Análisis de transitorios de inserción de reactividad en reactores integrados para soporte al diseño de un sistema de extinción por Boro

Transcripción

1 1 Análisis de transitorios de inserción de reactividad en reactores integrados para soporte al diseño de un sistema de extinción por Boro Hegoburu, P.J. 2, Giménez, M.O Instituto Balseiro, S. C. de Bariloche, Argentina. 2 Centro Atómico Bariloche, S. C. de Bariloche, Argentina (CNEA). hegoburu@cab.cnea.gov.ar gimenez@cab.cnea.gov.ar Resumen En este trabajo se analiza, en el reactor CAREM-25, la fenomenología y la efectividad asociadas a la actuación de Segundo Sistema de Extinción (SSE). Este sistema descarga una solución de veneno neutrónico (boro) por acción de la gravedad en la rama fría del sistema primario. En primera instancia se estudió al SSE en forma aislada, con un modelo desarrollado en base al código RELAP5, a fin de obtener una correcta simulación de la descarga. Luego de integrar el modelo del SSE al modelo del sistema primario, se simuló, entre otros, el evento iniciante de extracción espuria de la barra más pesada del Sistema de Ajuste y Control (SAC), a velocidad nominal (1 cm/s), con falla del Primer Sistema de Extinción (PSE, sistema de extinción rápido por barras absorbentes) y éxito del SSE. Este evento se caracteriza por un aumento de la potencia generada en el núcleo, de la temperatura del combustible, la temperatura, presión y caudal del sistema primario, observándose una disminución de los márgenes al flujo crítico de calor (DNBR y CPR). Dado que se postula la falla del Primer Sistema de Protección del Reactor (PSPR), el SSE es demandado por parte del Segundo Sistema de Protección del Reactor (SSPR), al alcanzarse el valor de disparo por muy alto flujo neutrónico. Como resguardo, el SSPR también demanda directamente al PSE que por hipótesis falla-. Por otro lado, luego de la señal de disparo del SSE el sistema de control reduce el caudal de alimentación a los generadores de vapor. Dado que los coeficientes de realimentación de reactividad son negativos, el aumento del vacío en el refrigerante y de las temperaturas del combustible y del refrigerante tienden a compensar la inserción de reactividad positiva hasta la llegada del boro al núcleo del reactor, la cual ocurre unos 30 segundos luego de la demanda del SSE. Este evento se analiza realizando distintas combinaciones de hipótesis como la reducción o no de la alimentación a los generadores de vapor, en simultáneo con la demanda del SSE. Se concluye que para los casos analizados, el SSE es capaz extinguir y de mantener el reactor subcrítico, no superando los límites de DNBR y CPR establecidos por diseño para este tipo de eventos.

2 2 Introducción. El prototipo CAREM (CAREM-25) es una central de ciclo indirecto, de agua liviana y uranio enriquecido, con rasgos y características distintivas que simplifican el diseño y contribuyen a un nivel de seguridad superior respecto de la actual generación de reactores nucleares. Algunas de las características principales de la planta son: sistema primario integrado, refrigeración del núcleo por circulación natural, autopresurización, contención del tipo supresora de presión y sistemas de seguridad de extinción y refrigeración pasivos, y con una autonomía de 36 hrs período de gracia sin necesidad de energía eléctrica de potencia ni acciones humanas. Desarrollo del modelo del sistema de inyección de boro. El sistema de inyección de boro o Segundo Sistema de Extinción (SSE), tiene por función la extinción del reactor y debe ser capaz de mantener la subcriticidad del núcleo en todos los estados de la planta, incluyendo los más reactivos, ante la falla de la extinción del reactor por parte del sistema de barras absorbentes o Primer Sistema de Extinción (PSE). Esta función se cumple inyectando una solución química de boro ubicada en un tanque elevado por sobre el pelo de agua del reactor para producir la descarga por gravedad y conectando dicho tanque por la parte superior con el domo de vapor del sistema primario para ecualizar presiones con el mismo, y por la parte inferior con el recipiente de presión para producir la descarga en la zona de entrada de los generadores de vapor. La solución borada se encuentra a una temperatura (se encuentra subenfriada) tal que ante un evento de pérdida de refrigerante y con falla del PSE, no entre en ebullición durante la descarga de la misma al sistema primario. Al demandarse la acción del SSE, se puede esperar un comportamiento siguiendo la siguiente dinámica. Inicialmente se abre la válvula de ecualización de presiones que puede o no generar un ingreso inicial de vapor del sistema primario según el evento iniciante. Luego se realiza la apertura de la válvula de descarga que provoca, por un lado la descarga de la solución borada y por otro una demanda de vapor del domo, para compensar el volumen de líquido inyectado por el SSE al sistema primario, por lo que se observa una leve pérdida de presión en el sistema primario. Esta demanda de vapor, provoca que se genere una mayor cantidad de vacío en el núcleo, insertando una reactividad por densidad de refrigerante negativa, provocando que la potencia del núcleo tienda a disminuir. Por otro lado, la demanda de vapor del domo también causa el aumento de la fracción de vacío en la chimenea que junto con el agua inyectada por el SSE a menor temperatura que la del sistema primario, en la entrada a los generadores de vapor, provocan un aumento de la fuerza boyante, por lo tanto un aumento de caudal del sistema primario. Al aumentar el caudal, se provoca una reducción en la generación de vapor en el núcleo, por lo que se inserta reactividad positiva por aumento de la densidad de refrigerante, que tiende a aumentar levemente la potencia del núcleo. Es por ello que para reducir este aumento de potencia se coloca, antes del tanque de almacenamiento de solución borada y conectado a la línea de ecualización, un pequeño

