UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE
INGENIEROS INDUSTRIALES
Recombinación del Hidrógeno en Dispositivos Autocatalíticos Pasivos
y sus Implicaciones en la Seguridad de las Centrales Nucleares
Miguel Ángel Jiménez García
Licenciado en Ciencias Físicas
TESIS DOCTORAL
para la obtención del Grado de Doctor
2007
DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA NUCLEAR Escuela Técnica Superior de Ingenieros Industriales
RECOMBINACIÓN DEL HIDRÓGENO
EN DISPOSITIVOS AUTOCATALÍTICOS PASIVOS Y SUS IMPLICACIONES EN LA SEGURIDAD
DE LAS CENTRALES NUCLEARES
Autor
Miguel Ángel Jiménez García Licenciado en Ciencias Físicas
Director de Tesis
Prof. Francisco Martín-Fuertes Hernández-Sonseca Doctor Ingeniero Industrial
Madrid, Abril de 2007
Tribunal nombrado por el Magfco. y Excmo. Sr. Rector de la Universidad Politécnica de Madrid, el día 1 de Febrero de 2007.
Presidente: Prof Agustín Alonso Santos Vocal: Prof Antonio Crespo Martínez Vocal: Prof Antonio L Sánchez Pérez Vocal: Dr Miguel Sánchez Perea Secretario: Prof Eduardo Gallego Díaz
Suplente: Dr Juan Manuel Martín-Valdepeñas Yagüe Suplente: Prof Domingo Santana Santana
Realizado el acto de defensa y lectura de la tesis el día 25 de Abril de 2007 en la Escuela Técnica Superior de Ingenieros Industriales.
CALIFICACIÓN: Sobresaliente “Cum Laude” por unanimidad
EL PRESIDENTE LOS VOCALES
EL SECRETARIO
A todos vosotros, que me habéis acompañado siempre y habéis creído en mí más que yo mismo Y a Dios, quien nunca levantó su mano de mi cabeza Gracias
Agradecimientos
Quisiera agradecer a mi director de tesis, Francisco Martín-Fuertes, su asesoramiento, ayuda y colaboración en la misma, y por haberme acompañado y animado en este apasionante mundo de la investigación científica, tan poco reconocido en nuestros días.
Al profesor Agustín Alonso, creador e impulsor de la Cátedra de Tecnología Nuclear de la ETSI Industriales de la UPM, a la que he tenido el honor de pertenecer y poder presentar hoy, como fruto, esta tesis doctoral.
Al profesor Eduardo Gallego, director del grupo de investigación y responsable de los proyectos en los que por su dirección he tenido la oportunidad de participar.
Al Dr Juan Manuel Martín-Valdepeñas, por toda su colaboración, apoyo e interés durante estos más de diez años de investigación, durante los que ha ido madurando una estrecha colaboración en los proyectos de la Cátedra y en otras actividades, enriquecida por interesantes discusiones científicas mantenidas con nuestros colegas sobre fenómenos, modelos y también sobre otros asuntos no tan… científicos.
A los demás miembros de la Cátedra: José Antonio Fernández, Raúl Navío, Fernando Jiménez, Ricardo Bolado, Manuel Martín, Rubén Barbero, Ignacio Más, María Jesús Arribas, Diego Hernández, Antonio Pontejo, Andrés Ruiz, Alfredo Lorente, Fernando Pérez… y a todos los compañeros que habéis compartido desde mis primeros días estos años de duro trabajo, siempre dispuestos a poner una nota amable y desenfadada.
A los profesores del Departamento de Ingeniería Térmica y Fluidos de la Escuela Politécnica Superior de la Universidad Carlos III de Madrid, de quienes he tenido la oportunidad de aprender lo que mi limitado entendimiento me ha permitido, y de asomarme a la docencia universitaria. El trabajo del grupo del profesor Antonio Sánchez ha inspirado también esta tesis, y el proyecto EXPRO permitió finalmente llevarla a cabo.
También quisiera mencionar a los III, IV, V y VI Programas Marco de Investigación de la Unión Europea y al Consejo de Seguridad Nuclear, pues me han permitido participar en interesantísimos proyectos, accediendo a una gran cantidad de información muy reciente –como el proyecto PARSOAR– y donde he llegado a conocer también a grandes y excelentes personas. Un reconocimiento especial al Dr E Reinecke del FzJ, quien tan amablemente cedió a título personal los resultados de los experimentos Reko-3.
De una forma muy especial, recuerdo a todos mis profesores y a quienes como amigos me habéis hecho aprender en todos los aspectos de la vida y crecer como persona.
Mi especial gratitud y dedicatoria a Belén, a nuestro hijo Jaime, a mis padres y a nuestra gran familia, por el esfuerzo de comprensión y paciencia que habéis hecho durante todo este tiempo, y por vuestra ayuda, ánimo y perseverante estímulo para que terminara este trabajo que parecía no tener nunca fin.
Y a los que no están, tanto a quienes estuvieron como a los que están por venir.
Bien, pues finalmente aquí está y aquí queda.
i Resumen / Abstract
Introducción
I- Estado del arte sobre los recombinadores autocatalíticos pasivos (PARs) 1.- El riesgo asociado a la presencia de hidrógeno en contención en CCNN
Generación de H2 Distribución del gas
Ignición y Combustión de H2 Efectos de la combustión de H2 Mitigación
Riesgos asociados al H2 en otros usos industriales 2.- Los Recombinadores Autocatalíticos Pasivos (PARs)
Descripción General Diseños comerciales Prototipos
Instalaciones experimentales Cualificación ambiental de PARs
Códigos de cálculo y modelos numéricos 3.- Aplicaciones industriales de los PARs
Mitigación del hidrógeno en centrales nucleares
Centrales nucleares actuales: los PARs en los distintos países Centrales nucleares de nuevos diseños
Conclusiones sobre centrales nucleares Otras aplicaciones en el campo nuclear 4.- Métodos analíticos para la instalación de PARs
Introducción
Metodología de análisis de riesgo por H2 contención Diseño e implementación de sistemas basados en PARs
II- Modelo PARUPM de Simulación del Funcionamiento de un PAR 5.- El modelo PARUPM de recombinador autocatalítico pasivo
Intercambio de calor y masa por convección natural entre dos placas planas paralelas
Intercambio de calor por radiación entre el canal y el exterior Propiedades de transporte en la masa gaseosa
Adsorción / desorción sobre la superficie catalítica.
Reacciones químicas
Balances de masa y energía en la interfase. Algoritmo de solución Estado inicial sobre la placa
6.- Análisis paramétrico del proceso transitorio de recombinación
III- Ejercicios de validación del modelo PARUPM
7.1.- Cálculos estacionarios. Validación del módulo independiente 7.1.1 Experimentos de la serie Gx en la BMC
7.1.2 Experimentos de la serie Zx en la BMC
7.1.3 Validación frente a los experimentos Reko3 del FzJ 7.2 Cálculos transitorios.
Validación del modelo acoplado a códigos de cálculo 7.2.1 El experimento Zx08
7.2.2 El experimento Zx02
7.2.3 Benchmark PARIS (SARNET) con MELCOR 1.8.5 y CFX-4.4
IV- Conclusiones
8.- Conclusiones y desarrollos futuros
9.- Notación
10.- Referencias y publicaciones relevantes del autor
Apéndice A - Elementos de la matriz jacobiana del sistema de ecuaciones del problema transitorio
Apéndice B - Acoplamiento del modelo PARUPM al código MELCOR
iii RESUMEN
Los accidentes en la Unidad 2 de la central de la Isla de las Tres Millas en los Estados Unidos (28 de marzo de 1979) y en la Unidad 4 de la central de Chernobyl en Ucrania (26 de abril de 1986) impulsaron la investigación sobre accidentes con daño severo al núcleo y, en particular, la posibilidad de fallo de la última barrera de contención por efectos de una explosión de hidrógeno. De ello se derivaron programas de investigación para analizar el comportamiento del hidrógeno y su posible control.
