officer of Sustainable 

Energy for All and Li Yong, Director 

General of the United Nations Industrial 

Organization (UNIDO). 

Mr Grossi said nuclear power needs 

a place at the table where the world’s 

energy future is decided, and that he 

was encouraged by his talks with other 

international organizations and their 

willingness to work with the IAEA towards 

a cleaner climate. 

He underscored the symbolism of 

coming to COP 25 just one week after 

taking office. 

“This reflects the importance of the 

issue and my firm belief that nuclear 

science and technology have an 

important role to play in helping the 

world to address the climate emergency,” 

he said. “That view is shared 

by many of the IAEA’s 171 Member 

States.” 

| (193471203); www.iaea.org 

Europe 

FORATOM welcomes Commission’s 

Green Deal ambitions 

(foratom) FORATOM welcomes the 

European Commission’s goal of 

becoming more ambitious in reducing 

its CO 2 emissions whilst at the same 

time ensuring that no EU citizen is left 

behind in the transition. 

If the EU is to achieve its zero- carbon 

target 2050, then its current 2030 CO 2 

reduction targets may not be enough. 

We therefore support the Commission’s 

goal of raising this target, so long as it 

leaves Member States free to choose 

their own low-carbon energy mix. 

Expecting them to reduce their GHG 

emissions, whilst at the same time 

preventing them from investing in specific 

low-carbon technologies such as 

nuclear, would be counter-productive. 

As indicated by Fatih Birol upon the 

publication of the 2019 edition of the 

IEA’s World Energy Outlook “There is 

no single or simple way to transform 

global energy systems. Many technologies 

& fuels have a part to play across 

all sectors of the economy.” 

FORATOM furthermore supports 

the goal of designing and implementing 

a strong industrial strategy. Not 

only is nuclear key in providing the 

baseload electricity which other 

industries depend on at a reasonable 

cost, it is also an important European 

industry in itself. 

“The European nuclear industry 

currently sustains more than 1.1 million 

jobs in the EU and generates more 

than half a trillion euros in GDP” 

states FORATOM Director General 

Yves Desbazeille. “This is important 

when we bear in mind the potential 

impact of the energy transition on 

citizens. For example, those currently 

employed in the coal industry could 

be retrained in order to fill the skills 

gap in the nuclear industry”. 

Both the IPCC (Global Warming 

of 1.5°C) and the IEA (Nuclear Power 

in a Clean Energy System) have made 

it very clear that decarbonisation 

goals cannot be achieved without 

nuclear energy. The European 

Commission (A Clean Planet for all) 

has confirmed that nuclear will 

form the backbone of a carbon-free 

European power system, together 

with renewables. 

| (193471322); www.foratom.org 

Myrrha: First contract 

signed for Belgian 

nuclear research facility 

(nccnet/sck) A € 7.6 m contract has 

been signed for the design of buildings 

and utilities for the first phase of the 

Myrrha nuclear research facility, the 

Belgian Nuclear Research Centre 

SCK•CEN has confirmed. 

SCK•CEN said the contract, the 

first for the project, includes water and 

electricity for the facility. It was signed 

with Belgian company Tractebel 

and Spanish company Empresarios 

Agrupados. 

Twelve months ago the Belgian 

government announced financing of 

€558m towards the development of 

the Myrrha facility. 

SCK•CEN said the funding would 

be used for construction of the first 

phase of the facility at SCK•CEN’s 

premises in Mol. 

The facility, scheduled to begin 

operation in 2026, will produce radioisotopes 

and promote fundamental 

and applied research on materials, 

SCK•CEN said. Myrrha will contribute 

to producing new radioisotopes and 

to developing less invasive therapies to 

fight against cancer. 

The facility will also be used to develop 

solutions for managing nuclear 

waste and for researching methods of 

deep geological disposal. 

The Myrrha project, supported by 

the European Union, is to design 

and build a multifunctional research 

installation. 

