En las centrales nucleares de agua ligera, los denominados accidentes severos generan una gran cantidad de gases combustibles (H2 y CO) que se distribuyen por todo el recinto de contención. Su combustión incontrolada podría ocasionar la rotura del recinto y la subsecuente liberación de significativas cantidades de productos de fisión al exterior. A raíz del accidente de Fukushima, el Consejo de Seguridad Nuclear (CSN) requirió la instalación de los llamados PAR en las centrales nucleares españolas de diseño norteamericano, para reducir la posibilidad de este modo de fallo de la contención.

Este artículo presenta la eficacia de los PAR en una central PWR-W genérica de tres lazos con contención seca. Para acometer esta tarea, el Centro de Investigaciones Energéticas, Medioambientales y Tecnológicas (Ciemat) realizó para el CSN una serie de cálculos con el código MELCOR. Desarrollado por la USNRC para estudiar la progresión de un accidente severo, MELCOR es empleado por el CSN en sus evaluaciones independientes de seguridad en el campo de los accidentes severos. 

Estos cálculos con MELCOR muestran que los PAR son muy eficaces para evitar combustiones incontroladas de H2 y CO, en caso de que la distribución de gases en la atmósfera de la contención sea suficientemente homogénea. También han permitido conocer la incidencia que tendría la activación del sistema de extracción de calor de la contención, así como las importantes dependencias de los modelos de planta (nodalización del recinto de contención, composición del hormigón, etc.). 

Texto: Fernando Robledo Sanz | Área de Modelización y Simulación del CSN 

S i se produjera un accidente severo en un reactor de agua ligera, se generaría una gran cantidad de gases combustibles, en concreto H2 y CO. El H2 se genera por la oxidación de la vaina de combustible (en la denominada fase in-vessel) y por la interacción del corium descargado desde la vasija con el hormigón de la cavidad de reactor (en la denominada fase ex-vessel). El CO sólo se genera en la fase ex-vessel, también por la interacción del corium con el hormigón. La combustión incontrolada de estos gases podría originar importantes aumentos de presión y temperatura dentro del recinto de contención que pueden llevar a su ruptura y, a continuación, a una significativa liberación de productos de fisión al exterior. 

Tras el accidente de Fukushima, el CSN requirió a todas las centrales nucleares españolas de diseño norteamericano que instalasen los denominados recombinadores autocatalíticos pasivos (PAR, por sus siglas en inglés). Estos dispositivos aumentan la seguridad de las plantas porque eliminan de forma controlada el H2 y el CO generados durante un accidente severo, reduciendo así el riesgo de su combustión incontrolada. La referencia 1 describe el funcionamiento de los PAR.

Dentro de un convenio de colaboración entre el CSN y el Ciemat en el área de los accidentes severos que estuvo vigente entre los años 2014 y 2018, Ciemat realizó para el CSN una serie de cálculos independientes con el código MELCOR (ref. 2 y 3) sobre la eficacia de los PAR en centrales PWR de tres lazos diseñadas por Westinghouse y equipadas con contención seca (ref. 4). El código MELCOR ha sido desarrollado por la USNRC para estudiar la progresión de un accidente severo y es el empleado por el CSN en sus evaluaciones independientes en el campo de los accidentes severos. Los principales resultados obtenidos en este estudio se recogen en este artículo. Además, el trabajo de Ciemat muestra la importancia del empleo de herramientas analíticas en las evaluaciones de seguridad nuclear (ref. 5). 

1. El modelo de planta

Como ya se señaló en el apartado anterior, se ha tomado como referencia una central genérica PWR de tres lazos de diseño Westinghouse y equipada con contención seca. Se ha adaptado a la versión más moderna de MELCOR 2.1, un modelo de esta planta disponible en el CSN. 

1.1. El modelo del núcleo y del sistema de refrigeración del reactor

En el código MELCOR, el modelo de la vasija del reactor necesita dos tipos de nodalizaciones: una específicamente dedicada a la degradación del núcleo y la otra para el cálculo de la evolución de las variables termohidráulicas del fluido refrigerante. Para estudiar la degradación del núcleo, su parte activa se divide en 3 nodos radiales y 10 nodos axiales. Hay que añadir cuatro nodos axiales: dos para el plenum inferior de la vasija y otros dos para la parte de los elementos combustibles situados, respectivamente, debajo del BAF y encima del TAF. Además, hay un cuarto nodo radial para tener en cuenta la conexión del downcomer con el plenum inferior de la vasija. Para los cálculos termohidráulicos, la vasija del reactor se ha dividido en 5 nodos: canal, bypass, downcomer, plenum inferior y plenum superior.  