En la industria se encuentran una gran variedad de sistemas basados en la catálisis de la reacción H2/O2, en particular los recombinadores autocatalíticos pasivos (PARs) comercializados por diversos fabricantes e instalados en las centrales nucleares actuales de diversos países para el control del hidrógeno. Su principal característica es el funcionamiento pasivo, o su capacidad de recombinar de forma efectiva el hidrógeno mediante el paso a su través de una corriente de convección natural impulsada por el calor liberado en una reacción química catalítica automantenida en su superficie (reacción heterogénea). Por otro lado, el riesgo de propagación en la fase gaseosa debe considerarse como una posible limitación de estos dispositivos ante elevadas concentraciones de hidrógeno.
En este trabajo de tesis doctoral se ha desarrollado un modelo detallado para reproducir los procesos de recombinación de H2 y CO sobre PARs de placas paralelas. En este modelo (PARUPM) se ha considerado el acoplamiento de la química superficial y el transporte de masa y de calor entre mezclas H2/CO/aire/vapor/CO2 y placas verticales recubiertas de Pt. El mecanismo de reacciones químicas se basa en un esquema simplificado de Deutschmann para la combustión superficial del metano y en el análisis de Elenbaas para la transferencia de calor entre placas paralelas de la corriente inducida por flotación. El modelo aislado permite analizar la fase de arranque del PAR hasta que alcanza su funcionamiento estacionario en condiciones fijas de la atmósfera exterior, y se ha contrastado frente a los principales modelos predictivos basados en correlaciones, incluyendo los experimentos Reko-3 del FzJ, a pesar de ser de caudal forzado. El acoplamiento con MELCOR 1.8.5 permite seguir la dinámica de evolución de la atmósfera y se ha validado con los experimentos de la serie Zx en la Battelle Model Containment. Finalmente, se ha demostrado la viabilidad del acoplamiento del modelo con códigos tipo CFD mediante la aplicación de CFX-4.4 al ejercicio PARIS de intercomparación de códigos. A pesar de la ausencia de experimentos específicos, otro resultado interesante de este trabajo es el análisis del comportamiento del dispositivo en presencia de CO, mostrando una predicción adecuada de los procesos de transporte y adsorción de especies en circunstancias particulares.
ABSTRACT
After the occurrence of the two major accidents in the TMI-2 (March 28th, 1979) and Chernobyl-4 (April 26th, 1986) power stations, general research of accidents leading to severe core damage was fostered. In particular, the threat to the ultimate barrier by an eventual explosive event from uncontrolled hydrogen combustion within the containment was considered of particular relevance. Research programmes for analysing hydrogen behaviour and control during this kind of accidents was early initiated by research and regulatory agents.
Systems based on the catalysed H2/O2 reaction constitute a large variety of applications in industry. Several designs of Passive Autocatalytic Recombiners (PARs) have been commercialised by manufacturers and implemented within current nuclear plants for hydrogen control in several countries. The main feature of PARs is their passive behaviour, i.e. their ability to effectively recombine hydrogen driven by natural convection flow across the device powered by the heat generated in the self-sustained catalytic reaction at the surface (heterogeneous reaction). On the other hand, risk of reaction initiation in the gaseous phase (homogeneous reaction) must be considered as a shortcoming of this kind of devices under high hydrogen concentrations.
For modelling the H2/CO recombination phenomena characteristic of parallel-plate PARs, this PhD work introduces a detailed chemistry model which has been developed to couple surface chemistry and heat and mass transfer between H2/CO/air/steam/CO2
mixtures and vertical parallel Pt-coated surfaces. The PARUPM model is based onto a simplified Deutschmann reaction scheme for methane surface combustion and the analysis by Elenbaas for buoyancy-induced heat transfer between parallel plates. The standalone module is able to approach the warm-up phase of the PAR and its steady-state performance under fixed external conditions and has been assessed against the most relevant predictive models based on correlations. The forced-flow Reko-3 tests by FzJ have also been included in this validation basis. The module has also been coupled in MELCOR 1.8.5, being able to follow the dynamic changes within the surrounding atmosphere as well. It has been assessed against results of the Battelle Model Containment tests of the Zx series. In the end, the implementation of this model into CFD codes has proven feasible, as demonstrated by the CFX-4.4 application to the PARIS code benchmarking exercise. In spite of the lack of specific tests, the analysis of the PAR behaviour in the presence of CO has also shown a promising and interesting prediction of the evolution of the species transfer and adsorption under particular circumstances.
- 1 - INTRODUCCIÓN
Los sistemas y componentes de seguridad de las centrales nucleares se diseñaron en un principio según ciertos criterios de seguridad orientados a acotar suficientemente las consecuencias de los accidentes postulados como los máximos previsibles que pudieran llegar a ocurrir durante su vida útil. Se habla así del “Accidente Base de Diseño” (DBA en la nomenclatura anglosajona). Sin embargo, con una probabilidad remota, se demostró más tarde que podrían presentarse situaciones que quedasen fuera de aquella base de diseño: los llamados “graves” o “severos”. El accidente de la central de “Three Mile Island” (TMI-2) ocurrido el 28 de marzo de 1979 en EEUU (Broughton, 1989) evidenció la realidad de este tipo de accidentes y significó el punto de partida del estudio y la investigación de la fenomenología asociada a ellos, trabajos que continúan en la actualidad.
Un accidente severo (Alonso, 1995 y 1997) consistiría en la pérdida de la capacidad de refrigeración del núcleo del reactor. En esta situación, si bien la reacción nuclear de fisión se habría detenido, el núcleo seguiría produciendo calor por la liberación de energía asociada a la desintegración de los núcleos productos de la fisión. En caso de que la refrigeración del núcleo fuese deficiente este calor quedaría almacenado en el material del combustible nuclear y podría llegar a fundirlo. Poco antes, los componentes metálicos comenzarían a reaccionar con el vapor de agua presente generando hidrógeno. El hidrógeno, junto con vapor y material radiactivo en forma de especies gaseosas y aerosoles, podría escapar del confinamiento que forma el circuito de refrigeración del reactor y liberarse al recinto que rodea al reactor nuclear: el edificio de contención. Uno de los objetivos importantes de la seguridad nuclear es asegurar la integridad del edificio de contención, pues constituye la última barrera concebida para evitar que el material radiactivo escape al exterior.
El conocimiento de los fenómenos involucrados en este tipo de accidentes ha sido adquirido durante los últimos años a través del estudio del accidente de TMI-2 y de importantes programas experimentales, siendo los de mayor envergadura y más generales los experimentos de las series LOFT (Coplen, 1974) y PHEBUS (CEA, 1987) y (Schwarz, 1997).
En la actualidad, las autoridades reguladoras han demandado estudios de este tipo de accidentes a las compañías propietarias de las centrales, constituyendo lo que se conoce como los Análisis Probabilistas de Seguridad (APS). Este requisito viene acompañado de la implementación de medidas encaminadas a su prevención y gestión adecuada. Por otro lado, estos estudios se contemplan en el diseño de las centrales de nueva generación.
Concretamente el Consejo de Seguridad Nuclear incluye dentro de su “Plan Quinquenal de Investigación 1997-2001” y de sus sucesivas revisiones el estudio y análisis de los fenómenos que tienen lugar durante el transcurso de un accidente severo (CSN, 1997).
Una de las mayores contribuciones al fallo temprano de la contención durante una secuencia de accidente con daño al núcleo se atribuye a la presencia de hidrógeno en el
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recinto de contención (Breitung, 1997). El hidrógeno, liberado desde el circuito de refrigeración del reactor al volumen libre de la contención, puede distribuirse de forma no homogénea y acumularse en ciertas zonas. Si la concentración de la mezcla de hidrógeno, vapor y aire se encontrase dentro de ciertos límites se podría producir su combustión, como ocurrió durante el accidente de TMI-2. Pueden darse diversos regímenes de combustión en función de la composición, geometría y otras características de la mezcla.
