recombinación del hidrógeno en dispositivos autocatalíticos

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.

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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

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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

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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.

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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.

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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).

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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

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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 B2B O3 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

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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


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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

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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.


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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.


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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→2B2B O3+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 - - - - - -

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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.

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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

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la deflagración de hidrógeno no tiene impactos negativos sobre la funcionalidad de equipos ya cualificados ante cargas de LOCA pues, según se ha demostrado en experimentos sobre cables, válvulas y componentes de seguridad, estos equipos cualificados ante LOCA son capaces de operar de forma normal tras una combustión de hidrógeno (XH2 ≤ 13 % vol.) (EPRI, 1985), (US-NRC, 1985 y 1988). En el caso de múltiples deflagraciones, las cargas térmicas pudieran representar una amenaza a dichos equipos por el efecto del elevado promedio de la temperatura y del flujo de calor en un intervalo temporal más prolongado. El efecto de llamas de difusión estabilizadas incidiendo sobre equipos de seguridad tampoco se ha explorado de forma concluyente. 1.4.3 Efecto sobre el Término Fuente La combustión del hidrógeno podría afectar el comportamiento de los productos de fisión en el interior de la contención, y por tanto el término fuente, por la resuspensión de aerosoles depositados y por reacciones físico-químicas con el material suspendido. En el caso del CsI, puede producirse su disociación durante una combustión de hidrógeno, formando de nuevo especies volátiles como el HI e I2. La conversión de yoduros (partículas) en formas volátiles según transitan a través de un recombinador en funcionamiento, por el efecto de calentamiento de las placas, requeriría, sin embargo, un suministro sostenido de hidrógeno a altas concentraciones y elevadas temperaturas ambiente, para mantener el catalizador a una temperatura por encima del punto de condensación de los yoduros. Se precisa, no obstante, de más investigación para poder determinar el factor de conversión en función de la [H2], el tamaño de los aerosoles y su distribución, y el comportamiento de aerosoles higroscópicos. 1.5 SISTEMAS DE MITIGACIÓN Como ya se ha indicado, el accidente de TMI-2 proporcionó la evidencia de la generación de hidrógeno en un accidente con importante degradación del núcleo y su posterior combustión como amenaza a la integridad de la contención. Hasta ese momento, era comúnmente aceptado que el hidrógeno se podría generar en cantidades relativamente modestas –las correspondientes al accidente base de diseño bajo las hipótesis del 10 CFR 50 Apéndice A– y, por ejemplo, los sistemas de recombinación existentes se limitaban a tener la capacidad de mantener la concentración de hidrógeno por debajo del 3% o el 4% tras 24 horas de funcionamiento continuado. La rápida evolución del accidente de TMI-2 mostró que la fenomenología del hidrógeno puede transcurrir en lapsos de tiempo mucho menores y a tasas muy elevadas, de modo que las acciones requeridas al operador fuesen mucho más rápidas (con el correspondiente incremento del riesgo de error) o incluso contraproducentes (si la XH2 hubiese alcanzado valores ya bien dentro de la región de inflamabilidad). En la práctica actual, en los LWRs se tiende hacia el uso de métodos pasivos de mitigación de accidentes en sustitución de salvaguardias que pudiesen precisar de acciones por parte del operador.


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En la industria nuclear se han propuesto a lo largo del tiempo diversas estrategias de mitigación del riesgo asociado a la presencia de hidrógeno en la contención, algunas de ellas utilizadas de forma combinada: • Pre-inertización: el edificio del reactor se llena de un gas inerte, generalmente N2, que

impide el acceso de personal en operación a potencia. • Post-inertización o inertización post-accidente: el gas inerte (N2 o CO2) se inyecta en

la contención una vez se han detectado las condiciones de accidente, para reducir las concentraciones de H2 y O2.