3 3 presurizador en condición de saturación a presión nominal del reactor de manera que genere un estrato saturado que disminuya la toma de vapor del sistema primario. En este trabajo se utilizará el código de planta RELAP para el modelado de este sistema y del reactor. Este código ha sido desarrollado para realizar simulaciones de transitorios mejor estimación para distintos tipos de reactores. Se basa en un modelo no homogéneo y de no equilibrio para sistemas de dos fases que es resuelto por un esquema numérico parcialmente implícito. Este código utiliza tres ecuaciones (masa, energía y momento) para cada fase, además de dos adicionales para la difusión de gases no condensables (en la fase vapor) y de boro (en la fase líquida); además utiliza ecuaciones de cinética puntual para modelar la neutrónica del reactor. Es de interés que el código represente correctamente el estrato de líquido saturado, del presurizador del SSE y su desplazamiento en el tanque de boro durante la descarga, ya que éste por un lado domina el consumo de vapor del domo, y por otro interactúa con la solución borada subenfriada. El código presenta opciones para el modelado de frentes de temperatura mediante el modelo thermal front tracking model y del nivel mediante dos modelos, vertical stratification model y level tracking. En las figuras Figura 1 y Figura 2 se muestra la evolución de la temperatura de líquido para una nodalización de cinco volúmenes en el tanque de almacenamiento de la solución borada. Se puede observar que con el modelo thermal front tracking model activado (figura Figura 1) no se presenta un aumento de la temperatura de los volúmenes inferiores al volumen que contiene el estrato saturado, manteniendo la temperatura de estos en su valor inicial hasta que el estrato de líquido saturado comienza a transitar los mismos, y por lo tanto, comienza a aumentar la temperatura de líquido del volumen. Inicialmente se observa un aumento lineal de la temperatura debido al ingreso del agua saturada al volumen y luego comienza un aumento hiperbólico debido al vaciamiento del volumen, dado que el código asume una temperatura de líquido promedio en el volumen. A continuación se muestran los cálculos para determinar la temperatura de líquido promedio en los distintos volúmenes del tanque de almacenamiento de las solución borada (TKB) a medida que el estrato saturado que proviene del presurizador del SSE avanza por la descarga del líquido al sistema primario del reactor. En la Figura 3, se muestra un volumen genérico de la nodalización del SSE. Sea este volumen alguno de los pertenecientes al TKB. En primera instancia, el volumen de interés se encuentra a la temperatura inicial del TKB, sea ésta T 0. En un momento posterior comienza a ingresar el estrato de agua saturada (a una temperatura mayor a T 0, llamémosla T E ) proveniente del presurizador, cabe aclarar que se tomará como hipótesis que no se condensa vapor proveniente del domo del reactor, por lo que el espesor del estrato, visto en la dirección vertical, permanece constante. Como última hipótesis, se plantea que la temperatura de salida del volumen permanece constante e igual a T 0, hasta que desaparezca el líquido a esa temperatura y sólo esté presente en el volumen el estrato saturado, repitiéndose el mismo análisis para el volumen siguiente.

4 4 Sea T l la temperatura de líquido promedio en el volumen, en la ecuación (1) se muestra como se promedia la temperatura del líquido dentro del volumen para resultar en una única temperatura de líquido. (1) El cálculo de la temperatura promedio, entonces, se divide en dos etapas. La primera es cuando comienza el ingreso del estrato saturado al volumen y la segunda cuando ya ingresó todo el estrato y sólo ingresa vapor al volumen. En ambas etapas, la cantidad de líquido a T 0 contenido en el TKB disminuye. Es útil remarcar que el área transversal del volumen se mantiene constante, por lo que el cálculo de los volúmenes puede resumirse en las variaciones de alturas. La primera etapa corresponde al esquema de la izquierda de la Figura 3. Se observa que el alto del volumen se mantiene constante e igual a L, y la variable es el alto del estrato saturado ingresante que se la denomina x = x(t). Por lo tanto, aplicando las hipótesis planteadas se obtiene: (2) Por lo que:

5 5 (3) En este caso se conserva el volumen, por lo tanto: (4) Entonces: (5)

6 6 Mostrando de esta forma, que el comportamiento esperado de la temperatura de líquido promedio dentro del volumen de interés es lineal al ingresar el estrato de agua saturada, tal cual fue evaluado por el código (Figura 1). Para la segunda etapa, se debe observar el esquema de la derecha de la Figura 3. En esta etapa deja de ingresar líquido saturado al volumen y se forma un estrato saturado de altura constante e igual a E, ya que una de las hipótesis es que no se produce condensación en las paredes provocando que este estrato pudiera aumentar. Resulta ser que, para esta etapa, la altura de líquido disminuye, por lo que L = L(t). Dada la conservación del volumen, la variación de la altura de líquido en el volumen puede determinarse por: (6) Para esta etapa, la ecuación Error! No se encuentra el origen de la referencia. resulta tener la siguiente forma: (7) Reemplazando la ecuación (6) en la (7) se obtiene: (8) Agrupando se obtiene la temperatura de líquido promedio para esta etapa: (9) De esta forma se muestra que el comportamiento de la temperatura de líquido promedio del volumen es hiperbólico, una vez que comienza a ingresar vapor al mismo y esto se debe a la hipótesis planteada de que no se mezcla el líquido "frío" con el "caliente", y por lo tanto que la temperatura de líquido de salida es constante, por lo que la temperatura