El sistema de refrigeración del reactor se modela con 11 volúmenes de control que representan los lazos de refrigeración. La tabla 1 muestra el inventario inicial de materiales en el núcleo. Con estos datos, la oxidación del 100% del Zircaloy produciría unos 786 kg de H2 , mientras que la oxidación de todo el acero inoxidable produciría del orden de 1.400 kg de H2 . 

1.2 La nodalización de la contención y la distribución de los PAR

El recinto de contención se ha modelado con 10 nodos (figura 1) y se han incluido dos tipos de PAR, que en este artículo se denominarán PAR-A, el utilizado para los cálculos base, y PAR-B, cuya eficacia se analizará explícitamente en un estudio de sensibilidad. Sus tasas de remoción de H2 y CO fueron proporcionadas por las centrales nucleares españolas, como información confidencial y se incluyeron en el modelo de MELCOR 2.1. 

La tabla 2 muestra el volumen de Tabla 1. Masa inicial de materiales en el núcleo y en el plenum inferior* Material Masa inicial (kg) Dióxido de uranio 82.000 Zircaloy 17.000 Acero inoxidable (74% Fe, 18% Cr, 8% Ni) 35.000 Plata-Indio-Cadmio 2.500 *Los datos de esta tabla son aproximados para salvaguardar la confidencialidad. Domo Comp inferior Cavidad Cámara Comp superior Anular PRZ SGC SGB SGA Figura 1. Nodalización del recinto de contención. alfa 55 | 19 | ARTÍCULO | cada nodo y la localización de los PAR empleada en este estudio. 

1.3. El modelo para la interacción núcleo fundido-hormigón

Se ha modelado una sola cavidad y todos los materiales que intervienen en la interacción núcleo fundido-hormigón están agrupados en una sola capa, es decir están homogéneamente mezclados. La temperatura de ablación de hormigón se ha establecido en 1.500 K y se han empleado dos tipos de hormigón: uno para los casos base y otro para un estudio de sensibilidad. El tipo de hormigón empleado en los cálculos es de tipo calizo. La tabla 3 detalla los componentes más relevantes de estos dos tipos de hormigón. 

1.4 Límites de inflamabilidad

Se considera que se produciría una combustión cuando las fracciones molares de los gases referenciados abajo cumplan:

• XH2 + XCO > 0,09
• XO2 > 0,05
• X vapor < 0,60

2. Secuencias de accidentes severos analizadas

Se analizaron cuatro secuencias de accidentes severos. Las siguientes subsecciones describen los resultados más significativos. 

2.1 Secuencia SBLOCA3

El suceso iniciador es una rotura de 2” en la rama fría. Además, fallan los siguientes sistemas de seguridad: sistema de refrigeración de emergencia del núcleo, sistema de agua de alimentación auxiliar y sistema de rociado de la contención. Está operable el sistema de ventilación de emergencia de la contención (fan-coolers) y la cavidad del reactor está seca. Los cálculos muestran que la actuación de los fan-coolers mantiene la presión de la contención por debajo de su presión de diseño y que la distribución de los gases en la contención se mantiene bastante uniforme. 

Los cálculos sin PAR muestran que se exceden los límites de inflamabilidad en todos los nodos de la contención desde el momento de la rotura de la vasija (5,78 horas) hasta el final del cálculo (50 horas). Los cálculos con PAR, distribuidos como señala la tabla 2, concluyen que sólo se exceden los límites de inflamabilidad en la cavidad y en la cámara durante un período de unas 5 horas después de la rotura de la vasija. 

La eficacia de los PAR para la secuencia SBLOCA3 se recoge en la tabla 4. 

2.2 Estudios de sensibilidad para la secuencia SBLOCA3

Los resultados más relevantes de los numerosos estudios de sensibilidad realizados para esta secuencia se presentan a continuación. 