• Dilución post-accidente: derivada de la anterior, sin llegar a la inertización completa. • Recombinadores eléctricos: idealmente utilizables a concentraciones por debajo del

3% para evitar deflagración. • Recombinadores catalíticos: activos y pasivos. • Ignitores: utilizados a concentraciones por debajo del 10% para evitar detonación. • Mezclado de la atmósfera de contención: uso de ventiladores para homogenizar la

atmósfera y evitar la formación de acumulaciones locales de hidrógeno. • Rociadores: para reducir la temperatura y la presión, contribuyen al mezclado. • Venteo de la atmósfera de contención al exterior, generalmente a través de filtros. Estos métodos pueden así subdividirse en métodos de control de oxígeno (los dos métodos de inertización) y de control de hidrógeno. Básicamente, el control de oxígeno se basa en la eliminación del mismo de la atmósfera de contención o en la reducción de su concentración a niveles fuera de la región de inflamabilidad. El control del hidrógeno actúa mediante la eliminación efectiva del mismo o su dispersión en una masa de aire de gran volumen, de modo que se evite la formación de regiones de concentración de hidrógeno elevada. A continuación se describen diversos métodos de mitigación, destacando la referencia (IAEA, 2001) como básica para una mayor profundización. Conviene mencionar que, en el campo nuclear, todos estos métodos de mitigación se aplican a situaciones en las que normalmente el hidrógeno no está presente, pero podría generarse como consecuencia de algún tipo de fallo. A diferencia de la industria del hidrógeno, donde las situaciones prototípicas implican la producción, almacenamiento, transporte y usos finales, de cuyos fallos se deriva una pérdida de confinamiento del hidrógeno que se encuentra ya presente. Los escenarios de la industria del hidrógeno consisten en fugas de cualquier clase desde una reserva de hidrógeno prácticamente puro. Sin embargo, en la industria nuclear, los escenarios accidentales pueden contemplar la producción de hidrógeno en múltiples ubicaciones y un incremento gradual de su concentración si no se toman medidas de control del accidente. 1.5.1 Control de oxígeno 1.5.1.1 (Pre)Inertización La (pre)inertización es el método en cual se introduce un gas inerte (habitualmente N2) en el edificio de contención para reemplazar al aire que es a la vez venteado a la atmósfera

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exterior. El objetivo es reducir la concentración de oxígeno por debajo del límite necesario para que una combustión de hidrógeno pueda iniciarse y propagarse, que es aproximadamente un 5%. En la práctica suele reducirse en los BWRs a valores entre el 1% en Suecia, 3% en Japón y el 4% en EEUU (US-NRC, 1978) y (Heising-Goodman, 1981), para tener en cuenta un margen ante composiciones no homogéneas. El nitrógeno se almacena en forma líquida en tanques criogénicos en el propio emplazamiento, o se suministra mediante camiones. La principal ventaja de este método es que no se necesita ninguna intervención posterior en caso de accidente, pues las condiciones que impiden que la combustión tenga lugar se crean antes de que éste ocurra. Las desventajas son que imposibilita el acceso de personal para el mantenimiento rutinario, salvo que se utilicen aparatos de respiración, lo que limita el tipo de tareas a realizar. También es un método de coste prohibitivo en contenciones de gran volumen, por la gran cantidad de gas a utilizar. Por lo tanto, la (pre)inertización es el método más utilizado en situaciones donde el acceso de personal no es necesario durante la operación normal, y el volumen de contención es relativamente pequeño, como ocurre en el pozo seco de los BWRs tipo Mark I y Mark II. No obstante, la generación de oxígeno por radiolisis a lo largo del ciclo de combustible puede hacer que la XO2 supere el límite del 5%, por lo que la inertización suele complementarse con el uso de, por ejemplo, recombinadores catalíticos. También puede plantearse la (pre)inertización parcial, es decir, limitada a determinadas regiones de la contención (el pozo húmedo en los BWRs), que se verían particularmente comprometidas por riesgo de hidrógeno en caso de accidente, o bien carecen de equipos adecuados y pueden aislarse del resto de la contención (Marshall, 1986). 1.5.1.2 Post-inertización o inertización post-accidente La post-inertización consiste en la inyección en la contención de gases no combustibles o de gases inhibidores de la combustión ante la ocurrencia de un accidente en el que previsiblemente se generen grandes cantidades de H2. Para este propósito pueden utilizarse el N2 o el CO2, siendo preferible este último por requerirse una menor cantidad para inertizar un volumen dado, implicando una menor sobrepresión. Si bien el uso de halones (Halon 1301) o clorofluorcarbonos (CFC) sería mucho más eficiente –pues capturan los radicales libres que intervienen en las reacciones de propagación–, su uso queda descartado por sus efectos corrosivos y por su impacto negativo sobre la capa de ozono atmosférica en caso de escape. El gas debe mezclarse homogéneamente en la atmósfera preexistente para que la inertización sea efectiva, lo que puede requerir el uso de múltiples puntos de inyección, ayudada por convección forzada o natural. El proceso de post-inertización resulta de forma inevitable en la sobrepresurización de la contención, puesto que el gas preexistente no puede ventearse, y la inertización completa