7 7 de líquido del volumen siguiente no debería aumentar hasta que el estrato saturado comience a ingresar en él. Esto también se observa en los resultados del código (figura 1) Dadas estas características del SSE, el modelo thermal front tracking model, es adecuado para modelar la evolución de la descarga del sistema, ya que éste evita la mezcla ficticia del líquido contenido en un volumen y permite una descripción confiable del avance del frente térmico. Además de la presencia del estrato saturado, el código debe representar adecuadamente los regímenes de flujo en los distintos volúmenes, el caudal de descarga del sistema y la condensación de vapor en las estructuras. Para esto se realizaron estudios paramétricos con la cantidad de volúmenes que representan al sistema y los modelos activados en los mismos; y además se agregaron las estructuras de calor a la nodalización. Por los datos del sistema se espera que se descarguen aproximadamente 300 kg adicionales. En las figuras Figura 4, Figura 5, Figura 6 y Figura 7, se muestran respectivamente el caudal de entrada y salida del SSE, la temperatura de líquido y los regímenes de flujo en los distintos volúmenes del TKB y por último la masa de líquido total descargada por el SSE al sistema primario. Como conclusión de esta parte del trabajo se puede decir que el código RELAP es dependiente de la selección de modelos y de la nodalización que se realice para predecir correctamente la descarga del sistema de inyección de boro. Por otra parte, una vez consolidado el modelo, se obtiene un correcto modelado del caudal de descarga, de los regímenes de flujo, de la temperatura en los distintos volúmenes y de la masa de líquido total entregada por el sistema teniendo en cuenta la condensación del vapor en las estructuras del mismo. Extracción espuria a velocidad nominal (1 cm/s) de la barra absorbente más pesada del SAC, con falla del PSPR y del PSE, con éxito del SSE Dadas las características de los reactores integrados, la eyección de una barra de control no puede ocurrir debido a que los mecanismos de control se encuentran dentro del recipiente de presión, sin la presencia del capuchón típico que se encuentra en otro tipo de reactores, como los PWR. Por lo tanto, las inserciones de reactividad por extracción espuria de la barra más pesada del Sistema de Ajuste y Control (SAC), se darán a las velocidades en las que puedan moverse los sistemas de control. En operación normal, la velocidad que puede alcanzar es de 1 cm/s. En este trabajo, son de interés los eventos que demandan la acción del SSE. Por lo que se va a proponer la falla, no sólo del PSE, sino que, también la falla del PSPR. Este tipo de hipótesis provocan que el evento a estudiar pueda producir una mayor exigencia a la planta.

8 8 Para este evento se plantean las siguientes hipótesis, que generarán un escenario conservativo: 1. Falla de la detección del evento por parte del PSPR. 2. Detección del evento por primer parámetro de disparo del SSPR. 3. Retardo por electrónica de 1 segundo. 4. Falla de la caída de barras del SER por atascamiento mecánico. Esto indica que fue exitoso el cierre de la válvula de alimentación a los mecanismos. 5. Conmutación del caudal de alimentación a los generadores de vapor al 3% de forma automática con la demanda del SSE. 6. Coeficientes de realimentación con una penalización del -15%, ya que por la fenomenología del evento, a corto plazo las realimentaciones ayudan a apagar el núcleo. 7. Incremento del peso en reactividad de la barra extraída en un +20%. 8. Inserción de reactividad final debida a la extracción de la barra más pesada del SAC interrumpida con la demanda de caída de barras, por parte del SSPR, debido al éxito del cierre de la válvula de alimentación a los mecanismos, por lo que la reactividad insertada se mantiene constante en el valor al que llegó al momento de detectarse el evento, ya que se supone que la barra no cae, sino que queda inmóvil en el lugar. 9. No se le da crédito a los lazos de control de la planta para regulación de potencia, ni para control de presión ni nivel. Si se le da crédito, donde corresponda, a la conmutación mencionada en el inciso Concentración de boro 10 contenida en los tanques de almacenamiento disminuida en un -20%. 11. Sólo se tendrá en cuenta una redundancia del SSE. 12. No se tendrá en cuenta el ingreso de ninguna barra de control del Sistema de Ajuste y Control (SAC) para apagar o mantener apagado el núcleo en el tiempo de simulación. 13. El tiempo de análisis y de simulación es de 2 horas (7200 s) luego de producido el evento. Descripción del evento: Desde el punto de vista fenomenológico, el evento puede dividirse en cuatro fases: Fase 1: Aumento de potencia (0 s 20,9 s): En la Figura 8 se muestra la evolución temporal de la potencia. Debido a la inserción de reactividad positiva, se observa un aumento de la potencia generada en el núcleo, en tanto que la potencia removida por los GV permanece prácticamente constante. En la Figura 9 se muestra la evolución temporal de la reactividad. Debido a la inserción de reactividad positiva por la extracción de la barra absorbente más pesada, se observa que la reactividad total toma valores positivos en forma continua. A su vez, la inversa del período tiene un salto a un valor positivo correspondiente al aumento de la potencia generada en el núcleo, sin llegar a demandar los sistemas de protección porque su

9 9 valor no alcanza el límite de disparo. Dado que los coeficientes de reactividad son negativos, la realimentación de reactividad en el combustible y en el refrigerante tiende a compensar la inserción de reactividad externa; por lo tanto, se observa que la reactividad total es siempre menor a la insertada y que la inversa del período disminuye luego del salto inicial. Debido al aumento de la potencia generada en el núcleo (Figura 8) disminuyen los márgenes al flujo crítico de calor DNBR y CPR (Figura 10), calculados con el código DNBTRANS a partir de la evolución de potencia del reactor y evaluando tolerancias de fabricación e incertezas de cálculo. Por otra parte, se observan aumentos en las temperaturas de vaina y de centro del combustible para la barra combustible caliente (Figura 11 y Figura 12 respectivamente), evaluada con los correspondientes factores de pico pero transfiriendo a un canal promedio. La potencia entregada al refrigerante a través de la vaina acompaña la excursión de potencia generada, por tal motivo, se observa en el nodo más caliente de la barra combustible caliente una acumulación de energía por unidad de masa (Figura 13) de pequeña magnitud. Dado que la potencia removida por los GV permanece prácticamente constante mientras que se produce la excursión de la potencia generada en el núcleo (Figura 8), la energía generada en este desbalance de potencia queda acumulada en el sistema primario. Este fenómeno puede ser observado en la Figura 14 en la que se muestra la evolución temporal de la presión del sistema primario. En efecto, esta magnitud se incrementa en tanto que persiste el desbalance entre la potencia generada y la removida. En la Figura 15 se muestra la evolución temporal de la fracción de vacío en distintas posiciones de la rama caliente. Se observa en ella un rápido aumento en la cantidad de vapor en la salida del núcleo como consecuencia del aumento de la potencia generada en el núcleo. A causa del aumento de la temperatura de saturación en el domo producida por la presurización del sistema primario, se observa además una leve disminución del vacío en la salida de la chimenea. En la Figura 16 se muestra la evolución temporal del caudal en varias posiciones del sistema primario. Como consecuencia del aumento de la temperatura y fracción de vacío de la rama caliente (por el incremento de la potencia generada en el núcleo) y del mantenimiento de la temperatura de la rama fría (por el gran inventario en el downcomer), se produce un aumento de la fuerza boyante entre el downcomer y la chimenea. Este fenómeno provoca un aumento del caudal del sistema primario en el núcleo, la chimenea y el downcomer. Es decir, el acople entre caudal y temperatura propio de la convección natural permite que un incremento de la potencia generada tenga como consecuencia un aumento del caudal de refrigeración de los elementos combustibles. En la Figura 17 se muestra la evolución temporal de la temperatura en distintas posiciones a lo largo del sistema primario. Debido al aumento de potencia por la inserción de reactividad positiva, se observa un aumento en la temperatura del refrigerante en la salida del núcleo; luego de un tiempo de transporte, también aumenta la temperatura en la