Myrrha will be the first prototype 

of a nuclear reactor driven by a 

News


Operating Results September 2019 

Plant name Country Nominal 

capacity 

Type 

gross 

[MW] 

net 

[MW] 

Operating 

time 

generator 

[h] 

Energy generated, gross 

[MWh] 

Month Year Since 

commissioning 

Time availability 

[%] 

Energy availability 

[%] *) Energy utilisation 

[%] *) 

Month Year Month Year Month Year 

OL1 Olkiluoto BWR FI 910 880 720 658 684 5 766 073 267 421 281 100.00 96.63 99.97 95.71 99.44 95.67 

OL2 Olkiluoto BWR FI 910 880 720 656 944 5 426 464 257 323 006 100.00 90.88 99.94 90.35 99.18 90.04 

KCB Borssele PWR NL 512 484 720 356 232 5 138 418 166 860 106 98.88 83.81 98.87 83.73 96.62 80.39 

KKB 1 Beznau 7) PWR CH 380 365 720 271 481 2 127 323 129 461 433 100.00 86.29 100.00 86.10 99.23 85.34 

KKB 2 Beznau 1,2,7) PWR CH 380 365 255 91 519 2 103 198 136 453 605 35.42 85.19 33.87 85.00 32.89 84.35 

KKG Gösgen 7) PWR CH 1060 1010 720 755 968 5 894 880 319 770 408 100.00 85.88 99.99 85.30 99.05 84.89 

KKM Mühleberg BWR CH 390 373 720 272 160 2 494 730 129 899 045 100.00 100.00 99.66 99.74 96.92 97.65 

CNT-I Trillo PWR ES 1066 1003 720 758 289 6 149 267 253 440 935 100.00 89.13 99.94 88.72 98.00 87.46 

Dukovany B1 1) PWR CZ 500 473 0 0 2 662 535 114 892 028 0 83.33 0 83.07 0 81.29 

Dukovany B2 2) PWR CZ 500 473 227 105 461 1 715 933 109 950 104 31.53 54.07 29.49 53.43 29.30 52.39 

Dukovany B3 PWR CZ 500 473 720 350 232 2 672 518 109 170 559 100.00 83.90 99.65 83.50 97.29 81.59 

Dukovany B4 PWR CZ 500 473 720 356 514 3 244 818 109 688 087 100.00 99.83 100.00 99.66 99.03 99.06 

Temelin B1 PWR CZ 1080 1030 720 775 772 5 496 200 119 857 242 100.00 78.48 99.96 78.21 99.58 77.54 

Temelin B2 PWR CZ 1080 1030 720 781 223 5 795 810 115 068 327 100.00 81.59 99.99 81.33 100.28 81.77 

Doel 1 2) PWR BE 454 433 720 327 462 2 250 940 137 695 402 100.00 74.44 99.96 74.15 97.58 74.08 

Doel 2 PWR BE 454 433 643 287 390 2 533 531 136 335 470 89.33 86.32 88.89 84.86 87.50 84.80 

Doel 3 PWR BE 1056 1006 720 759 431 5 598 794 260 731 278 100.00 80.96 99.52 80.29 99.49 80.43 

Doel 4 PWR BE 1084 1033 720 725 939 6 850 498 267 223 908 100.00 100.00 92.96 96.21 91.25 94.91 

Tihange 1 PWR BE 1009 962 720 707 386 6 553 065 305 383 923 100.00 100.00 99.95 99.99 97.37 99.25 

Tihange 2 PWR BE 1055 1008 720 738 405 2 154 428 256 806 358 100.00 32.92 99.99 32.25 98.08 31.40 

Tihange 3 PWR BE 1089 1038 720 763 539 6 946 670 278 173 943 100.00 99.97 99.99 99.24 97.85 97.86 

55 

NEWS 

Plant name 

Type 

Nominal 

capacity 

gross 

[MW] 

net 

[MW] 

Operating 

time 

generator 

[h] 

Energy generated, gross 

[MWh] 

Time availability 

[%] 

Energy availability 

[%] *) Energy utilisation 

[%] *) 

Month Year Since Month Year Month Year Month Year 

commissioning 

KBR Brokdorf DWR 1480 1410 720 959 402 7 391 648 357 959 458 100.00 85.33 94.27 80.10 89.60 75.93 

KKE Emsland DWR 1406 1335 720 989 749 7 717 806 354 536 775 100.00 85.56 100.00 85.45 97.76 83.78 

KWG Grohnde DWR 1430 1360 720 968 134 7 676 462 385 250 676 100.00 86.70 99.95 86.40 93.42 81.41 