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se consigue cuando el gas alcanza una concentración del 60% (caso del CO2) o del 75% (si es N2). Los gases inertes a inyectar deben conservarse en forma líquida en tanques a presión elevada y baja temperatura, lo que requiere un importante consumo de energía. Al requerirse la inyección de gases inertes a tasas muy elevadas, puede contemplarse la inyección de los mismos en estado líquido, si bien esto puede representar problemas de choque térmico. Además de esto, la ventana temporal de decisión para realizar la inertización en el transcurso de un accidente puede ser muy estrecha dependiendo de la secuencia, lo que requiere un muy buen sistema de instrumentación para monitorizar el progreso del accidente, así como un sistema que permita el correcto diagnóstico de la situación en breves períodos de tiempo. Por todo lo anterior, aunque existen estudios teóricos que demuestran la posibilidad de evitar la combustión de hidrógeno por estos métodos (Karwat, 1996), la post-inertización no se ha implantado hasta el momento en ninguna central nuclear, por las siguientes razones: • Las altas sobrepresurizaciones de la contención resultantes del proceso, que

conducirían a un más que probable venteo filtrado de la misma para evitar su sobrecarga.

• Se precisa de un sistema de múltiples boquillas de inyección para conseguir mezclas homogéneas, si se opta por la inyección en estado líquido.

• La necesidad de desarrollar criterios claros que permitan a los operadores decidir sobre la necesidad de la post-inertización en intervalos de tiempo cortos (entre 0.5 y 3 h).

• La necesidad de un conocimiento temprano del accidente, para poder determinar cuanto antes las acciones a tomar.

No obstante lo anterior, la post-inertización puede ser una estrategia de mitigación válida para reactores de pequeños tamaños, constituyendo la solución de referencia para los reactores de propulsión de submarinos. Por otro lado, Framatome-ANP ha realizado pruebas satisfactorias con un prototipo en instalaciones de pequeña escala y en la contención multicompartimentada BMC de Battelle. 1.5.1.3 Otros métodos de eliminación de oxígeno El oxígeno de la atmósfera de contención puede ser absorbido por el pirogalol en solución básica utilizando el sistema de rociado:

2 C6H6O3 + 3/2 O2 + H2O → C11H8O5 + CO2 + 3 H2O La capacidad de absorción es de unos 133 m3 de O2 por kg de pirogalol. Considerando el volumen libre de una contención típica PWR de 4000 MWt (unos 80000 m3), serían necesarias unas 125 Tm de este compuesto para absorber todo el oxígeno. El coste sería muy elevado. Otra estrategia considera consumir el oxígeno de la atmósfera de contención mediante el quemado de metano (CH4 + 2 O2 → CO2 + 2 H2O), lo que precisaría quemar solamente

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6 Tm de CH4. Sin embargo, este método presenta numerosas desventajas, como la necesidad de un sistema activo, una probable mayor producción de I en especies orgánicas, y un riesgo agravado de combustión de H2 si el sistema se actuase demasiado tarde. 1.5.2 Control de hidrógeno por dilución o dispersión 1.5.2.1 Mezclado de hidrógeno El mezclado de hidrógeno no suele utilizarse como estrategia de mitigación en sí misma, sino en conjunción con otros métodos de neutralización (inertización) o eliminación del hidrógeno en la atmósfera de la contención. El principio es la dilución de elevadas concentraciones locales de hidrógeno en el conjunto de la atmósfera de contención, de modo que las condiciones de ignición no lleguen a alcanzarse –las contenciones large-dry tienen la capacidad de diluir varias decenas de kg de hidrógeno sin llegar a condiciones inflamables– o, en caso de que esta capacidad se viese excedida, al menos retrasar la aparición de mezclas inflamables. En esta situación, se hace imprescindible la necesidad de métodos adicionales de control (Fineschi, 2001a). El mezclado de la atmósfera de contención puede conseguirse mediante mecanismos naturales (convección natural, difusión), que pueden ser asistidos por las características pasivas del diseño de la contención y sus sistemas de salvaguardia (condensadores de hielo, rociado). Además, pueden utilizarse dispositivos específicos para el mezclado tales como ventiladores, enfriadores o sistemas de ventilación. Estos sistemas se encuentran activos durante la operación normal y en caso de accidente, cuando pueden conectarse a una velocidad más baja para evitar la sobrecarga de los motores. Su capacidad para diluir el hidrógeno ha sido demostrada y, a su vez, estos aparatos deben asegurar una integridad suficiente para evitar que actúen como fuentes ignitoras. Sin embargo, estos sistemas están inoperables en caso de pérdida de suministro eléctrico. 1.5.2.2 Dilución Post-Accidente El concepto de dilución post-accidente (DPA o PAD) trata de aprovechar algunas de las ventajas de la inertización completa, pero a través de la inyección de cantidades de gas más modestas ubicadas estratégicamente. Como ya se ha indicado, la post-inertización completa de grandes recintos acarrea costes (presurización de la contención) e incertidumbres (procedimientos de operación y criterios para activación del sistema) considerables. En contenciones resistentes y de gran volumen, donde evitar una detonación es un objetivo de mayor prioridad que conseguir una mezcla homogénea, la inyección de una cantidad relativamente pequeña de gas inerte en la vecindad del punto de escape del hidrógeno puede reducir significativamente la detonabilidad de la mezcla de gases en ese entorno. La dilución post-accidente se convierte así en una estrategia de purgado de hidrógeno de habitáculos pre-identificados como puntos críticos de acumulación local de hidrógeno a