10 10 salida de la chimenea. Tales aumentos son de pequeña magnitud; esto se debe a que, como la rama caliente se encuentra próxima a la saturación, el incremento de potencia provoca principalmente el incremento en la fracción de vacío en la rama caliente observado en la Figura 15. A su vez, debido a la presurización del sistema primario (Figura 14) por el desbalance entre la potencia generada y la removida, aumenta la temperatura del domo, que evoluciona en forma saturada. Se observa además en la Figura 17 que no hay cambio de temperatura entre la salida de los GV lado primario y la entrada del núcleo. En el primer caso se debe a que el refrigerante no alcanza a recibir (por transporte) información sobre el aumento de la potencia generada, en el segundo caso se debe tanto a esta demora en la transmisión de la información como a que el downcomer posee una gran masa de agua a temperatura nominal. A los 16,4 s se alcanza la señal de disparo por alto flujo neutrónico (117 % - PSPR), que resulta ser el primer parámetro válido de demanda al PSE para esta secuencia. Por hipótesis de modelado, se postula la falla del PSPR por lo que no se demanda la extinción del reactor ante esta señal, por lo que el evento continúa con su evolución. A tiempo t = 20,9 s se alcanza la señal de disparo por muy alto flujo neutrónico (121,5 % - SSPR), por lo que a t = 21,9 s (por hipótesis de modelado, posee 1 s de demora en la lógica), se demandan la actuación del PSE, del SSE y de la conmutación del caudal de alimentación al GV al 3 % del nominal. La actuación del PSE no se hace efectiva por hipótesis de modelado. Debido al éxito del SSPR y ya que por hipótesis de modelado se asume que se corta el caudal de alimentación a los mecanismos, se desencadena que cesa la extracción de la barra absorbente (la reactividad insertada permanece constante, suposición de que la barra extraída no cae, sino que se mantiene en su posición final) y se demanda la reducción del caudal de alimentación a los GV (al 3 % del valor nominal mediante una rampa de 10 s). Fase 2: Limitación de la potencia generada en el núcleo por realimentación neutrónica (20,9 s 62,3 s): Como consecuencia del desbalance entre la potencia generada en el núcleo y la removida por los GV, la presión del sistema primario (Figura 14) continúa aumentando. Este aumento es mayor en esta fase que en la anterior debido a la reducción del caudal de alimentación a los generadores de vapor. A los 21,9 s se abre la válvula de ecualización de presiones del SSE, Figura 18. Puede observarse que, antes de abrirse la válvula de ecualización de presiones, en el SSE se mantuvo la presión en el valor nominal (12,25 MPa), dado que es la condición del sistema a la espera, luego de la apertura de esta primer válvula, se producen oscilaciones en la presión del SSE debido al ingreso de vapor del sistema primario a mayor presión, alcanzándose el equilibrio de presiones antes de que se abra la válvula de descarga a los 26,9 s. La reducción del caudal de alimentación a los GV produce un aumento de la temperatura del refrigerante en la salida de los GV lado primario (Figura 17). Este aumento

11 11 provoca una disminución de la fuerza boyante entre el downcomer y la chimenea y, en consecuencia, disminuye el caudal en varias posiciones del sistema primario (Figura 16). La disminución del caudal provoca un aumento del tiempo de residencia del refrigerante en la zona activa; por tal motivo, la temperatura del refrigerante en la salida del núcleo aumenta en esta fase con mayor rapidez que en la fase anterior (Figura 17). Debido al corte de alimentación a los mecanismos se interrumpe la extracción de la barra absorbente, por lo que permanece constante la reactividad insertada (Figura 9). A su vez, los incrementos de la temperatura y del vacío del refrigerante en la zona activa y de la temperatura del combustible provocan una inserción de reactividad negativa, por lo que la reactividad total comienza a disminuir. Esta disminución es tal que, eventualmente, la reactividad total comienza a oscilar en torno al valor nulo, por lo que la potencia generada en el núcleo (Figura 8) deja de aumentar y también presenta un comportamiento oscilatorio. Es decir, la respuesta intrínseca del reactor compensa la reactividad positiva insertada hasta que llega al núcleo el frente de agua borada del SSE. Esta realimentación se ve favorecida por la conmutación en la alimentación a los GV, que contribuye en la generación de vacío en la zona activa mediante la saturación del sistema primario. A los 47,9 s, la presión del sistema primario (Figura 14) alcanza los 13,8 MPa; por tal motivo, se demanda la actuación del SECR, Figura 8. No pudiendo evitar el incremento de la presión, ésta continúa aumentando, hasta que a los 50,8 segundos se alcanzan los 14 MPa; por tal motivo, se demanda la actuación de la primera válvula de seguridad del RPR, (Figura 19). En consecuencia, luego de alcanzar los 14,02 MPa, presión máxima del evento, la presión del sistema primario comienza a disminuir; y en consecuencia también lo hace la temperatura de saturación. Esta caída de presión provoca una evolución saturada del refrigerante del sistema primario, excepto por el refrigerante que se encuentra entre la salida de los generadores de vapor lado primario y la zona activa del núcleo, debido a la extracción de potencia por los generadores de vapor dado por el caudal que se mantiene en los mismos. El final de esta fase está marcado por la llegada al núcleo del frente de agua borada proveniente del SSE, aproximadamente a los 60 s. En dicho momento, comienzan a disminuir la reactividad total (Figura 9) y por ende la potencia generada en el núcleo (Figura 8), que alcanza como máximo el valor 123,9 MW. Los márgenes al flujo crítico DNBR y CPR (Figura 10) alcanzan sus valores mínimos (1,345 y 1,268 respectivamente), manteniéndose en todo momento en valores mayores a los límites de seguridad (1,25 y 1,13 respectivamente). A su vez, las temperaturas de vaina (T VCC ) y de centro del combustible de la barra combustible caliente (T CC ) alcanzan respectivamente los valores máximos, T VCC,MÁX = 347,2 ºC y T CC,MÁX = 1320,5 ºC (Figura 11 y Figura 12). Por otro lado, la energía por unidad de masa en el nodo más caliente de la barra combustible caliente (Figura 13) alcanza como máximo el valor 258,2 J/g, manteniéndose muy por debajo del valor límite 961 J/g. Fase 3: Extinción del reactor por el SSE (62,3 s 200 s): A partir de los 62,3 s, el sistema primario comienza a llenarse de boro, por lo que la potencia generada en el núcleo (Figura 8) comienza a disminuir, alcanzando valores