KRB C Gundremmingen SWR 1344 1288 720 960 604 7 420 665 338 362 419 100.00 85.49 100.00 84.87 98.78 83.84 

KKI-2 Isar DWR 1485 1410 720 1 014 325 8 834 840 362 560 653 100.00 94.58 100.00 94.22 94.41 90.44 

GKN-II Neckarwestheim 1,2) DWR 1400 1310 197 265 700 7 347 710 337 174 544 27.39 92.02 26.39 82.86 26.41 80.22 

KKP-2 Philippsburg DWR 1468 1402 720 961 047 7 837 362 373 998 517 100.00 86.20 100.00 85.95 89.44 80.24 

particle accelerator. The system 

consists of a proton accelerator that 

delivers a beam to a spallation target, 

which in turn couples to a subcritical 

lead-bismuth cooled fast reactor. 

| (193471323); www.sckcen.be, 

www.myrrha.be/ 

Reactors 

China: Construction begins 

of two Hualong One reactors 

at Changjiang 

(nucnet) China has begun construction 

of two new reactor units at the 

Changjiang nuclear station in the 

island province of Hainan off the 

country’s southeast coast, state media 

reported on Monday following a 

signing ceremony. 

The China Nuclear Energy Association 

also confirmed the news, saying 

each unit will take around 60 months 

to complete. 

The company in charge, the 

Huaneng Nuclear Development 

Corporation, has chosen China’s indigenous 

Generation III HPR1000 

reactor technology, also known as the 

Hualong One, for the two units, the 

official China News Service reported. 

Other press reports said the total 

investment for the two new units 

will reach 39.45 billion yuan 

($5.64bn), and they are scheduled to 

begin commercial operation in 2025 

and 2026. 

There are already two units in commercial 

operation at Changjiang. The 

new units will be Changjiang-3 and -4. 

Changjiang-1 and -2 are both 

CNP600 units developed by China 

National Nuclear Corporation and 

have a net capacity of 601 MW. They 

began commercial operation in 2015 

and 2016. 

According to the International 

Atomic Energy Agency, China has 

10 commercial nuclear units under 

construction, not including the new 

Changjiang units, and 48 in operation. 

China has ambitious nuclear plans 

with an official target of 58 GW of 

installed nuclear capacity by 2020, 

up from around 36 GW today. 

According to Shanghai-based 

energy consultancy Nicobar, China’s 

goal is to have 110 nuclear units in 

commercial operation by 2030, but 

this target is likely to be adjusted. 

A recent forecast by the China 

Electricity Council said the country 

will fall short of its nuclear power 

generation capacity target for 2020. 

| (193471344); en.cnnc.com.cn/ 

Hungary: Licence documentation 

for Paks 2 reactors ‘will 

be submitted next summer’ 

(mvm/nucnet) Documentation for the 

licence application for two new 

reactors units at the Paks nuclear 

station in Hungary is on schedule to be 

ready in spring 2020 in time to be 

submitted to the regulator for approval 

in the summer, Rosatom chief executive 

officer Alexey Likhachev said. 

Paks 2, the company overseeing 

the project, told NucNet that earlier 

this week János Süli, the minister 

*) 

Net-based values 

(Czech and Swiss 

nuclear power 

plants gross-based) 

1) 

Refueling 

2) 

Inspection 

3) 

Repair 

4) 

Stretch-out-operation 

5) 

Stretch-in-operation 

6) 

Hereof traction supply 

7) 

Incl. steam supply 

8) 

New nominal 

capacity since 

January 2016 

9) 

Data for the Leibstadt 

(CH) NPP will 

be published in a 

further issue of atw 

BWR: Boiling 

Water Reactor 

PWR: Pressurised 

Water Reactor 

Source: VGB 

News


56 

NEWS 

responsible for the planning, construction 

and commissioning of the 

Paks II project, reviewed progress 

with Mr Likhachev. 

Mr Likhachev said more than 400 

licences are needed for the two units 

and the next major milestone will 

be completion of all the design documentation, 

which will be submitted to 

the regulator, the Hungarian Atomic 

Energy Authority. 