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través de análisis de distribución de gases en contención. El purgado de estos recintos reduce, de esta forma, el potencial inflamable o detonable de estos embolsamientos locales de hidrógeno mientras se consigue la homogeneización de la atmósfera de contención, que es un proceso que requiere mucho más tiempo. Si bien se han llevado a cabo análisis de sistemas de dilución post-accidente (Visser, 1994) y (Eckardt, 1997), no se conoce ninguna implementación de los mismos en la práctica. 1.5.2.3 Sistema de rociado Los sistemas de rociado se utilizan en caso de ACPR (LOCA) para reducir la presión y la temperatura en el edificio del reactor, para realizar un lavado de productos de fisión de la atmósfera del recinto y para homogeneizarla. El agua es rociada desde un suministro externo, generalmente el tanque de almacenamiento de agua de recarga (TAAR ó RWST), a través de un sistema de boquillas en la parte superior del recinto de contención (modo inyección del sistema). El sistema de inyección y rociado debe optimizarse de tal forma que, a nivel de la cota de operación, quede cubierta la planta del edificio. Cuando el nivel del TAAR ha descendido por debajo de un determinado nivel, el sistema se realinea automáticamente para succionar el agua desde los sumideros de la contención (modo recirculación). Las bombas del sistema suelen ubicarse fuera del recinto de contención, de modo que no están sometidas a un ambiente hostil, aunque pueden estar indisponibles en caso de pérdida de suministro eléctrico. Es pertinente indicar que, en el modo recirculación, las bombas pueden estar succionando partículas radiactivas suspendidas en el agua del sumidero. Por lo tanto, es necesario un diseño cuidadoso del sistema, así como dotarlo de rejillas de filtrado que permitan retener las partículas más grandes con el fin de evitar el bloqueo de los rotores de las bombas. El sistema de rociado suele armarse al generarse la señal de inyección de seguridad (IS), aunque no actúa en modo inyección hasta que se recibe una señal de muy alta presión en contención. También puede actuarse de modo manual desde sala de control. La fina lluvia de agua borada que se inyecta produce la condensación del vapor, reduciendo de este modo la presión y la temperatura en el edificio de contención. Una vez se ha agotado el suministro desde el TAAR y el sistema funciona en modo recirculación, se pierde una gran capacidad de enfriamiento, pues se está recirculando agua en condiciones cercanas a las de saturación de la atmósfera de contención. No obstante lo cual, la utilidad del sistema sigue siendo la de continuar con el lavado de la atmósfera de contención y su homogeneización, que puede verse ayudada por otros dispositivos (ventiladores, enfriadores). 1.5.2.4 Ventilación Los sistemas de ventilación pueden emplearse tanto si la fuente de hidrógeno está confinada o no. Un ejemplo de sistemas no totalmente confinados son las cámaras donde se almacena el combustible gastado de los Magnox, donde se hace pasar una corriente continua de aire debidamente acondicionado, para disipar la cantidad de hidrógeno que