12 12 correspondientes a los de decaimiento y manteniéndose en dicho estado hasta el final de la simulación. En consecuencia, se observa un aumento de los márgenes de flujo crítico de calor (Figura 10) y una disminución de las temperaturas de vaina y de centro del combustible para las barras combustibles promedio y caliente. Debido a la acción del SECR, la apertura de una única válvula de seguridad (Figura 19) y a la disminución de la potencia generada, se despresuriza el sistema primario (Figura 14), que a tiempo 87,2 s cae por debajo de los 13,3 MPa; por tal motivo, se demanda el cierre de la válvula de seguridad, cesando la salida de refrigerante del recipiente y aumentando (a un valor menos negativo) la pendiente con la que se despresuriza el sistema primario. La temperatura del refrigerante en la salida del núcleo (Figura 17) comienza a disminuir como consecuencia de la extinción del reactor, por lo que luego del incremento observado en la fase anterior se conforma un frente de temperatura que se propaga a lo largo del sistema primario. Luego de un tiempo de transporte, este frente se observa también en la salida de la chimenea, llegando eventualmente a la salida de los GV lado primario y a la entrada del núcleo. A su vez, debido a la despresurización del sistema primario, disminuye la temperatura del domo, que evoluciona en forma saturada. Como consecuencia de la extinción del reactor se observa en la salida del núcleo una disminución en la cantidad de vapor. A su vez, dado que la temperatura de saturación en el domo cae por debajo de la temperatura en la salida de la chimenea, los frentes de temperatura que se propagan por el sistema primario originan fluctuaciones en la cantidad de vacío en la rama caliente (Figura 15). Como consecuencia de la disminución en la generación de vacío en la región activa se observa un incremento del caudal de entrada al núcleo (Figura 16), que tiene por objetivo llenar el espacio del núcleo que antes era ocupado por el vapor. A su vez, la disminución de la temperatura y fracción de vacío de la rama caliente (por la extinción del reactor) y la llegada al downcomer de los frentes de temperatura producen una disminución de la fuerza boyante entre el downcomer y la chimenea, que provoca una disminución del caudal del sistema primario en el núcleo y la chimenea; no obstante, las fluctuaciones de vacío en la rama caliente provocan fluctuaciones en el caudal del sistema primario. Dado que el coeficiente de reactividad por potencia es negativo, inicialmente la realimentación de reactividad tiende a compensar la inserción externa de reactividad; pero en este momento, la disminución de la temperatura del combustible y del refrigerante por debajo de los valores nominales, producida por la extinción del reactor, provoca una realimentación de reactividad positiva. En consecuencia, la reactividad total es siempre mayor (menos negativa) que la insertada por el SSE, pero suficiente para mantener al reactor en estado subcrítico hasta el final de la simulación. Resulta oportuno aclarar que no se modela el envenenamiento por Xe, y que su efecto contribuye favorablemente a la extinción del reactor. El final de esta fase está marcada por la llegada de la potencia generada en el núcleo a valores equivalentes a los generados por decaimiento a los 200 s de comenzado el evento.