Dependiendo del tipo del régimen de combustión y de la cantidad de hidrógeno quemado, la sobrepresión producida podría amenazar la integridad de la barrera que constituye el edificio de contención. Es, por lo tanto, de vital importancia conocer la evolución de la composición de la mezcla aire/hidrógeno/vapor en todos los recintos de la contención, con el fin de diseñar las estrategias efectivas de mitigación necesarias para satisfacer los requisitos de seguridad. La identificación y el control de las posibles fuentes de ignición es un aspecto de importancia capital en estos análisis.
En los estudios de seguridad, realizados tanto por las compañías propietarias y explotadoras de las centrales nucleares como por las autoridades reguladoras, se efectúan simulaciones de la evolución de los parámetros de seguridad con códigos de cálculo específicamente desarrollados para el estudio de los fenómenos relativos al accidente severo. Para la fenomenología asociada a la presencia del hidrógeno en la contención, se han realizado diversas series de experimentos (series BMC, HDR, NUPEC, etc.) encaminados a validar dichos códigos y a evaluar su aplicabilidad a la simulación de las condiciones de accidente severo en la contención.
Pueden distinguirse dos tipos de códigos: por un lado, los conocidos como códigos zonales o de parámetros promediados, que resuelven de forma simplificada las ecuaciones de la fluidodinámica y la transmisión de calor, promediando sus términos en grandes regiones del sistema. Éstos pueden orientarse únicamente hacia la fenomenología propia de la contención (COCOSYS, CONTAIN, GOTHIC, etc.), e incluso cubrir aspectos de los sistemas primario y secundario (MAAP, MELCOR, etc.). La ventaja de este tratamiento simplificado es que permite un análisis integrado de fenómenos muy variados con bajo coste computacional, pero adolece de ciertas inexactitudes para simular los procesos de transporte y fenómenos asociados a la presencia de intensos gradientes en las propiedades del sistema, según han evidenciado los experimentos (OECD, 1999) y (Martín-Valdepeñas, 1996).
Gracias a los espectaculares avances conseguidos en la capacidad de cálculo, desde hace algunos años se vienen utilizando de modo creciente un segundo tipo de códigos que permiten resolver las ecuaciones completas de la mecánica de fluidos en tres dimensiones para sistemas multicomponentes y multifásicos (Breitung, 1997). Son conocidos como CFD (Computational Fluid Dynamics). De esta forma, existe una serie de códigos comerciales -CFX, FLUENT, PHOENIX- con múltiples aplicaciones en diversos sectores industriales, y otros -como FLUTAN, GASFLOW, TRIO-EF- que son códigos de simulación específicos para los estudios de contención en las centrales nucleares. Sin embargo, la extensión y diversidad del conjunto de procesos que constituyen la fenomenología del accidente severo, y la necesidad de simular acopladamente procesos
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que implican a la vez grandes y muy pequeñas escalas espacio-temporales características, imposibilitan la utilización práctica de los códigos CFD como única herramienta en los estudios de seguridad realizados en la industria (Alemberti, 1999).
De ahí que ambos tipos de métodos analíticos (zonales y CFD) se utilicen de forma coordinada para adquirir un mejor panorama que permita extender el conocimiento y la comprensión de los fenómenos que tienen lugar, a fin de acotar el nivel de riesgo en una instalación por la ocurrencia de un accidente con daño significativo al núcleo.
Una importante aplicación de los códigos de cálculo se orienta hacia el diseño, la evaluación y el licenciamiento de las posibles medidas de mitigación encaminadas a reducir dicho nivel de riesgo hasta el umbral más bajo que pueda conseguirse de modo razonable. En esta dirección, diversos países y organizaciones han realizado ingentes esfuerzos para estudiar y desarrollar diversos sistemas de mitigación, entre los que destacan los recombinadores autocatalíticos pasivos (PARs). Hasta el momento, y muy recientemente, sólo se ha realizado una síntesis global, con el objetivo de responder a las necesidades de los agentes del sector nuclear interesados. Dentro del 5º Programa Marco de Investigación EURATOM (1998-2002) surgió la iniciativa del proyecto PARSOAR (Bachellerie, 2002) con este propósito, orientado finalmente a la elaboración de un manual de la instalación de estos dispositivos en las centrales nucleares actuales. Dentro de este 5º Programa Marco, el proyecto PARSOAR se incluyó en el área de proyectos
“Operational Safety of Existing Installations” del grupo SAM (Severe Accident Management), dedicados al análisis de riesgos en situación de accidente severo y a la evaluación de las diferentes medidas de gestión de accidente propuestas.
Los principales estudios de análisis y desarrollo de dispositivos PARs se han realizado en multitud de países e instituciones, una gran parte de ellos en el ámbito de la Unión Europea, en sus distintos Programas Marco de Investigación (proyectos HRP, HDC, HYMI, VOASM, EUCOFA, HYCOM, THINCAT, EXPRO), si bien otros países, fundamentalmente Suiza (Electrowatt-Ekono AG) y Canadá (AECL) han emprendido sus propios programas de investigación, desarrollo y cualificación de dispositivos patentados.
Dentro del marco de la Unión Europea, las principales actividades de investigación emprendidas en los últimos quince años, relacionadas con el riesgo por la presencia de hidrógeno en accidentes severos en centrales nucleares y con el desarrollo de medidas de mitigación, pueden esquematizarse como sigue:
• Riesgo asociado al hidrógeno en contención o Fuentes de hidrógeno (COLOSS).
o Distribución de hidrógeno (HYMI, experimentos HDR, EXPRO).
o Combustión de hidrógeno (HYMI, HYCOM, EXPRO).
• Medidas de mitigación:
o Calentamiento de los sumideros (HDC).
- 4 - o Ignitores de chispa (HRP).
o Ignitores catalíticos (HDC, HRP).
o Recombinadores catalíticos (HRP, HDC, HYMI, VOASM, EXPRO).
Eficiencia bajo condiciones de accidente base de diseño (HDC).
Ruptura de la estratificación (HYMI).
Modelo del comportamiento interno (HYMI, EXPRO).
Acoplamiento CFD-modelo interno (VOASM).
o Post-inertización (HRP).
o Recubrimientos catalíticos (THINCAT).
Muchos de ellos participados por la Universidad Politécnica de Madrid (UPM).
De esta forma, se dispone de un amplio programa experimental en el que se ha hecho un seguimiento exhaustivo del comportamiento de distintos modelos de PARs en su misión de recombinar hidrógeno de forma efectiva en situaciones y escalas representativas de un eventual accidente con daño al núcleo y liberación de hidrógeno a la contención. Como experimentos impulsados por los organismos públicos responsables de la seguridad y la investigación pueden citarse los experimentos BMC (series J, Zx y Gx), EdF-EPRI, KALI-EdF, H2-PAR, AECL. También pueden encontrarse desarrollos paralelos practicados por los propios fabricantes (AECL, EWE Ltd, Framatome ANP, NIS, etc) (Bachellerie, 2002).
Ello ha permitido el desarrollo de modelos que ya han sido implementados en algunos códigos de cálculo (GASFLOW, MELCOR, COCOSYS...) con el objeto de simular la tasa de recombinación catalítica de un sistema de salvaguardia basado en PARs (Travis, 1998) y (Gauntt, 2000). Basándose en este tipo de estudios, muchas centrales de diseño PWR han implantado ya dispositivos de este tipo, mientras que otras están considerando la conveniencia de su instalación.
Sin embargo, la mayoría de estos modelos, a pesar de contemplar el principal objetivo de seguridad de los PAR –la recombinación efectiva del hidrógeno, y su consiguiente contribución a salvaguardar la integridad del recinto de contención- carecen de consideraciones sobre la posibilidad de que el propio dispositivo actúe como una fuente de ignición. La razón es que se basan en un comportamiento cuasiestacionario del PAR, simulado por medio de una correlación que permite calcular la tasa de recombinación de hidrógeno en función de la composición de la mezcla a la entrada del PAR, fundamentalmente del valor de la concentración de hidrógeno.