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pudiera generarse por corrosión de las vainas de combustible. Este sistema también arrastra la posible humedad en la atmósfera del recinto, limitando de este modo la corrosión potencial de las vainas del combustible Magnox y la consiguiente generación de hidrógeno. El sistema posee unas alarmas que avisan de la pérdida de caudal de ventilación o si la concentración de hidrógeno excede un nivel preestablecido (generalmente el 0.8% de concentración molar) La contención de los LWRs es generalmente autocontenida, y el edificio del reactor se diseña para resistir una sobrepresión importante sin fugar material radiactivo al ambiente por encima de una tasa de fugas limitada. A continuación de un ACPR, el venteo filtrado es una opción posible para reducir la presión interna del edificio de contención. Además de reducir presiones y temperaturas, este proceso elimina gradualmente el hidrógeno de la atmósfera de contención, disminuyendo por tanto el riesgo de combustiones futuras. El filtrado es esencial para retener los productos de fisión gaseosos y aerosoles radiactivos que, de otro modo, serían liberados al exterior. Sin embargo, la capacidad de filtrado instalada puede ser insuficiente para las condiciones de accidente severo. 1.5.3 Control de hidrógeno por eliminación 1.5.3.1 Ignitores de hidrógeno La misión de los ignitores de hidrógeno es provocar la combustión del hidrógeno y su eliminación de la atmósfera de contención antes de que la concentración alcance niveles más peligrosos (por ejemplo, detonables). De este modo, se da por hecho que la ignición del gas tendrá lugar en algún momento por la acción de fuentes aleatorias y que, una vez la mezcla inflamable se ha formado, es preferible quemar el hidrógeno mientras su concentración es aún baja que permitir una explosión incontrolada que podría resultar muy perjudicial si la concentración alcanzase la región detonable. En general, el objetivo es conseguir la combustión del hidrógeno a concentraciones entre el 4% y el 6% vol, dependiendo de la concentración del vapor. La combustión en estas condiciones cercanas al límite inferior de inflamabilidad (LFL) produce incrementos soportables de la temperatura y la presión consumiendo, además oxígeno que quedaría disponible para posibles combustiones posteriores. Se han desarrollado varios tipos de ignitores: • Los de contacto caliente (glow-plug) poseen simplemente calentadores de resistencia

eléctrica que actúan como superficies de alta temperatura (800-900 ºC) y, por lo tanto, serían efectivos a bajos valores de XH2, siempre dentro de la región inflamable (por encima del 4-6%, dependiendo de la cantidad de vapor presente). Su desventaja es su elevado consumo energético (150-200 W por unidad), su indisponibilidad en escenarios con pérdida de suministro eléctrico y la compleja red de cables y penetraciones que requiere su instalación.

• Los ignitores de chispa (Figura 1.1), por el contrario, pueden funcionar de manera

autónoma alimentados por una batería, produciendo descargas cada 10 s, al menos


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durante una semana. Su operación se activa al detectar un rápido incremento de la presión o la temperatura en contención, si bien debe seleccionarse el punto de tarado con precaución para evitar su operación espuria (descargas prematuras de la batería) o los fallos a la demanda. Las chispas pueden generarse también manualmente. Como han mostrado algunos experimentos a gran escala, el margen de seguridad se incrementa con la frecuencia de las chispas, por lo que Framatome-ANP ha diseñado componentes electrónicos capaces de generar chispas a altas frecuencias (100 Hz).

• Otro tipo de ignitores son los catalíticos, que aprovechan el calor de la reacción de

recombinación H2-O2 para calentar una superficie catalítica a temperaturas de ignición de la mezcla gaseosa. Se instalan habitualmente en nichos que se abren automáticamente ante señales de presión o temperatura. No precisarían de suministro energético externo, y su operación espuria es de menor incidencia. Sin embargo, operan en un rango de composiciones de mezcla más estrecho que los anteriores, y presentan el inconveniente de su elevado tiempo de respuesta y su cuestionable disponibilidad en caso de envenenamiento o de daño accidental.

Los principales inconvenientes de este tipo de dispositivos son (Karwat, 1990): • Su ineficacia en atmósferas inertizadas por vapor (por encima del 50%). • Inicio de una detonación local en caso de liberaciones rápidas de hidrógeno. • Propagación de llamas desde zonas pobres en H2 a otras regiones de mezclas más

ricas. Aunque algunas centrales nucleares poseen ignitores instalados (por ejemplo, contenciones BWR tipo Mark-III), han sido objeto de intensos debates sobre su aplicabilidad en accidentes severos en los países de la UE. Se han realizado estudios de ingeniería para determinar cuántos serían necesarios y cuáles sus ubicaciones idóneas: típicamente, hasta 150 ignitores en una contención, espaciados cada 10 m. Nuevamente, se hacen necesarios los análisis termohidráulicos detallados con códigos L-P y CFD de la distribución de gases y de la propagación de la combustión. Las grandes incertidumbres identificadas en estos estudios han causado que la mayor parte de las autoridades reguladoras hayan desaconsejado la instalación de ignitores.