13 13 Fase 4: Despresurización del sistema primario y refrigeración a largo plazo (200 s fin de la simulación): Al inicio de esta fase desaparecen, por difusión y mezclado, los frentes de temperatura que se propagaban a lo largo del sistema primario; por tal motivo, su caudal se establece en un valor cercano a los 177 kg/s, controlado por la convección natural y suficiente para mantener refrigerados en todo momento a los elementos combustibles. En la Figura 20, se muestra el caudal de descarga del SSE. Puede observarse que el fin de la descarga ocurre aproximadamente 500 segundos luego de que se demanda la extinción del reactor por parte del SSE, cumpliendo de esta manera con los criterios de tiempo mínimo y máximo de descarga. En la Figura 21, se muestra la concentración de boro 10 en distintas posiciones del sistema primario. Puede observarse que a partir de los 500 s se mantiene una concentración homogénea en todo el circuito de refrigeración del sistema primario, capaz de mantener el núcleo subcrítico (Figura 9) hasta el final de la simulación. La temperatura del sistema primario (Figura 17) disminuye en forma monótona hasta el final de la simulación. A su vez, la presión (Figura 14) continúa su disminución, quedando por debajo de los 10 MPa a partir de los 1200 s. La potencia generada en el núcleo es la potencia de decaimiento removida por los generadores de vapor y el SECR, y el núcleo se mantiene subcrítico hasta el final de la simulación. Comparación de resultados con combinación de hipótesis. En la sección anterior se enunciaron una serie de hipótesis que dan pie a una combinación de eventos que podrían ocurrir en la planta. En todas se propuso el fallo de la detección del evento por parte del Primer Sistema de Protección del Reactor, y se plantea que la detección se produzca por el Segundo Sistema de Protección del Reactor. En la sección anterior se mostró la evolución de la planta para la combinación de hipótesis más probable, dentro de las que se plantearon, para poder entender la dinámica de la planta ante este tipo de eventos. Las hipótesis que marcan las diferencias entre los transitorios que se compararán en esta sección son: por un lado la activación automática, es decir al momento que se lo demanda por señal del SSPR, o manual, el operador envía la señal 200 segundos después de detectado el evento, de la conmutación del caudal de los generadores de vapor al 3% del valor nominal, y por otro lado, el cese de la extracción de la barra más pesada del SAC por cierre de la válvula de alimentación a los mecanismos hidráulicos del sistema de control o la extracción total de la barra por falla del cierre de la misma válvula, dado que esta última hipótesis requiere una combinación de fallas mayor que para el resto de los eventos, no se analizarán los casos de extracción total de barra de control.

14 14 En la Figura 22 se muestra la comparación de la potencia generada en el núcleo en cada una de las simulaciones. A corto plazo puede observar que en la simulación en la que la conmutación del caudal de alimentación a los generadores de vapor se realiza de manera automática, se produce una limitación del aumento de potencia, debido a las realimentaciones dinámicas de la planta. Para el caso en el que la conmutación es de manera manual, con la extracción interrumpida, la potencia también se limita por las realimentaciones dinámicas, pero en menor medida. A medida que avanza el tiempo en los transitorios, puede observarse que en el evento en el que la conmutación del caudal de alimentación a los generadores de vapor se produce de manera manual, aparecen oscilaciones de potencia debidas a la competencia entre las realimentaciones dinámicas de la planta con la reactividad insertada por el boro. Mientras que para los transitorios en los que la conmutación se realiza de manera automática con la demanda del SSE, el comportamiento de la potencia es similar a la descripta en la sección anterior. En la Figura 23 y Figura 24, se muestran los márgenes al flujo crítico de calor, DNBR y CPR respectivamente. En ningún caso se superan los límites impuestos, cabe aclarar que el límite mostrado es para eventos que pertenezcan a la base de diseño, por lo que esta superación no debe provocar alguna modificación en el diseño de la planta. En la Figura 25 se muestra la presión para ambas simulaciones, se puede observar que al demandar la conmutación del caudal de alimentación a los generadores de vapor la presión es superior debido a que la remoción de calor del sistema primario disminuye; sin embargo para el otro caso, la presión no aumenta en la misma medida, sin requerirse la acción ni de la válvula ni del SECR. Conclusiones. En la primera sección de este trabajo se generó un modelo del Segundo Sistema de Extinción para un reactor integrado. Este sistema inyecta una solución rica en boro 10 (veneno neutrónico) desde un tanque elevado por sobre el pelo de líquido del nivel del reactor en operación normal. De esta parte del trabajo se concluye que el código RELAP es muy dependiente de la selección de modelos y de la nodalización que se realice para predecir correctamente la descarga del sistema de inyección de boro. Por otra parte, una vez consolidado el modelo, se obtuvo un correcto modelado del caudal de descarga, de los regímenes de flujo, de la temperatura en los distintos volúmenes y de la masa de líquido total entregada por el sistema teniendo en cuenta la condensación del vapor en las estructuras del mismo. Luego se analizaron eventos de inserción de reactividad debido a la extracción de la barra más pesada del Sistema de Ajuste y Control a la velocidad nominal (1 cm/s). Dadas las combinaciones de casos estudiados, se puede concluir que es aconsejable realizar una disminución del caudal de alimentación a los generadores de vapor al demandarse la extinción del reactor, de manera de reducir la potencia extraída del sistema primario, provocando una inserción de reactividad negativa por realimentación neutrónica

15 15 que favorece el apagado del núcleo. Aquellos casos en los que no se realizó la conmutación del caudal en conjunto con la demanda de la extinción del reactor se observa una mayor exigencia para los elementos combustibles, con respecto a la potencia generada y los márgenes al flujo crítico de calor. Por otro lado, una reducción de la potencia removida del sistema primario trae aparejado un aumento en la presión del sistema primario, por lo que la estrategia de la reducción del caudal de alimentación a los generadores de vapor debería tener en cuenta ambos fenómenos. Sin embargo, debe recordarse que los eventos estudiados presentan una combinación considerable de fallas que conlleva a una frecuencia anual de ocurrencia menor a /año por evento; por lo que los criterios de aceptación aplicados para éstos son más laxos que para eventos con una frecuencia anual de ocurrencia mayor. Con respecto al desempeño del SSE en eventos de inserción de reactividad por extracción de la barra más pesada del SAC, se observa que el aumento de potencia debido a la demanda de vapor por parte del sistema de extinción queda enmascarado en el fenómeno de aumento de potencia provocada por la extracción de la barra de control y/o el control de la potencia generada por las realimentaciones dinámicas de la planta. El tiempo de descarga de la solución borada al sistema primario varía entre 460 y 500 segundos para los distintos eventos analizados y el caudal de descarga promedio es de 4 kg/s. De esta manera se comprueba el criterio de diseño del tiempo mínimo de descarga de 430 segundos para favorecer un mezclado homogéneo en el sistema primario como se mostró en las figuras correspondientes.

16 16 Figuras: Temperatura de líquido [K] tlv = 100 tlv = 101 tlv = Figura 1. Temperatura de refrigerante en los volúmenes del TKB. Con el modelo thermal front tracking model activado, t=1, y con combinación de los modelos mixture level tracking y vertical stratification model.