2.2.1 PAR tipo B vs PAR tipo A

Cuando se emplean los PAR-B, los cálculos muestran que apenas cambia la fracción molar de los gases combustibles en los diferentes nodos de la contención, por lo que se mantienen las conclusiones sobre la inflamabilidad de los gases combustibles en la contención. 

2.2.2 Sensibilidad a la composición del hormigón: el hormigón 2

Para este estudio de sensibilidad, se empleó el hormigón 2 de la tabla 3, que tiene menos contenido de agua que el del análisis inicial. La tabla 5 muestra las diferencias obtenidas en este estudio de sensibilidad en lo que se refiere a los gases generados en la fase ex-vessel. 

La explicación de esta disparidad es la siguiente. La principal diferencia entre los dos hormigones es el contenido de agua. En cambio, tienen la misma cantidad de CO2 . Por tanto, la tasa de generación de vapor de agua es menor en el caso del hormigón 2 y, en consecuencia, también lo es la tasa de generación de H2 , que se produce por la oxidación de los metales del corium por el agua. Además, el tiempo necesario para oxidar los metales es mayor. En cambio, al ser similar la cantidad de CO2 , la tasa generación de CO por oxidación de los metales del corium es similar en ambos casos, aunque dura más tiempo con el hormigón-2. 

Los cálculos muestran que, en relación con el caso base, la fracción molar de H2 en la contención es significativamente menor, mientras que la fracción molar de CO es mayor. Sin embargo, no se exceden los límites de inflamabilidad.

2.2.3 La nodalización de la contención

Se corrieron varios casos modelando la contención sólo con 4 nodos. Los cálculos arrojaron significativas diferencias en la fase ex-vessel del accidente. En el modelo con 4 nodos, la distribución de gases presenta significativas inhomogeneidades entre los diferentes nodos, lo que hace que la fracción molar de H2 +CO exceda los límites de inflamabilidad en los cuatro nodos, incluso con la presencia de PAR. Así, en el domo se superan los límites de inflamabilidad entre las 6,6 y las 9 horas.

2.2.4 Estudios de sensibilidad orientados a variar la cantidad de hidrógeno generado en la fase in-vessel

También en este ámbito se han realizado numerosos estudios de sensibilidad, siguiéndose las recomendaciones de la ref.6. En ninguno de los casos se han alterado las conclusiones sobre la superación de los límites de inflamabilidad y apenas ha aumentado (o disminuido) la cantidad de hidrógeno generado en la fase in-vessel. Se enumeran algunos de los cálculos de sensibilidad realizados.  

• Formación de eutécticos para el UO2 y ZrO2
• La cantidad de hidrógeno generado en la fase in-vessel descendió un 5 %.
• La pérdida de resistencia mecánica de la vaina se modela siguiendo las recomendaciones del estudio SOARCA (ref. 6)
• Sólo aumenta un 2 % la generación de H2 . 
• Uso de la correlación de PratterCourtright para la oxidación del Zr Se modificó el caso base que utilizaba la correlación de Urbanic-Heidrick.
• La generación de H2 disminuye en un 13 %. 
• Bloqueo total o parcial de un anillo del núcleo
• Sólo disminuye un 3 % la generación de H2 .
• Activar la opción de usar un coeficiente de transmisión de calor entre el debris y el agua en el plenum inferior de la vasija
• Esta es la opción que más H2 genera en la fase in-vessel: un 10 % más que el caso base. n
• Caso que incluyó todas las modificaciones recomendadas por el estudio SOARCA (upgraded case) (ref. 6) 
• No se obtuvieron diferencias significativas respecto del caso base

2.3 Secuencia SBLOCA4

Este accidente severo se inicia con una rotura de 2” en la rama fría y fallan: el sistema de refrigeración de emergencia del núcleo, los sistemas de agua de alimentación auxiliar y los fan-coolers. En cambio, funciona el sistema de rociado de la contención. La cavidad del reactor está inundada como estrategia de gestión de accidentes severos. La inundación de la cavidad se inicia cuando la temperatura en el plenum superior de la vasija alcanza sobre los 920 K y la tasa de inyección de agua es del orden de 20 kg/s. 