Mr Süli said that without the new 

Paks units, Hungary would not be 

able to reach its climate goals. He said 

Paks 2 will avoid 17 million tonnes of 

carbon dioxide emissions a year – 

compared to total emissions of the 

transport sector of 12 million tonnes 

of C0 2 a year. 

An agreement signed in 2014 will 

see Russia supply two VVER-1200 

pressurised water reactors for Paks 2, 

and a loan of up to €10bn to finance 

80% of the €12bn project. 

| (193471332); www.mvm.hu 

Iran: Bushehr – Start of 

construction for second 

nuclear plant confirmed 

(nucnet) Iran has officially started 

construction of a second Russiasupplied 

nuclear power plant at 

the Bushehr nuclear station on the 

Persian Gulf coast. 

The Atomic Energy Organisation of 

Iran said on Sunday a ceremony had 

been held to mark the pouring if first 

concrete for the Bushehr-2 VVER-1000 

plant. 

Ali Akbar Salehi, head of the 

AEOI, and deputy chief of Russia’s 

state nuclear corporation Rosatom, 

Alexander Lokshin, launched construction 

at the ceremony where 

concrete was poured for the reactor 

base. 

The AEOI also confirmed it had 

“long-term” plans to build a third 

Russian plant at the site, about 750 km 

south of Teheran. 

Iran and Russia signed an agreement 

to build two new units at 

Bushehr in November 2014. This was 

followed in June 2019 by the signing 

of a final contract for construction. 

In 2014 the country’s official 

Islamic Republic News Agency (IRNA) 

said Russia and Iran had signed an 

agreement for the construction of up 

to eight new nuclear reactor units in 

the Middle Eastern republic. 

According to the International 

Atomic Energy Agency, Bushehr-1, 

Iran’s first commercial nuclear plant, 

officially began commercial operation 

in September 2013. It had begun operating 

at full capacity in 2012 and now 

supplies about 2 % of the country’s 

electricity. 

A 2015 nuclear deal Iran signed 

with six major powers, including 

Russia, placed restrictions on the sort 

of nuclear technology Tehran could 

develop and its production of nuclear 

fuel, but it did not require Iran to halt 

its use of nuclear energy for power 

generation. 

“In a long-term vision until 2027- 

2028, when these projects are 

finished, we will have 3,000 megawatts 

of nuclear plant-generated 

electricity,” Mr Salehi said at the 

ceremony. 

The Islamic republic has been 

seeking to reduce its reliance on oil 

and gas through the development of 

nuclear power. 

As part of the 2015 agreement, 

Moscow provides Tehran with the fuel 

it needs for its electricity-generating 

nuclear reactors. 

Bushehr is fuelled by uranium 

produced in Russia and is monitored 

by the International Atomic Energy 

Agency. 

| (193471334) 

Science & Research 

Managing ageing research 

reactors to ensure safe, 

effective operations 

(iaea) As over two thirds of the world’s 

operating research reactors are now 

over 30 years old, operators and regulators 

are focusing on refurbishing 

and modernizing reactors to ensure 

they can continue to perform in a safe 

and efficient manner. This is also one 

of many topics have been discussed 

from 25 to 29 November at the IAEA's 

International Conference on Research 

Reactors: Addressing Challenges and 

Opportunities to Ensure Effectiveness 

and Sustainability in Buenos Aires, 

Argentina. 

“The lifetime of research reactors is 

normally determined by the need for 

their use and their conformance with 

up-to-date safety requirements, since 

most of their systems and components 

can be replaced, refurbished or modernized 

without major difficulty,” said 

Amgad Shokr, Head of the IAEA’s 

Research Reactor Safety Section. 

“ Refurbishment and modernization 

should not be limited to just systems 

and components; operators should also 

review safety procedures against IAEA 

safety standards to prevent the interruption 

of research reactor ervices.” 

For more than 60 years, research 

reactors have been centres of innovation 

and development for nuclear 

science and technology programmes 

around the world. These small nuclear 

reactors primarily generate neutrons 

– rather than power – for research, 

education and training purposes, as 

well as for applications in areas such 

as industry, medicine and agriculture. 

There are two kinds of ageing 

related to research reactors: physical 

ageing, which is the degradation 

of the physical condition of the 

reactor’s systems and components, 

and obsolescence, which is when 

the technology used for computers, 

instrumentation and control systems 

or safety regulations becomes outdated. 