Por otro lado, como se ha evidenciado incluso en algún experimento de la serie BMC-Zx, la exposición de un PAR a mezclas con elevados contenidos de hidrógeno (propias de transitorios accidentales con elevadas tasas de liberación de hidrógeno), puede producir un excesivo calentamiento de las placas revestidas de sustrato catalítico (OECD, 2000b, c) y (Bachellerie, 2002) y desencadenar la ignición de la atmósfera combustible. Por este motivo, se considera necesario reproducir adecuadamente el comportamiento de un PAR asegurando que la temperatura de las placas no excede cierto límite de seguridad, lo que
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está relacionado con la mínima energía de ignición para una composición dada de la mezcla.
Junto con lo anterior, debe resaltarse que la predicción del funcionamiento del dispositivo en entornos con baja concentración de hidrógeno (cerca del límite inferior de recombinación efectiva del PAR) debe también contemplar la determinación de la temperatura de la placa catalítica, pues son los procesos de transmisión y pérdida de calor los que conducen a un comportamiento transitorio en ciclos de arranque y parada del dispositivo hasta que éste alcanza un funcionamiento estable (cuasiestacionario).
La razón del análisis que aquí se propone es precisamente la evaluación de los PARs en su doble vertiente: por un lado, establecer y modelar su funcionamiento efectivo como dispositivos capaces de eliminar hidrógeno de forma progresiva de la atmósfera de contención sin, por el otro lado, comprometer negativamente la seguridad de la planta por su posible actuación como fuente de ignición.
El modelo que se propone desarrollar en este trabajo podría extender su aplicación a cualquier estudio de seguridad o de interés industrial que contemple el riesgo de combustión de hidrógeno y proponga dispositivos de este tipo como medida de mitigación. Teniendo en cuenta los estudios de implantación de PARs en las centrales nucleares actuales y de futuros diseños, así como el interés del desarrollo de nuevas tecnologías basadas en el hidrógeno como vector energético en un futuro próximo, es evidente la utilidad de la propuesta como contribución sustancial a los estudios de seguridad.
El trabajo de tesis propuesto queda estructurado en tres bloques principales:
• En el primero de ellos (Capítulos 1 a 4) se recoge la revisión actualizada del estado del arte sobre los recombinadores autocatalíticos pasivos (PARs), las principales metodologías de análisis de riesgo asociado al hidrógeno en las centrales nucleares y las principales medidas de mitigación propuestas.
• El segundo bloque (Capítulos 5 y 6) está dedicado a la introducción del modelo detallado de funcionamiento de un PAR desarrollado por el autor e implementado en el código MELCOR 1.8.5.
• El tercer y último bloque (Capítulo 7) corresponde a los ejercicios de validación del modelo propuesto frente a los resultados de los principales experimentos de que se ha dispuesto en la bibliografía.
Capítulo 1
EL RIESGO ASOCIADO A LA PRESENCIA DE HIDRÓGENO EN CONTENCIÓN EN CENTRALES NUCLEARES
Durante el transcurso de un accidente base de diseño o de un accidente severo, pueden producirse reacciones químicas que produzcan hidrógeno: oxidación de los componentes metálicos del núcleo del reactor, radiolisis del agua, corrosión de componentes metálicos en la contención, etc. Este hidrógeno puede ser liberado a la atmósfera de la contención, formando una mezcla de aire/vapor/hidrógeno que puede ser inflamable si se excede el límite inferior de inflamabilidad (LFL): en torno al 4-5% de concentración volumétrica del H2, con un 5-6% de O2. En tal mezcla inflamable, una fuente de energía puede ser suficiente para iniciar la combustión. La combustión así originada puede causar valores de presión y temperatura que pongan en riesgo la integridad de la contención como barrera de los productos de fisión. Tal amenaza constituye el riesgo asociado al hidrógeno en contención, y su magnitud dependerá de la secuencia accidental y de las características específicas de la planta de que se trate. En principio, pueden establecerse tres niveles de riesgo por combustión de hidrógeno, según sea el régimen de combustión esperado:
• Riesgo Bajo: cargas térmicas por llamas de difusión estabilizadas afectando a equipos de seguridad.
• Riesgo Medio: Cargas estáticas de presión por deflagración.
• Riesgo alto: Cargas dinámicas por detonación sobre la contención o equipos de seguridad.
Para la aproximación realista del riesgo asociado al hidrógeno en plantas nucleares, así como de la adecuación de las estrategias para su mitigación, es fundamental el análisis riguroso de la generación y distribución del hidrógeno en un conjunto amplio de accidentes base de diseño y severos. Este análisis requiere de una metodología sistemática y consistente, por ejemplo, mediante el uso de códigos de cálculo y juicio de expertos (Breitung, 2000) y (Martín-Valdepeñas, 2004).
Una metodología completa de análisis (Breitung, 2000) puede dividirse en nueve etapas, que se desarrollarán en mayor detalle en el Capítulo 3:
1) Simulación de la generación del hidrógeno y su liberación en la contención.
2) Simulación de la distribución y mezcla aire/hidrógeno/vapor en la contención.
3) Predicción del riesgo de combustión.
4) Simulación del régimen de combustión con códigos de cálculo y determinación de las cargas térmicas y de presión.
5) Análisis de la respuesta de la contención ante dichas cargas y de las posibles consecuencias de dicha respuesta.
6-9)Repetición de los cuatro pasos 2-5) anteriores considerando la actuación de los sistemas de mitigación.
Capítulo 1
- 8 - 1.1 FUENTES DE HIDRÓGENO
En una central nuclear, las fuentes de hidrógeno dependen de la secuencia accidental y de las características de la instalación. Las distintas fuentes identificadas pueden caracterizarse de acuerdo a distintos parámetros:
• La tasa de producción de hidrógeno (kg/s).
• La cantidad total de hidrógeno producido (kg).
• La ubicación espacial de la fuente.
• La ocurrencia temporal de la misma durante la secuencia (a corto, medio y largo plazos).
Durante un accidente postulado en un reactor de agua ligera (LWR), la importancia de las distintas fuentes de hidrógeno depende del grado de daño que haya sufrido el núcleo del reactor. En el caso de un accidente base de diseño, o en accidentes en los que el núcleo haya permanecido prácticamente intacto, la fuente de hidrógeno dominante es la radiolisis del agua del primario. Por el contrario, en un accidente severo en el que, por definición, el núcleo ha sufrido un daño importante, la reacción metal-agua entre el zirconio de las vainas y el vapor es, con mucho, el contribuyente mayoritario. En este tipo de situaciones, debe tenerse en cuenta la secuencia completa con el fin de establecer las distintas contribuciones a la producción de hidrógeno a lo largo del tiempo, a través de las reacciones de oxidación de los distintos materiales que pudieran verse afectados: vainas de combustible, absorbentes neutrónicos, aceros, oxidación del núcleo intacto durante la reinundación, oxidación de otros materiales ricos en Zr e interacciones núcleo fundido- hormigón en caso de fallo de la vasija.
1.1.1 Reacción zirconio-vapor
Puede ocurrir dentro de la vasija del reactor si las varillas de combustible y las estructuras internas del a vasija se encuentran sobrecalentadas y expuestas a vapor, de modo que ocurre la reacción:
Zr + 2 H2O → ZrO2 + 2 H2 ΔH = 576 kJ / mol Zr
Esta reacción conlleva una intensa liberación de energía, que puede incrementar localmente la temperatura y, por lo tanto, realimentar positivamente la reacción hasta que ésta se vea limitada por la disponibilidad de vapor (Plys, 1993). Si esta situación no se controla mediante el enfriamiento del núcleo, este proceso puede representar una parte importante del calor residual (Kuan, 1994) y conducir a la fusión parcial del núcleo, alterando su geometría.