MELCOR predice que la contención falla por sobrepresión antes de las 50 horas del cálculo, concretamente a las 47,7 horas. La inundación de la cavidad y la actuación del rociado hacen que la cavidad, el compartimento anular y el inferior están parcialmente inundados, lo que afecta a los caminos de flujo entre estos nodos y, además, se observa que: 

• La tasa de erosión del hormigón es más baja que en el caso de cavidad seca. 
• Hay una clara inhomogeneidad en la distribución de los gases en la contención.

Los cálculos con MELCOR indican que sin PAR en la contención se alcanzarían los límites de inflamabilidad en varios compartimentos. En cambio, la presencia de PAR elimina la posibilidad de que se alcancen los límites de inflamabilidad, excepto en el compartimento anular, debido a que el flujo de gases a este compartimento es muy alto cuando se rompe la vasija, lo que impide que los PAR eliminen los gases combustibles a la velocidad necesaria. 

La tabla 6 muestra la eficacia de los PAR en esta secuencia.

2.4 SBO

En esta secuencia hay una pérdida total de corriente eléctrica y no funciona ningún sistema de seguridad. 

Los cálculos de MELCOR sin PAR concluyeron que hay una distribución bastante uniforme de los gases en toda la contención, con la excepción de la cavidad y la cámara durante 1,5 horas después de la rotura de la vasija. La concentración de vapor en estos dos nodos es muy superior a la de los demás nodos de la contención debido a su pequeño volumen libre y a la gran cantidad de vapor que produce la interacción núcleo fundido-hormigón. El compartimento anular está siempre inertizado por la presencia de vapor, pero en el resto de los nodos se alcanzan los límites de inflamabilidad. El estudio de esta secuencia puso de manifiesto que estos cálculos con MELCOR tienen una fuerte dependencia de los límites de inflamabilidad elegidos (sección 2.4). Así, si se hubiese elegido una fracción molar de vapor por debajo del 55 %, muy frecuente en otros estudios, el tiempo en el que se superan los límites de inflamabilidad se reduciría en muchos nodos y desparecería en algunos (p. ej. en el domo y en el compartimento superior). 

Los resultados obtenidos con MELCOR señalan que 9 PAR con la distribución de la tabla 7 son suficientes para evitar que se alcancen los límites de inflamabilidad en cualquier nodo. 

La tabla 8 muestra la eficacia de los PAR en el SBO. 

3. El efecto de la activación del sistema de extracción de calor en la contención 

La activación del sistema de extracción de calor de la contención en una central PWR con contención seca elimina vapor del recinto y podría originar la combustión incontrolada de los gases combustibles generados en un accidente severo. El diseño del sistema de extracción de calor de la contención considerado en estos cálculos se compone del sistema de rociado de la contención (que sólo enfría en la fase de inyección de un accidente base de diseño) y los fan-coolers. Ciemat analizó la incidencia en un SBO de la activación del sistema de rociado de la contención a las 5h, 8h y 24h. 

El primer efecto de la activación del rociado de la contención es posponer el momento de fallo de la contención por presurización cuasi-estática hasta después de las 50 horas que dura el cálculo. Además, el funcionamiento del sistema de rociado de la contención favorece el flujo de agua desde el compartimento superior a la cavidad, lo que hace descender la tasa de erosión del hormigón y, por tanto, disminuye la velocidad de generación de gases combustibles en la fase ex-vessel. Este descenso es sólo moderado: un 10 % en el caso del H2 y un 15 % en el caso del CO. 

Otras conclusiones de estos cálculos son las siguientes:

• El caso más relevante para la seguridad corresponde a la activación del sistema de rociado de contención a las 8 horas de comenzado el SBO. Sin PAR en el recinto de contención, varios nodos alcanzan los límites de inflamabilidad. La instalación de 16 PAR impediría que se alcanzasen los límites de inflamabilidad en cualquier nodo de la contención. 
• La puesta en marcha del rociado a las 5 horas de comenzado el accidente queda cubierto por el caso anterior. 
• La activación del rociado a las 24 horas no daría lugar a combustiones con o sin presencia de PAR.

Una vez localizado el caso más relevante para la seguridad, se analizó la incidencia del caudal del rociado. Los casos estudiados fueron: 

• El rociado funciona con el caudal nominal (el caso ya descrito anteriormente). 
• El rociado funciona con el 50% del caudal nominal. 
• El rociado funciona con el caudal nominal, pero el inventario del tanque de almacenamiento de agua para la recarga es del 50 %.  
• El caudal del rociado es el 50% del nominal y el inventario del tanque de almacenamiento de agua para la recarga también es el 50 % del nominal.