The ageing of facilities was one of 

the concerns that led to the IAEA 

initiating its Research Reactor Safety 

Enhancement Plan in 2001. This plan 

aims to help countries ensure a high 

level of research reactor safety. It 

includes the Code of Conduct on the 

Safety of Research Reactors, which 

provides guidance to countries on 

the development and harmonization 

of policies, laws and regulations regarding 

the safety of research reactors. 

As part of this plan, countries work 

with the IAEA to implement systematic 

ageing management programmes 

that, among others, use 

good practices to minimize the performance 

degradation of systems and 

components, to continuously monitor 

and assess reactor performance and to 

implement practical safety upgrades. 

These ageing programmes can also 

benefit from operating programmes in 

other areas, such as maintenance, 

periodic testing, inspections and 

periodic safety reviews. 

“While the number of operating 

research reactors is decreasing, the 

average age is increasing,” said Ram 

Sharma, a nuclear engineer on 

research reactor operation and maintenance 

at the IAEA. “So, it is of 

paramount importance to establish, 

implement and continuously improve 

plans for management, refurbishment 

and modernization to ensure costeffective 

operation and utilization to 

get the most out of existing research 

reactors. IAEA support, such as peer 

review missions, can play a key part in 

achieving that goal.” 

Comprehensive support 

Countries can draw on a range of IAEA 

support to address ageing at their 

research reactors. This includes 

assistance with developing safety 

standards and optimizing reactor 

availability, as well as adopting 

recommended practices based on 

IAEA-published collections on safety 

and using information disseminated 

by the IAEA on developing and implementing 

modernization and refurbishment 

projects. This assistance 

News


extends to new research reactor programmes 

and to assessing plans to 

proactively address ageing throughout 

all phases of the research reactor’s 

lifetime, from the design and selection 

of materials to the construction and 

operation of the facilities. 

Review missions are initiated upon 

the request of a country and are 

supported by the IAEA and teams of 

international experts who carry out 

assessments and provide recommendations 

for further improvements. In 

November 2017, the first ageing management 

peer review mission for a 

research reactor was completed at 

Belgian Reactor 2 (BR2), which is one 

of three operating research reactors at 

the Belgian Nuclear Research Centre 

(SCK•CEN). The mission was based 

on the methodology of Safety Aspects 

of Long Term Operation (SALTO) missions 

for nuclear power plants and 

adapted to suit research reactors. 

“The mission identified a number 

of items that were overlooked, such as 

ageing management of radioisotope 

production facilities and experimental 

devices,” said Frank Joppen, a 

nuclear safety engineer at SCK•CEN. 

“As a result, the classification systems 

of components are being updated, and 

feedback from maintenance, inspection 

and surveillance is being used to 

further improve ageing management 

programmes.” 

In operation since 1963, BR2 is one 

of the oldest research reactors in 

Western Europe. It produces around 

one quarter of the global supply 

of radioisotopes for medical and 

industrial purposes, including for 

cancer therapy and medical imaging. 

It also produces a type of silicon 

that is used as a semiconductor 

material in electronic components. 

BR2 is now permitted to operate 

until its next periodic safety review 

in 2026, when a decision on extending 

its operation for another ten years 

may be taken. 

“The ageing management programme 

of BR2 will be further developed, 

which means taking into 

account the remarks made during the 

IAEA mission,” Joppen said. “The 

efficiency of the programme will be 

reviewed and will be the subject of the 

next safety review.” 

The next IAEA ageing managem 

ent missions for research reactors 

have been requested by the Netherlands 

and Uzbekistan and are planned 

for 2020. “The BR2 mission showed 

that the SALTO methodology could 

be effectively applied to research 

reactors. We will continue to improve 

the efficiency and effectiveness of this 

mission, as well as other services, to 

Uranium 

Uranium prize range: Spot market [USD*/lb(US) U 

Prize range: Spot market [USD*/lb(US) U 3O 8] 

3O 8] 

) 1 

140.00 

140.00 

) 1 

120.00 

120.00 

100.00 

100.00 

80.00 

80.00 

60.00 

60.00 

40.00 

40.00 

Yearly average prices in real USD, base: US prices (1982 to1984) * 

20.00 

20.00 

0.00 

0.00 

Year 

* Actual nominal USD prices, not real prices referring to a base year. Year 

Sources: Energy Intelligence, Nukem; Bild/Figure: atw 2019 

* Actual nominal USD prices, not real prices referring to a base year. Sources: Energy Intelligence, Nukem; Bild/Figure: atw 2019 

| Uranium spot market prices from 1980 to 2019 and from 2008 to 2019. The price range is shown. 