La reacción Zr-vapor adquiere importancia cuando la temperatura de las vainas está por encima de unos 900 ºC. Entre los 900 ºC y los 1400 ºC, las tasas de reacción experimentales son inferiores a las predichas por la conocida correlación de Baker-Just, aproximadamente un 75% de dicho valor. Sin embargo, por encima de 1400 ºC, la intensa
El Riesgo Asociado a la Presencia de Hidrógeno
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velocidad de reacción produce una escalada de temperatura que podría llegar a destruir la vaina de combustible y liberar los productos de fisión que alberga. Si no es posible refrigerar las vainas, éstas pueden alcanzar una temperatura de 2200-2500 ºC, incrementándose dramáticamente la tasa de oxidación (según los experimentos PHEBUS). Dependiendo del tipo de secuencia accidental de que se trate, esta fuente puede contribuir con entre 300 y 600 kg de hidrógeno para un reactor PWR de unos 2700 MWt (Starfingler, 1999), (Jiménez, 2003b).
La generación de hidrógeno en núcleos con geometría prácticamente intacta está suficientemente establecida, admitiéndose comúnmente valores típicos de tasas de generación de hidrógeno entre 0.1 y 5.0 kg/s para reactores de 2700 MWt (Clement, 2001). Sin embargo, en situaciones de degradación importante, los experimentos a gran escala han demostrado las grandes incertidumbres asociadas a los complejos fenómenos que tienen lugar durante la fusión y relocalización de los distintos materiales y sus interacciones, así como en el derrumbe de los escombros resultantes y su interacción con el agua remanente en el fondo de la vasija. Otra importante fuente de incertidumbres procede de los procesos de deformación e hinchamiento de las vainas, pues pueden producirse obstrucciones parciales del canal que reduzcan el caudal de vapor y la refrigeración de la superficie.
1.1.2 Reacción carburo de boro-vapor
El carburo de boro (B4C) es uno de los absorbentes neutrónicos utilizados en los elementos de control de los BWR, VVER y algunos tipos de PWR. Durante un accidente severo, la oxidación de este material por vapor transcurre también a través de una reacción exotérmica (Belovsky, 1995):
BB4C + 8 H2O → 2 B2O3 + CO + 8 H2 ΔH = 100 kJ / mol B4C
Los datos de la cinética química de esta reacción están disponibles, sobre todo, por debajo de los 1500 K. Por encima de los 1500 K –temperaturas típicas de accidente severo- la cinética de la oxidación del BB4C es desconocida ocurriendo, además, a través de oxidaciones sucesivas de productos intermedios. De este modo, el B2BO3 puede, a su vez, ser oxidado por el vapor presente, produciéndose hasta 4 y 8 veces más hidrógeno por mol que en la reacción Zr-vapor convencional.
Los experimentos CORA BWR no proporcionaron evidencias de que se produjese una mayor cantidad de H2 que en los equivalentes CORA PWR, salvo en la fase de enfriamiento (quenching). Las fuertes interacciones químicas entre los componentes B4C / SS / Zr podrían haber limitado la oxidación del B4C y, por tanto, la producción de hidrógeno. Con el objeto de analizar esta posible deficiencia, se han iniciado dos programas de investigación sobre la oxidación del BB4C: el experimento CODEX-B4C y el experimento QUENCH-07 (Adroguer, 2001).
Capítulo 1
- 10 - 1.1.3 Reacción dióxido de uranio-vapor
El UO2 de las pastillas de combustible puede reaccionar con el vapor según la reacción:
3 UO2 + X H2O → UO2+X + X H2
La velocidad de esta reacción depende de las presiones parciales del vapor y el hidrógeno.
La fracción del UO2 que reacciona está limitada a menos de un 15% en situaciones con un gran exceso de vapor, reduciéndose ante el incremento de la presión parcial del hidrógeno (CEC, 1991). Este proceso es, por tanto, irrelevante para la mayoría de las situaciones accidentales.
Sin embargo, según se concluye de los recientes experimentos FARO, se pueden producir cantidades significativas de hidrógeno durante el enfriamiento del corium por agua, una vez el fundido ya se ha oxidado por completo. Se ha postulado la posible oxidación del uranio subestequiométrico como posible causa, si bien no de forma totalmente consistente con los resultados experimentales (Petit, 2000).
La extrapolación del experimento FARO a un reactor a escala real conduce a una contribución adicional de unos 200 kg de H2. Sin embargo, ante las limitaciones de la mezcla ente fundido y agua, se admite que una gran masa de fundido no podrá sufrir el mismo grado de oxidación que en un experimento a pequeña escala.
1.1.4 Reacción acero-vapor
En el núcleo de un PWR típico están presentes unos 2000 kg de acero inoxidable teniendo en cuenta los tubos-guía de las barras de control. En el caso de que las rejillas espaciadoras sean de Inconel, esta cantidad puede ascender hasta los 4500 kg (Adroguer, 1997). El acero inoxidable puede oxidarse de forma apreciable durante un accidente severo, de forma más complicada que el zirconio. Pueden formarse distintos óxidos atendiendo a la relación vapor/hidrógeno, la temperatura y las proporciones iniciales de Ni, Cr y Fe. Esta reacción puede tener su importancia en fases tardías de la degradación del núcleo del reactor, mediante una reacción exotérmica según una ley parabólica que podría exceder la del Zr-vapor por encima de los 1150 ºC. Sin embargo, el calor de reacción correspondiente es unas diez veces menor. Durante el transitorio de calentamiento, la reacción acero-agua es una importante contribución y potencia la producción de H2 (de Boeck, 1999). Dentro del error experimental, esta fuente puede caracterizarse suficientemente durante el período in-vessel del accidente (Starfingler, 2000).
1.1.5 Reinundación del núcleo
La medida de gestión de accidentes más importante para terminar un transitorio accidental en un LWR consiste en inyectar agua en el núcleo del reactor para conseguir enfriar la parte que se encuentra descubierta y previsiblemente degradada. No obstante lo
El Riesgo Asociado a la Presencia de Hidrógeno
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anterior, el análisis del accidente de TMI-2 y de los resultados de los principales programas experimentales (CORA, PHEBUS) han mostrado que, antes de que esta refrigeración de las varillas de combustible se produzca de forma eficiente, se produce una oxidación inducida de las vainas que, a su vez, produce un incremento de la temperatura, de la generación de hidrógeno y de la liberación de productos de fisión (Hofmann, 1999), (OCDE, 2000a).
Según evidencian los experimentos a gran escala, los procesos de fusión del núcleo pueden llegar a detenerse mediante la adición de agua bajo ciertas condiciones, pero la reinundación de un núcleo recalentado puede resultar en una generación de hidrógeno sustancial posterior. Por ejemplo, en el accidente de TMI-2, aproximadamente un tercio (unos 160 kg) de la producción total de hidrógeno probablemente se debió a la reinundación (Sharon, 1989). De este modo, y teniendo también en cuenta estimaciones realistas basadas en experimentos recientes puede considerarse que la reinundación es la fuente accidental más grave en cuanto a tasa de generación de hidrógeno se refiere. Ello en ningún momento descarta la reinundación como medida de gestión de accidentes, sino que previene sobre la necesidad de conocer la posible tasa de producción de hidrógeno que conlleva de modo que las medidas de mitigación de accidentes se diseñen de forma adecuada.
Las tasas de transferencia de calor y de reacción química dependen del flujo disponible en el canal y del área de transferencia, parámetros bastante inciertos desde el inicio de la reinundación. Los procesos de reinundación pueden conseguir el enfriamiento efectivo (quenching) de algunas zonas del núcleo, produciéndose vapor que puede iniciar la reacción metal-agua y la generación de calor en otras regiones, incluso su fusión.