17 Temperatura de líquido [K] tlv = 000 tlv = 001 tlv = Figura 2. Temperatura de refrigerante en los volúmenes del TKB sin activar el modelo thermal front tracking model, t=0, y con combinación de los modelos mixture level tracking (l) y vertical stratification model (v). Figura 3. Pasaje del estrato de líquido saturado por un volumen de interés.

18 Salida Entrada 4.0 Caudal másico [kg/s] Figura 4. Comparación de los caudales másicos de entrada y salida del SSE. Jet junction Regímenes de flujo Level tracking Vertical stratified Horizontal stratified Mist post-chf Mist Inverted slug Inverted annular Mist pre-chf Annular mist Slug Bubbly Volumen 1 Volumen 5 Volumen 10 Volumen 15 Volumen 20 Volumen 25 Volumen 30 Volumen 35 High mixing mist Mist transition High mixing bubbly Figura 5. Regímenes de flujo para los volúmenes que componen el TKB.

19 Temperatura de líquido [K] Volumen 1 Volumen 5 Volumen 10 Volumen 15 Volumen 20 Volumen 25 Volumen 30 Volumen Figura 6. Temperatura de líquido en los volúmenes del TKB Integral caudal de líquido de salida Masa inicial Masa [Kg] Figura 7. Masa de líquido entregado por el Segundo Sistema de Extinción al sistema primario del reactor.

20 20 A continuación se presenta la Tabla 1, la cual indica los tiempos de los sucesos relevantes del evento: Extracción espuria a velocidad nominal (1 cm/s) de la barra absorbente más pesada del SAC, con falla del PSPR y del PSE, con éxito del SSE. Suceso Señal Comentarios Figura 0,0 Inicio de la extracción de barra absorbente más pesada del SAC Inserción de reactividad a velocidad nominal (1 cm/s) Figura 9 16,4 Primer parámetro válido de disparo del PSPR Alto flujo neutrónico (117 % - PSPR) No se da crédito a esta señal. Por hipótesis de modelado se propone la falla del PSPR. Figura 8 20,9 Primer parámetro válido de disparo del SSPR Muy alto flujo neutrónico (121,5 % - SSPR) Se envían las respectivas señales de demanda a los sistemas de extinción (PSE y SSE) y a la reducción del caudal de alimentación a los GV. 21,9 Atascamiento mecánico de las barras del SER Reducción del caudal de alimentación a los GV SSPR Se asume el éxito del cierre de la válvula de corte de la alimentación a los mecanismos de control, por lo que cesa la extracción de la barra absorbente. Por hipótesis, la caída de barras del PSE no se hace efectiva por atascamiento mecánico Inicio de la reducción del caudal de alimentación a los GV (al 3 % del valor nominal en un lapso de 10 s) Figura 9 Comienzo de la ecualización de presiones Apertura de la válvula de ecualización de presiones del SSE Figura 18 26,9 Comienzo de la descarga del veneno neutrónico SSPR Se abre la válvula de descarga del SSE Figura 18 31,9 Fin de reducción de alimentación a los GV El caudal de alimentación a los GV se redujo al 3% del valor nominal. 36,6 Segundo parámetro válido de disparo del PSPR Alta presión en el sistema primario (13 MPa - PSPR) No se da crédito a esta señal. Por hipótesis de modelado se propone la falla del PSPR. Figura 14 47,9 Actuación del SECR 13,8 MPa Insuficiencia para detener la presurización del sistema primario Figura 8 y Figura 14 50,8 Apertura de una de las válvulas de seguridad del RPR 14 MPa Despresurización del sistema primario Figura 14 ~60,0 Llegada al núcleo del frente de agua borada Comienza la extinción del reactor P MÁX = 123,9 MW p MÁX = 14,02 MPa T VCC,MÁX = 347,2 ºC T CC,MÁX = 1320,5 ºC DNBR MÍN = 1,345 CPR MÍN = 1,268 Figura 8, Figura 10, Figura 11, Figura 12 y Figura 14

21 21 Suceso Señal Comentarios Figura 87,2 Cierre de la válvula de seguridad del RPR 13,3 MPa Figura ,0 Extinción del reactor La potencia generada en el núcleo toma valores de decaimiento Figura 8 Despresurización y enfriamiento del sistema primario Disminución monótona de la presión y temperatura del sistema primario por la actuación del SECR y los GV Figura 14 y Figura ,0 Finalización de la descarga de la solución borada en el sistema primario La descarga culmina cumpliendo con los criterios de tiempo mínimo y máximo. Figura ,0 Fin de la simulación Reactor extinguido con el SSE y refrigerado a través del SECR y los GV. Concentración de boro 10 homogénea en todo el sistema primario. Figura 8 y Figura 9 Tabla 1. Listado de los sucesos más relevantes del evento "Extracción espuria a velocidad nominal (1 cm/s) de la barra absorbente más pesada del SAC, con falla del PSPR y del PSE y con éxito del SSE". Listado de figuras: Límite muy alto flujo (121,5 % - SSPR) Límite alto flujo (117 % - PSPR) Potencia [MW] Total Decaimiento GV SECR Figura 8. Potencias.

22 22 Reactividad [$] Figura 9. Reactividad. Inserción espuria Densidad de refrigerante Temperatura de combustible PSE SSE Total Reactividad [$] Inserción espuria -0.6 Densidad de refrigerante Temperatura de combustible PSE -0.8 SSE Total Figura 9_a. Reactividad, detalle a corto plazo.

23 23 Reactividad [$] Márgenes al flujo crítico de calor Figura 9_b. Reactividad, detalle a largo plazo. Inserción espuria Densidad de refrigerante Temperatura de combustible PSE SSE Total DNBR CPR Límite de seguridad DNBR (1,25) Límite de seguridad CPR (1,13) Figura 10. Márgenes al flujo crítico de calor.