In years with U.S. trade restrictions the unrestricted uranium spot market price is shown. 

Separative work: Spot market price range [USD*/kg UTA] 

Conversion: Spot conversion price range [USD*/kgU] 

180.00 

22.00 

) 1 20.00 

160.00 

) 1 

18.00 

140.00 

16.00 

120.00 

14.00 

100.00 

12.00 

10.00 

80.00 

8.00 

60.00 

6.00 

40.00 

4.00 

20.00 

2.00 

0.00 

0.00 





1980 

Jan. 2008 

Jan. 2009 

1985 

Jan. 2010 

1990 

Jan. 2011 

Jan. 2012 

maximize the benefits from research 

reactors,” Shokr said. 

| (193471308); www.iaea.org 

Market data 

(All information is supplied without 

guarantee.) 

Nuclear Fuel Supply 

Market Data 

Information in current (nominal) 

U.S.-$. No inflation adjustment of 

prices on a base year. Separative work 

data for the formerly “secondary 

market”. Uranium prices [US-$/lb 

U 3 O 8 ; 1 lb = 453.53 g; 1 lb U 3 O 8 = 

0.385 kg U]. Conversion prices [US-$/ 

kg U], Separative work [US-$/SWU 

(Separative work unit)]. 

2017 

p Uranium: 19.25–26.50 

p Conversion: 4.50–6.75 

p Separative work: 39.00–50.00 

2018 

p Uranium: 21.75–29.20 



2019 

January 2019 

p Uranium: 28.70–29.10 



February 2019 

p Uranium: 27.50–29.25 

1995 

Jan. 2013 

Jan. 2014 

2000 

Jan. 2015 

2005 

Jan. 2016 

Jan. 2017 

2010 

Jan. 2018 

2015 

Jan. 2019 

2019 

Jan. 2020 

| Separative work and conversion market price ranges from 2008 to 2019. The price range is shown. 

)1 

In December 2009 Energy Intelligence changed the method of calculation for spot market prices. The change results in virtual price leaps. 

* Actual nominal USD prices, not real prices referring to a base year 

Sources: Energy Intelligence, Nukem; Bilder/Figures: atw 2019 

Jan. 2008 

Jan. 2008 

Jan. 2009 

Jan. 2009 

Jan. 2010 

Jan. 2010 

Jan. 2011 

Jan. 2011 

Jan. 2012 

Jan. 2012 



March 2019 

p Uranium: 24.85–28.25 



April 2019 

p Uranium: 25.50–25.88 



May 2019 

p Uranium: 23.90–25.25 



June 2019 

p Uranium: 24.30–25.00 



July 2019 

p Uranium: 24.50–25.60 



August 2019 

p Uranium: 24.90–25.60 



September 2019 

p Uranium: 24.80–26.00 



October 2019 

p Uranium: 23.75–25.50 



| Source: Energy Intelligence 

www.energyintel.com 

Jan. 2013 

Jan. 2013 

Jan. 2014 

Jan. 2014 

Jan. 2015 

Jan. 2015 

Jan. 2016 

Jan. 2016 

Jan. 2017 

Jan. 2017 

Jan. 2018 

Jan. 2018 

Jan. 2019 

Jan. 2019 

Jan. 2020 

Jan. 2020 

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NEWS 

News


58 

NUCLEAR TODAY 

John Shepherd is a 

freelance journalist 

and communications 

consultant. 

Sources: 

Green/EFA statement 

https://bit.ly/ 

2sYvUoQ 

Foratom comments 

on taxonomy 


352Pf6A 

Dr Angela Wilkinson 

opinion 


2RvC6Pm 

New Year Brings a Fresh Political Challenge 

for a Champion of Climate Change 

As you read this article, the Christmas decorations will have been packed away for another 12 months and some of us 

will be wondering how we can keep to those new year resolutions we set for ourselves – perhaps rashly – in the dying 

hours of 2019. 