Actualmente, existen muy pocos modelos capaces de estimar los fenómenos de
“quenching”. La generación de hidrógeno en estas condiciones no responde a las correlaciones de la generación metal-vapor conocidas, por lo que se ha insistido en la necesidad de realizar nuevos experimentos (Studer, 1999). Por ejemplo, la instalación QUENCH (Hofmann, 2000) en el FzK dentro del proyecto COBE (Sheperd, 1999) del IV Programa Marco de la UE.
Finalmente, el análisis de la generación de hidrógeno por reinundación en un PWR grande (EPR) con los códigos SCDAP/RELAP5 y MAAP4 (Kronenberg, 2000), (Kuan, 1994) ha permitido concluir:
• Sólo se pueden esperar intensas producciones de hidrógeno cuando la reinundación se produce en un núcleo muy recalentado pero aún con su geometría intacta.
• Las predicciones de ambos códigos para la tasa de generación de hidrógeno fueron bastante similares y consistentes con los resultados de los experimentos QUENCH debidamente escalados.
• Sin embargo, las masas totales de hidrógeno producidas fueron muy diferentes por el distinto tratamiento de la relocalización de materiales.
Capítulo 1
- 12 - 1.1.6 Relocalización
A la vista de lo anterior, las principales incertidumbres sobre la generación de hidrógeno aparecen en la fase in-vessel tardía, durante la formación de los lechos de escombros y de las masas fundidas. Se sabe muy poco sobre la oxidación de mezclas de materiales ricos en Zr, hay muy pocos experimentos y la precisión de los modelos en los códigos de cálculo es aún insuficiente.
1.1.7 Descomposición radiolítica del agua
La descomposición del agua del primario por acción de la radiación (radiolisis) tiene lugar en situación tanto de operación normal como de accidente. Las moléculas de agua se descomponen por acción de la radiación produciendo radicales, que pueden combinarse formando moléculas de H2 y O2 en proporción aproximadamente estequiométrica:
2 H2O + (α, β, γ, n) → 2H2 + O2
La tasa de producción de H2 por radiolisis depende de tres factores:
• La energía de la radiación.
• La fracción de la energía de las partículas que es absorbida por el agua.
• La tasa efectiva de producción de radicales O y H por unidad de energía absorbida por el agua.
En el caso de un accidente de pérdida de refrigerante (LOCA) u otro tipo de accidente severo, la producción radiolítica de hidrógeno puede ocurrir tanto en el agua que transita por el núcleo como en el sumidero, expuesto a la radiación de los productos de fisión. El factor G representa la cantidad de moléculas de producto generadas por 100 eV de energía absorbida. Como el agua en el núcleo puede contener solutos que impidan la recombinación a H2O, el valor máximo de G según estimaciones conservadoras es de 3.0 por encima de 150 ºC. Por debajo de 150 ºC, y por la posible presencia de sustancias orgánicas, el valor máximo recomendado para G es de 1.0 para radiación γ (CEC, 1991).
Para establecer de forma realista la contribución de la radiolisis, deben conocerse los inventarios y distribución de los productos de fisión liberados, la temperatura del agua y su pH, la intensidad de la turbulencia y del burbujeo en el agua, y los tipos y cantidades de impurezas en la misma (Fe(NO3)2-3, Zn(NO3)2, LiOH) (Pastina, 1999). Los procesos están suficientemente caracterizados para la situación de agua pura a temperatura ambiente, siendo mayores las incertidumbres a elevadas temperaturas y en presencia de impurezas (Petit, 2000). Sin embargo, las estimaciones muestran que, bajo condiciones accidentales, la tasa de producción de hidrógeno es baja.
El Riesgo Asociado a la Presencia de Hidrógeno
- 13 - 1.1.8 Corrosión de metales
Si bien la corrosión puede ocurrir para cualquier valor del pH, los valores de pH extremos hacen que adquiere mayor importancia. En la contención, las únicas fuentes significativas de hidrógeno por corrosión proceden de la oxidación química del Zn, Al y Fe:
Zn + 2 H2O → Zn(OH)2 + H2
2 Al + 6 H2O → 2 Al(OH)3 + 3 H2
2 Fe + 4 H2O → Fe2O3H2O + 3 H2
Las superficies interiores de las contenciones del reactor pueden estar recubiertas de una capa protectora de pintura sobre Zn. En caso de accidente severo, el Zn puede quedar expuesto a una disolución borada a alta temperatura, produciendo hidrógeno. En estas reacciones de corrosión pueden generarse unos 100-200 kg de H2.
1.1.9 Interacción núcleo fundido-hormigón
En caso de que el accidente severo no hubiera podido ser mitigado y la degradación del núcleo siguiera progresando, podría llegar a producirse la perforación de la barrera del circuito primario y el desplome de los escombros sobre la cavidad del reactor. Se inicia así lo que se denomina fase ex-vessel del accidente severo, que lleva asociada una nueva generación de gases incondensables e inflamables, generados a través de la interacción entre los escombros y el fundido nucleares con el hormigón de la cavidad (interacción núcleo fundido-hormigón MCCI) por medio de tres procesos:
• Ataque directo, descomposición y ablación del hormigón por el corium.
• Convección y radiación de calor.
• Formación de vapor e hidrógeno en caso de que haya una masa de agua sobre el corium.
La generación de hidrógeno y otros gases en este período se produce por la oxidación de los remanentes metálicos no oxidados en fases anteriores:
2 Cr + 3 H2O → Cr2O3 + 3 H2 ΔH = 186 kJ/mol Cr 3 Fe + 4 H2O → Fe3O4 + 4 H2 ΔH = 42 kJ/mol Fe 2 Fe + 3 H2O → Fe2O3 + 3 H2 ΔH = 38 kJ/mol Fe
Fe + H2O → FeO +H2 ΔH = 3 kJ/mol Fe
La cantidad de hidrógeno así producida rondaría los 200-500 kg, dependiendo de la cantidad de fundido descargado y de su contenido en elementos metálicos, siempre que pueda conseguirse la refrigeración final del fundido. De no ser así, el proceso podría prolongarse durante semanas y producir varias toneladas de hidrógeno. La mayor incertidumbre, en estos casos, procede de la masa inicial de circonio a considerar, que es muy diferente según la secuencia accidental.
Capítulo 1
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Una vez se haya consumido todo el zircaloy y sus subproductos, la generación de hidrógeno a largo plazo por MCCI vendrá determinada por la oxidación de Fe y Cr, con tasas típicas de producción de 4-5 g/s durante varios días (Petit, 2000).
1.1.10 Interacción aerosoles-atmósfera
En caso de fallo de la vasija a alta presión (HPME), parte del fundido puede ser dispersado por la atmósfera de contención en forma de aerosoles. Experimentalmente se ha comprobado que estas partículas, y debido al gran área total de interacción, pueden oxidarse en la atmósfera de contención formando hidrógeno. Como en el caso de la MCCI, la mayor fuente de incertidumbre se atribuye a la cantidad de metales aún presente en el fundido y que no ha sido oxidada en la fase in-vessel previa.
2.1.11 Incertidumbres
Según indican publicaciones recientes (Breitung, 2000) las fuentes de producción de vapor e hidrógeno pueden predecirse adecuadamente en la fase in-vessel temprana. Las incertidumbres aumentan con el avance del accidente, pues tanto el abanico de fenómenos como las condiciones iniciales y de contorno para la reacción de oxidación de los metales quedan cada vez más indefinidos. Solamente se cuenta con modelos paramétricos para las etapas tardías de la fase in-vessel dominadas por la presencia de lechos de escombros y masas de agua, existiendo modelos de alcance muy limitado para la generación de hidrógeno por oxidación de fundidos U-Zr-O, reinundación de núcleos sobrecalentados, fallo de la vasija y reacciones metal-vapor fuera de la vasija.
Finalmente, se considera también de gran importancia una base de datos adecuada sobre la liberación de vapor y de gases inertes, pues éstos influyen también en la inflamabilidad de la mezcla de gases que se forma en la contención.