24 Temperatura [ºC] Nodo 3 Nodo 4 Nodo 5 Nodo 6 Nodo 7 Nodo 8 Nodo Temperatura [ºC] Figura 11. Temperatura de vaina del combustible caliente, nodos más exigidos Nodo 3 Nodo 4 Nodo 5 Nodo 6 Nodo 7 Nodo 8 Nodo 9 Figura 12. Temperatura central del combustible caliente, nodos más exigidos.

25 25 Energía por unidad de masa en el combustible caliente [J/g] Presión [MPa] Figura 13. Energía por unidad de masa en el combustible caliente. Apertura válvula de seguridad (14 MPa) Límite alta presión (13 MPa - PSPR) Primario (domo) Secundario (vapor) 0 Figura 14. Presión.

26 Apertura válvula de seguridad (14 MPa) Disparo SECR (13,8 MPa) Presión [MPa] Cierre de la válvula de seguridad (13,3 MPa) Límite alta presión (13 MPa - PSPR) Primario (domo) Figura 18_a. Presión, detalle a corto plazo. Fin zona activa Entrada chimenea Mitad chimenea Salida chimenea Entrada GV Fracción de vacío Figura 15. Fracción de vacío.

27 27 Caudal [kg/s] Temperatura [ºC] Entrada de núcleo (total) Entrada de núcleo (zona activa) Unión núcleo-chimenea Salida chimenea Salida GV (total) Salida GV (zona activa) Figura 16. Caudal en varias posiciones del sistema primario. Salida de núcleo Salida de chimenea Salida de GV (primario) Entrada de núcleo Saturación en domo Figura 17. Temperatura del refrigerante en varias posiciones del sistema primario.

28 Presión [MPa] Domo Volumen 1 - PRE Figura 18. Ecualización de presiones en el Segundo Sistema de Extinción Presión [MPa] Domo Volumen 1 - PRE Apertura de la válvula de descarga t = 26,9 s Apertura de la válvula de ecualización de presiones t = 21,9 s Figura 23_a. Ecualización de presiones del Segundo Sistema de Extinción, detalle de la ecualización.

29 Caudal [kg/s] Válvula seguridad 1 Válvula seguridad 2 Válvula seguridad Figura 19. Caudal por las válvulas de seguridad Salida Entrada Caudal másico [kg/s] Figura 20. Caudal de entrada y salida del Segundo Sistema de Extinción.

30 Concentración de B 10 [ppm] Entrada GV Salida GV Salida downcomer Entrada núcleo Mitad zona activa Salida núcleo Salida chimenea Figura 21. Concentración de B 10 en distintas posiciones del sistema primario Concentración de B 10 [ppm] Entrada GV Salida GV Salida downcomer Entrada núcleo Mitad zona activa Salida núcleo Salida chimenea Figura 21_a. Concentración de B 10 en distintas posiciones del sistema primario, detalle a largo plazo.

31 31 A continuación se muestra la Tabla 2, en ella se presentan los resultados obtenidos para la combinación de hipótesis para el evento: Extracción espuria a velocidad nominal (1 cm/s) de la barra absorbente más pesada del SAC, con falla del PSPR y del PSE, con éxito del SSE. GV automático, extracción GV manual, extracción interrumpida interrumpida Potencia máxima [MW] 123,9 125,3 DNBR mínimo 1,345 1,329 CPR mínimo 1,268 1,257 T CP,MÁX [ C] 833,3 837,8 T CC,MÁX [ C] 1320,5 1330,9 T VCP,MÁX [ C] 344,3 339,9 T VCC,MÁX [ C] 347,2 343,1 P MÁX [MPa] 14,02 13,12 SECR Si, t = 48 s No Apertura de la válvula de seguridad Si, t = 50,8 s No Listado de figuras: Tabla 2. Comparación de los valores obtenidos para las distintas simulaciones. Potencia [MW] Límite muy alto flujo neutrónico (121,5 % - SSPR) -10 Límite alto flujo neutrónico(117 % - PSPR) GV automático, extracción interrumpida GV manual, extracción interrumpida Figura 22. Comparación de potencias.

32 GV automático, extracción interrumpida GV manual, extracción interrumpida 140 Potencia [MW] (121,5 % - SSPR) (117 % - PSPR) Figura 22_a. Comparación de potencias, detalle a corto plazo. 2.0 Margen al flujo crítico de calor - DNBR Límite de seguridad DNBR (1,25) GV automático, extracción interrumpida GV manual, extracción interrumpida Figura 23. Comparación del margen al flujo crítico de calor DNBR.

33 33 Margen al flujo crítico de calor - CPR GV automático, extracción interrumpida GV manual, extracción interrumpida Límite de seguridad CPR (1,13) Figura 24. Comparación del margen al flujo crítico de calor CPR Presión [MPa] Apertura de la primer válvula de seguridad (14 MPa) Disparo del SSECR (13,8 MPa) Cierre de la primer válvula de seguridad (13,3 MPa) Límite alta presión (13 MPa - PSPR) 11 GV automático, extracción interrumpida GV manual, extracción interrumpida Figura 25. Comparación de presiones.

34 34 Analysis of Reactivity Insertion Accident in an integral reactor, supporting a boron safety shutdown system design Hegoburu, P.J. 2, Giménez, M.O Instituto Balseiro, S. C. de Bariloche, Argentina. 2 Centro Atómico Bariloche, S. C. de Bariloche, Argentina (CNEA). hegoburu@cab.cnea.gov.ar gimenez@cab.cnea.gov.ar Abstract In this paper, phenomenology and effectiveness associated to the performance of the Second Shutdown System (SSE), for the reactor CAREM-25, were analyzed. This system discharges a neutron poison solution (boron) into the cold leg of the primary system by gravity force. First an isolated study of the SSE was done, with a model developed in RELAP5 code, having the goal to achieve a correct simulation of the solution discharge. With the model of the SSE included in the model of the reactor, a RIA at nominal speed (1 cm/s) with failure of the First Shutdown System (PSE) and success of the SSE was analyzed. This event is characterized by an increment of the power generated in the reactor's core, the fuel temperature, the temperature, pressure and mass flow of the primary system,