Resolutions are a great way to start the new year and even 

though 2020 is already well under way, it’s not too late to 

set goals for the year ahead. In fact, it’s imperative the 

nuclear energy community resolves to take action in 

defence of the industry in Europe in the face of a strident 

push from its opponents. 

The European Parliament elections of 2019 witnessed a 

surge in support for groups including the Greens and that 

new-found political muscle in Brussels is now being 

harnessed to attack nuclear under the guise of environmental 

concern. 

As I sent this article off to the publisher, the Greens/ 

European Free Alliance grouping in the European 

Parliament were celebrating a compromise on a proposed 

framework to facilitate sustainable investment, known as 

‘taxonomy’. 

The taxonomy follows the European Commission’s 

setting up in 2018 of a technical expert group on sustainable 

finance. Tasks set for the group included helping the 

Commission to develop an EU classification system 

(dubbed the taxonomy) to identify environmentallysustainable 

economic activities. This is in line with the 

bloc’s goal of decarbonising its energy sector. 

The EU said the guidelines released by the expert group 

in June 2019 formed part of moves to ensure that the 

financial sector “can play a critical role in transitioning to a 

climate-neutral economy and in funding investments at 

the scale required”. 

According to the findings, nuclear does have the 

credentials to help tackle climate change, but the guidance 

questioned the technology’s suitability because of the 

storage of nuclear waste. 

Foratom, the voice of the European nuclear industry, 

indicated that, in the case of nuclear, the focus on the 

waste issue had been deliberately used to exclude nuclear 

from the taxonomy. Foratom said the waste criteria did not 

appear to have been applied in the same way for other 

technologies and hoped future talks on the taxonomy “will 

remain open and transparent, include real experts on the 

various issues and focus on a fact-based, rather than an 

ideological, debate”. 

France has, sensibly, lobbied to keep nuclear in the 

taxonomy. However, the Greens now say their compromise 

will mean “any investment in coal cannot be considered 

sustainable”. They say a “strengthened ‘no-harm’ test will 

help avoid nuclear energy from being considered an 

environmentally sustainable investment”. 

According to the EU, the taxonomy is not set to be 

implemented until the end of 2022, one year later than 

initially proposed, which means battle lines have been 

drawn in this latest twist in the fight for the future of 

European energy policy. 

Ironically, Germany, which had already joined fellow 

EU states Austria and Luxembourg in opposing a role for 

nuclear in the taxonomy, could yet save the day if nuclear’s 

proponents box clever. 

This is because natural gas could find itself excluded 

from the taxonomy as being too emitting. This would hit 

countries such as Germany, where power utilities and 

others have invested in natural gas. Going forward, this 

would make it harder to achieve emissions reductions. And 

there is speculation that Germany could now have a vested 

interest in seeing the taxonomy proposals scrapped for 

that reason – using nuclear as a scapegoat. 

Germany takes over the presidency of the EU’s Council 

of Ministers for six months in July 2020, giving it a key role 

in driving forward the Council’s work on EU legislation, so 

the year ahead promises to be an interesting one! 

But why is energy policy always driven by political 

dogma rather than common sense? 

According to the Paris-based International Energy 

Agency, a range of technologies, including nuclear power, 

will be needed for clean energy transitions around the 

world. The IEA said “the key to making energy systems 

clean is to turn the electricity sector from the largest 

producer of CO 2 emissions into a low-carbon source that 

reduces fossil fuel emissions in areas like transport, heating 

and industry”. 

And while the IEA said renewables are expected to 

continue to lead, “nuclear power can also play an important 

part along with fossil fuels using carbon capture, utilisation 

and storage”. 

Those who seek to remove nuclear from the array of 

technologies the world needs to rely on would also do well 

to heed the words of the newly-appointed secretary- general 

and chief executive of the World Energy Council, 

Dr Angela Wilkinson. She said recently: “Don’t let perfection 

( ideology) become the enemy of the faster, deeper and 

social affordability decarbonisation. There is no need to 

reinvent the wheel – leverage technology and policy 

innovation by encouraging countries to learn with and 

from each other and increase the pace of learning by 

doing.” 