El Riesgo Asociado a la Presencia de Hidrógeno
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Tabla 1.1- Características químicas de las fuentes de H2
Reacción relación
esteq. Tlímite (ºC) ΔH (kJ/mol)
Zr [1] Zr+2H2O→ZrO2+2H2 1 → 2 900 +576 (Zr)
BB4C BB4C+8H2O→2B2BO3+CO2+8H2 1 → 8 1250 +100 (BB4C) UO2[2] 3UO2+2H2O→U3O8+2H2 3 → 2 1100 +589 (UO2)
aceros Fe+H2O→FeO+H2
2Fe+3H2O→Fe2O3+3H2
3Fe+4H2O→Fe3O4+4H2
1 → 1 2 → 3 3 → 4
1000 1000 1000
+3 (Fe) +76 (Fe) +126 (Fe) metales Zn+2H2O→Zn(OH)2+H2
2Al+6H2O→2Al(OH)2+3H2
1 → 1 2 → 3
60
300 exotérmica exotérmica radiolisis 2H2O+(α,β,γ)→2H2+O2 1 → 1 25 [3] -238 (H2O)[4]
hormigón 2Cr+3H2O→Cr2O3+3H2 2 → 3 1500 372
[1] Temperatura de fusión del Zircaloy-4 entre 1760 ºC y 1950 ºC [2] Temperatura de fusión del UO2 = 2850 ºC
[3] Rango de temperatura penalizante por encima de 150 ºC [4] La disociación del agua es una reacción endotérmica
Tabla 1.2 – Estado del Arte de las Fuentes de Producción de Hidrógeno en Accidente Severo
Mecanismo reacción Zr-H2O reacción Fe-H2O reinundación relocalización MCCI [5]
Experimentos CORA (KfK)
LOFT (OCDE) PBF-SFD (NRC) Phebus PF (IPSN) Phebus SFD (CEA)
STEP (EPRI)
sólo DBA (< 1500 K)
FARO (JRC Ispra) CODEX-3 (AEKI) (VVER)
CORA-17 (KfK) LOFT LP-FP-2 (OCDE)
Phebus PF (IPSN) QUENCH (FzK)
XR (SNL) (BWR)
muy pocos datos experimentales
BETA (FzK) COMAS (SGR) MACE (ANL, EPRI)
SNL-IET (SNL) ZREX (ANL)
Procesos de generación
conocidos conocidos parcialmente conocidos grandes incertidumbres parcialmente conocidos
Modelos disponibles correlaciones parabólicas modelos de difusión
correlaciones modelos DBA (<1500 K) modelo SVECHA
empíricos simplificados
específicos de usuario
ASTEC v0
ICARE/CATHARE v2 MAAP 4
MELCOR 1.8.5 SCDAP/RELAP5
× ×
×
× ×
×
×
× ×
para DBA para DBA DBA extendido DBA extendido
× ×
×
× ×
×
×
Desarrollos necesarios
derrumbamiento núcleo hinchamiento/deformaci
ón
interacción materiales
fenomenología por encima de
1700 K
condiciones de accidente severo pérdida de geometría
BD experimental caracterización
escombros mecanismos de
relocalización
explosión de vapor composición fundido
tipo de hormigón
Tasa generación [1] 0.1 – 5.0 kg/s [2] 0.1 – 1.0 kg/s < 5 kg/s [4] < 0.2 kg/s 0.001 – 0.005 kg/s Cantidad total H2 [1] hasta 1000 – 2000 kg [3] 20 – 100 kg 50 – 300 kg ? 200 – 2000 kg [6]
Accidente TMI-2 150 – 300 kg 40 – 60 kg ≈ 160 kg - - - - - -
[1] PWR prototípico de 900 MWe
[2] 0.1-0.2 kg/s mientras la geometría del núcleo permanezca intacta
[3] Total teórico in-vessel que incluye las posibles contribuciones de la reinundación y la relocalización [4] Sin MCCI a largo plazo (de 1 a 3 Tm)
[5] Ausencia de experimentos de MCCI con datos precisos de producción de H2
[6] Según estimaciones poco detalladas
descomposición radiolítica del agua corrosión de metales Experimentos
Tabla 1.3 – Estado del Arte de las Fuentes de Producción de Hidrógeno para todas las Secuencias Accidentales
[1] Según referencia (CEC, 1991)
Para BWRs, la radiolisis del agua debe considerarse una fuente de O2
ISIS (CEA)
CRWE, SRWE (KEP, Japón) (AEAT, AECL, ORNL)
NUS específicos (W, ORNL)
Procesos de generación conocidos conocidos
Modelos disponibles correlaciones
aproximación matemática (pasos elementales)
correlaciones
Códigos de cálculo CHEMISUL (RNL)
FACSIMILE (AEAT) MBALCP (AEAT) MAKSIMA CHEMIST (AECL) Desarrollos necesarios elevadas temperaturas del agua
pH extremos (<5 y >10) del agua tipo y cantidad de impurezas (metálicas)
distribución y espectro de PFs
fenómenos elementales
Tasa generación 5 – 100 kg/h ∑ ∼ 0.1 – 1.0 kg/h
Cantidad total H2 [1] 10 – 1000 kg Zn: hasta 0 – 100 kg
Al: hasta 65 kg
Accidente TMI-2 - - - - - -
Capítulo 1
1.2 DISTRIBUCIÓN DEL GAS
La distribución del hidrógeno por la contención determina el valor local de la concentración de H2 ([H2] ó XH2, según se trate de concentración molar (mol/m3) o fracción molar), el parámetro más importante a la hora de determinar la severidad de una combustión de hidrógeno (CEC, 1991). La distribución del hidrógeno depende de la tasa de liberación del mismo: (1) procesos de bajas tasas de generación (radiolisis, corrosión), prolongados en el tiempo y con bajos contenidos de vapor en la atmósfera de contención, o bien (2) reacciones metal-vapor o núcleo fundido-hormigón, caracterizados por elevadas tasas de producción durante períodos cortos, acompañados de la producción de grandes cantidades de vapor. Los procesos físicos que dominan la distribución y mezcla del gas son la convección (tanto forzada como natural) y la difusión. La dinámica de estos procesos está determinada por las tasas de liberación de H2 y vapor, el diseño de reactor y contención, la operabilidad de los sistemas de extracción de calor y las estrategias de mitigación (de Boeck, 1999).
1.2.1 Liberación de vapor e hidrógeno a la contención
Dependiendo del accidente de que se trate, las fases de generación y liberación a contención del hidrógeno producido pueden no coincidir en el tiempo ni en sus escalas características. El punto de partida de cualquier cálculo predictivo orientado a los análisis de distribución es determinar las tasas de liberación del hidrógeno y el vapor al interior de la contención. Según mostró el accidente de TMI-2 (Idaho, 1981), pueden considerarse estas tres fases durante la liberación de gases desde el sistema de refrigeración del reactor a la contención: (1) liberación sólo de vapor, (2) liberación combinada de vapor e hidrógeno, y (3) finalización de la liberación de hidrógeno con liberación continuada de vapor.
1.2.2 Distribución por la contención
Conocidas las características de las fuentes de hidrógeno y de vapor, el siguiente paso consiste en analizar el transporte y la distribución de los gases liberados junto con el aire presente en el edificio de contención. Como resultado de este análisis debe poder conocerse el valor de la temperatura, la presión y la composición de la atmósfera de contención y su distribución espacio-temporal (Breitung, 2000). Para poder describir con la precisión adecuada fenómenos como la acumulación local o la estratificación, es necesario modelar con una muy alta resolución espacial una gran cantidad de fenómenos físicos y propiedades termodinámicas interrelacionados.