Los resultados concluyen que no se alcanzan los límites de inflamabilidad en ningún nodo, si hay un número suficiente de PAR contención. 

3.1 Otros estudios de sensibilidad

El CSN profundizó en el estudio de las consecuencias de la activación del sistema de extracción de calor de la contención en caso de SBO. En concreto, se analizaron las consecuencias de la activación de este sistema a las 8, 9, 10, 11 y 12 horas después de iniciado el SBO (ref. 7). Los casos estudiados y las principales conclusiones se describen a continuación.

3.1.1 Activación del sistema de rociado de la contención con el 20 % del caudal nominal

La contención siempre estuvo inertizada. 

3.1.2 Activación del sistema de rociado de la contención con el caudal nominal

Según los cálculos con MELCOR, tampoco hay combustiones en este caso. 

3.1.3 Activación de los fan-coolers Este fue el escenario envolvente.

Como se aprecia en la fig. 2, sí se produjo la deflagración de los gases combustibles y la presión en la contención superó su presión de diseño en algunos casos, pero se mantuvo por debajo de la presión de fallo de la contención (del orden de 8 bares para nuestro caso).

4. Secuencia LBLOCA

Este accidente severo tiene como suceso iniciador un LOCA grande en la rama caliente y falla el sistema de refrigeración de emergencia del núcleo, salvo los acumuladores. El sistema de extracción de calor de la contención funciona durante toda la secuencia. 

La presencia de 22 PAR distribuidos tal y como se señala en la tabla 2 consigue que no se superen los límites de inflamabilidad en ningún nodo, excepto en el caso del compartimento anular, en el que se sobrepasan los límites de inflamabilidad desde el momento del fallo de la vasija (2,4 horas) hasta las 7,2 h, que es cuando la fracción molar de O2 está por debajo del 5 %. 

La cantidad de gases combustibles eliminados por los PAR se recoge en la tabla 9.

Los estudios de sensibilidad que se realizaron para la secuencia LBLOCA se describen en las siguientes subsecciones. 

4.1 Aumento del número de PAR a 24 y 26

Los nuevos PAR se han colocado en el compartimento superior, el de mayor volumen libre (ver tabla 2). Los cálculos muestran que sólo son capaces de reducir el tiempo en el que se exceden los límites de inflamabilidad en el compartimento anular: se pasa de las 4 horas en el caso base a 1 hora en este caso. 

4.2 Desactivación del sistema de rociado de la contención.

Los resultados indican que se superan los límites de inflamabilidad en la cavidad y en la cámara, pero no así en el resto de los nodos de la contención, porque, aunque la fracción molar de los gases combustibles (XH2+XCO) es significativamente mayor que en el caso base, los nodos están inertizados por insuficiente cantidad de oxígeno. 

Conclusiones

En este artículo se ha analizado la eficacia de los PAR para evitar las combustiones incontroladas de los gases combustibles (H2 y CO) generados en un accidente severo. La central modelada ha sido un PWR-W genérico de tres lazos con contención seca. Los cálculos los ha realizado el Ciemat para el CSN usando el código MELCOR desarrollado por la USNRC para el análisis de la progresión de un accidente severo y que es el habitualmente empleado por el CSN para sus evaluaciones independientes de seguridad en el campo de los accidentes severos. 

Las principales conclusiones de estos cálculos son las siguientes:

• Los PAR se han mostrado muy eficaces para evitar la combustión de gases combustibles siempre que la distribución de gases en la contención sea suficientemente homogénea.
• La activación del sistema de extracción de calor de la contención debe ser cuidadosamente analizada, porque al eliminar vapor de la atmósfera de contención vía condensación, puede originar el quemado no controlado de los gases combustibles y producir significativos aumentos de presión en el recinto. 
• Los cálculos muestran que el consumo de O2 por los PAR puede originar la inertización del recinto de contención durante una parte de la fase ex-vessel del accidente severo. 
• Los resultados obtenidos son dependientes de ciertos modelos de planta: la nodalización de la contención y la composición del hormigón, destacan entre ellos.