Wilkinson has also correctly pointed out that energy 

transition is not a single issue and there is a need to “ manage 

the connected challenges of energy security, energy equity 

and affordability and environmental sustainability”. 

Europe’s leaders should look across the Atlantic, to 

where the heads of three provincial Canadian governments 

have agreed to work together “to explore new, cutting-edge 

technology in nuclear power generation to provide carbonfree, 

affordable, reliable, and safe energy, while helping 

unlock economic potential across Canada”. 

The provinces of Ontario, New Brunswick and 

Saskatchewan said in December 2019 that they were 

committed to collaborating on the development and 

deployment of “innovative, versatile and scalable” small 

modular reactors in Canada. 

Meanwhile, here in Europe, there is no time to lose in 

preventing the Greens and their supporters in the 

European Parliament from what can only be described as 

an incredible act of self harm. 

Nuclear is not a sacred cow to be protected at all costs. 

But nuclear energy is, by any sensible measure, a key element 

in the shield against climate change. Policies that 

pander to political correctness over practical solutions to 

tackling climate change deserve to be stopped in their 

tracks. 

Nuclear Today 

New Year Brings a Fresh Political Challenge for a Champion of Climate Change ı John Shepherd

Kommunikation und 

Training für Kerntechnik 

Rückbau kerntechnischer Anlagen 

In Kooperation mit 

TÜV SÜD Energietechnik GmbH 

Baden-Württemberg 

Seminar: 

Stilllegung und Rückbau in Recht und Praxis 

Seminarinhalte 

Genehmigungen für die Stilllegung und den Rückbau 

ı 

ı 

Gestaltung der Übergänge zwischen der Betriebs- und der Stilllegungsgenehmigung 

Gestaltung der Übergänge zwischen Genehmigungs- und Aufsichtsphase 

Rechtliche Gestaltung des Genehmigungsverfahrens 

ı 

ı 

ı 

ı 

Elemente des Umweltbereiches 

UVP und Erörterungstermin 

Anfechtung von Genehmigungen 

Stellungnahmen der EU-Kommission 

Reststoffe und Abfälle 

ı 

ı 

ı 

ı 

Vorstellung von Reststoffkonzepten 

Bewertung der Reststoffkonzepte 

Neue Regelungen zum Übergang der Entsorgungsverantwortung 

Entsorgungsfragen rund um Abfälle aus dem Rückbau 

Zielgruppe 

Die 2-tägige Schulung wendet sich an Fach- und Führungskräfte, Mitarbeiterinnen und Mitarbeiter 

von Betreibern, Industrie und Dienstleistern, die sich mit der Thematik aktuell bereits beschäftigen 

oder sich künftig damit auseinander setzen werden. 

Maximale Teilnehmerzahl: 12 Personen 

Referenten 

Dr. Stefan Kirsch 

Dr. Christian Raetzke 

Wir freuen uns auf Ihre Teilnahme! 

ı Abteilung Stilllegung, Entsorgung, Reaktorphysik, TÜV SÜD Energietechnik 

GmbH Baden-Württemberg 

ı Rechtsanwalt, Leipzig 

Bei Fragen zur Anmeldung rufen Sie uns bitte an oder senden uns eine E-Mail. 

Termin 

2 Tage 

24. bis 25. September 2020 

Tag 1: 11:00 bis 18:00 Uhr 

Tag 2: 09:00 bis 16:30 Uhr 

Veranstaltungsort 

Kaiserin Friedrich-Haus 


10115 Berlin 

Teilnahmegebühr 

1.598,– € ı zzgl. 19 % USt. 

Im Preis inbegriffen sind: 

ı Seminarunterlagen 

ı Teilnahmebescheinigung 

ı Pausenverpflegung 

inkl. Mittagessen 

Kontakt 

INFORUM 

Verlags- und Verwaltungsgesellschaft 

mbH 


10115 Berlin 

Petra Dinter-Tumtzak 

Fon +49 30 498555-30 

Fax +49 30 498555-18 

seminare@KernD.de

#51KT 


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51. KERNTECHNIK 

2020 

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5. – 6. Mai 2020 

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Berlin

atw - International Journal for Nuclear Power | 01.2020

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