1.2.3 Códigos de cálculo
Establecido el conjunto de condiciones iniciales y condiciones geométricas, es posible predecir la distribución y mezcla de hidrógeno/aire/vapor en la contención. Se han desarrollado numerosos códigos de cálculo para llevar a cabo estos análisis, y pueden agruparse en dos familias principales: los códigos de valores promedio (LP, según la
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nomenclatura anglosajona “lumped parameter”) y los códigos de mecánica de fluidos numérica (o CFD, acrónimo de “Computational Fluid Dynamics”). La posible condensación del vapor sobre paredes y estructuras es un proceso fundamental que debe considerarse en cálculos fiables. Los modelos de condensación de vapor en paredes pueden seguir tres aproximaciones: leyes empíricas (correlaciones) obtenidas de una amplia base de datos experimental, correlaciones derivadas de la analogía masa-calor (Chilton-Colburn), o resolución de las ecuaciones de transferencia de masa y calor acopladas en las proximidades de la pared.
1.3 IGNICIÓN Y COMBUSTIÓN DE HIDRÓGENO
El análisis complete del riesgo asociado al hidrógeno en centrales nucleares consta de cuatro aspectos diferenciados: (1) producción y liberación de hidrógeno y vapor, (2) distribución y mezcla de los gases liberados por la atmósfera de contención, (3) análisis de fuentes ignitoras e ignición y (4) combustión de los gases. Cada uno de ellos presenta sus escalas espacio-temporales particulares. Así, mientras los procesos de distribución de gases pueden necesitar de escalas de tiempo del orden de horas o incluso días, la combustión suele transcurrir en intervalos de segundos. Los cálculos analíticos de distribución y combustión deben contemplar la compleja geometría de la contención completa incluidas sus estructuras, mientras que la ignición es un fenómeno más localizado. El análisis completo debe cubrir todos estos aspectos, siendo la ignición el puente entre los análisis de distribución y combustión (Bielert, 1999).
La reacción general de combustión H2-O2 no ocurre de forma directa, ni siquiera a temperaturas elevadas. La transformación de las moléculas de H2 y O2 en moléculas de agua tiene lugar gracias a la presencia de radicales libres. En primer lugar, las reacciones de iniciación producen radicales H y O a partir de las moléculas originales. A continuación, se forman otros radicales –como el OH- y también H2O en las llamadas reacciones de propagación. Las reacciones de terminación producen moléculas estables (como la de H2O o los reactivos originales) a partir de radicales. La energía liberada en el proceso puede producir el fallo de la contención por su sobrepresurización por cargas estáticas/dinámicas, generación de proyectiles o fallos de componentes por efectos de presión o temperatura.
1.3.1 Ignición
La ignición es el proceso necesario para que una reacción de combustión de hidrógeno tenga lugar. En ausencia de igniciones deliberadas, la ubicación y el momento en que aquélla tiene lugar no puede predecirse de forma determinista. Existen muy diversas fuentes potenciales de ignición en el escenario de un accidente más allá de la base de diseño: equipos eléctricos, reventones de tuberías, partículas fundidas (Breitung, 2000).
En este caso, deberían analizarse las consecuencias de la ignición aleatoria.
Capítulo 1
1.3.2 Llamas de Difusión
Las llamas de difusión no suponen una amenaza a la integridad de la contención en términos de presurización de la misma, sino en cuanto a la carga térmica que introducen.
Las cargas térmicas ejercidas por llamas de difusión estabilizadas pueden tener lugar a través de tres mecanismos: contacto directo con las estructuras o componentes de aislamiento, transmisión de calor por radiación y convección de los productos de combustión calientes. Los códigos utilizados para simular estos fenómenos específicos están en fase de validación frente a experimentos de llamas de difusión a pequeña escala (Breitung, 2000).
1.3.3 Deflagración
Las deflagraciones son frentes de reacción que se propagan en atmósferas premezcladas, en las que los gases reactivos se ven calentados desde el frente de reacción por conducción térmica a temperaturas suficientes como para entrar en reacción. El frente de reacción se propaga así a velocidad subsónica con respecto a los gases no quemados, lo que resulta en cargas estáticas o cuasiestáticas de presión. Para que ocurra una deflagración significativa, la composición de la atmósfera debe estar dentro de los límites de inflamabilidad y debe haber una fuente ignitora presente. Sin ignición deliberada, las fuentes ignitoras en contención suelen proceder de chispas producidas por equipos eléctricos.
Experimentos de laboratorio han demostrado que, cuando se produce la combustión a través de chispas de mezclas hidrógeno-aire cuya composición se encuentra cerca del límite inferior de inflamabilidad, dicha combustión es incompleta (Marshall, 1986), (Whitehouse, 1996). La completitud de las combustiones en mezclas en reposo aumenta con la XH2 en dicho rango del 4% al 8%, siendo prácticamente completas a partir del 8%
vol.
1.3.4 Detonación
Las detonaciones son frentes de combustión donde el calentamiento de los gases reactantes tiene lugar por la compresión ejercida por ondas de choque. Por tanto, las detonaciones viajan a velocidades supersónicas y producen sobre la contención cargas dinámicas (impulsos), así como cuasiestáticas. La detonación de hidrógeno puede iniciarse de forma directa o a través de los procesos de aceleración de la llama (FA) y de transición deflagración-detonación (DDT). La iniciación directa requiere una fuente ignitora de gran potencia. En el ambiente de una contención no existen tales fuentes, por lo que los procesos de FA y DDT son la principal vía potencial de aparición de este régimen de combustión. La aceleración de la llama se produce por procesos de turbulencia, cambios de geometría y obstáculos (de Boeck, 1999).
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1.3.5 Métodos para Determinar el Régimen de Combustión
Pueden seguirse dos aproximaciones complementarias para establecer el potencial de riesgo en contención en el transcurso de accidentes con liberación de hidrógeno: (1) los diagramas ternarios de Shapiro-Mofette, y (2) los criterios empíricos σ y λ de FA y DDT.
La aproximación del diagrama ternario es la más sencilla y rápida, si bien tiene la limitación de estar apoyada en experimentos de pequeña escala. La aproximación σ-λ es más efectiva, aunque precisa de cálculos complementarios con códigos CFD.
Los criterios σ y λ se han desarrollado respecto a su aplicabilidad para los análisis de accidentes basados en escenarios con elevadas tasas de liberación de hidrógeno en ambientes con elevado contenido en vapor. Basándose en los resultados de los análisis de distribución, estos criterios permiten determinar el régimen de combustión esperable.
Debe comenzarse determinando la nube donde el índice σ>1, con el fin de establecer su tamaño característico. A continuación, puede hacerse uso del criterio λ para determinar si existe riesgo de DDT. En caso de violación de los criterios, debe realizarse la simulación del proceso de combustión (Bielert, 2001).
1.4 EFECTOS DE LA COMBUSTIÓN DEL HIDRÓGENO
Los principales efectos de la combustión del hidrógeno en la contención son:
• Cargas de presión y temperatura sobre las estructuras.
• Amenazas a sistemas y equipos.
• Modificación del término fuente.
1.4.1 Cargas de Presión
Un frente de combustión puede considerarse como una fuente de energía que, en su desplazamiento, genera ondas de presión. En el límite de deflagraciones lentas (velocidad del frente de llama < velocidad del sonido) puede considerarse que la presión es prácticamente uniforme en toda la contención. El ritmo de incremento de la presión será más bien lento y la carga de presión puede considerarse estática. Por el contrario, para deflagraciones muy rápidas y detonaciones, las ondas de presión y de choque pueden ejercer cargas de tipo dinámico (impulso).
1.4.2 Cargas de Temperatura
Las elevadas temperaturas asociadas a la combustión del hidrógeno podrían suponer una amenaza a los equipos y sistemas de seguridad. Sin embargo, por la comparativamente baja capacidad calorífica de la atmósfera de contención y por la presencia de vapor, estas temperaturas tan elevadas no pueden mantenerse durante mucho tiempo, de modo que los equipos cualificados ante accidente base de diseño (LOCA) no se verán afectados por el transitorio de temperatura de una única deflagración. En efecto, se ha comprobado que