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Figura 1.1 Ignitor autónomo de chispa Siemens modelo WZB 89. 1.5.3.2 Recombinadores eléctricos (o térmicos) Si una mezcla hidrógeno-aire se calienta hasta una temperatura de unos 620 ºC, el hidrógeno se combinará con el oxígeno para formar vapor de agua. Los recombinadores eléctricos (o térmicos) consisten en cámaras dotadas de resistencias calefactoras, debidamente configuradas para impulsar el flujo de la mezcla a través del dispositivo. El aire se calienta así en el recombinador en un conducto vertical y asciende por efecto de la convección natural, lo que permite la succión de aire de reemplazo a través de la sección de entrada, donde se precalienta por conducción en la carcasa. A través de una placa perforada, pasa a la sección de calentamiento, donde su temperatura se eleva hasta los 600-700 ºC. El hidrógeno libre en la corriente se recombina con el oxígeno formando vapor de agua. Este caudal pasa posteriormente a una sección de mezcla, donde los gases calientes se mezclan y enfrían con el aire circundante antes de ser descargados a la atmósfera de contención (Sherman, 1980). Conviene indicar que la recombinación ocurre solamente por efecto de la elevación de la temperatura, y no por efecto catalítico alguno. En un LWR típico suelen instalarse dos recombinadores, aunque la capacidad de uno solo de ellos bastaría para controlar la

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concentración de hidrógeno en la mayor parte de los accidentes base de diseño. Los recombinadores se encuentran apagados durante la operación normal, siendo activado uno de ellos en caso de LOCA durante 24 horas, y el otro permanecería como redundancia. El uso de recombinadores eléctricos durante un accidente severo (más allá de la base de diseño) se ha analizado en (Rowney, 1991). En estos accidentes la concentración de hidrógeno puede superar ampliamente el valor del 3% en cortos intervalos de tiempo, a tasas imposibles de controlar incluso por la acción simultánea de los dos recombinadores eléctricos. En este estudio se identifica el riesgo del retraso en la activación de estos dispositivos (bien por procedimientos operativos, bien por pérdida temporal del suministro eléctrico), lo que supondría la ignición del hidrógeno e incluso su detonación si la concentración hubiese alcanzado un valor suficientemente elevado. Se hace, por tanto, necesario disponer de un sistema de monitorización de la concentración de hidrógeno en la contención, para poder así elegir cuál sería la estrategia de gestión del accidente más adecuada. Por otro lado, no debe olvidarse que este efecto ignitor de los recombinadores –que puede producirse a concentraciones entre el 4% y el 9%- puede permitir la eliminación de significativas cantidades de hidrógeno, evitando de este modo para momentos posteriores la posibilidad de una detonación potencialmente mucho más peligrosa. El inconveniente de estos dispositivos para el control del hidrógeno en accidente severo es su baja tasa de recombinación, su elevado consumo energético y sus costes de mantenimiento. 1.5.3.3 Recombinadores Catalíticos Los recombinadores catalíticos funcionan básicamente según el mismo esquema que los eléctricos, si bien la atmósfera de contención se hace pasar ahora junto a un catalizador calefactado, lo que favorece la recombinación. Generalmente, estos recombinadores están ubicados fuera del recinto de contención, y el paso de los gases se fuerza a su través. 1.5.3.4 Recombinadores Autocatalíticos Pasivos (PARs) Los recombinadores autocatalíticos pasivos (PARs) se han instalado en los LWRs de numerosos países. Consisten en una batería de placas metálicas o cartuchos de material cerámico revestidos de un elemento catalizador (Pt o Pd) y dispuestos en la sección de entrada de una carcasa. La reacción ocurre de forma espontánea en la superficie catalizadora, y el calor de reacción induce por convección natural el flujo a través del dispositivo. Existen diversos suministradores comerciales de PARs, cuyos diseños utilizan distintos catalizadores de la reacción. La mayor ventaja de estos aparatos es que no necesitan de alimentación energética alguna para su funcionamiento ni de intervención alguna del operador. Por lo tanto, son idóneos para situaciones de pérdida temporal de suministro eléctrico o en las que una actuación tardía pudiera perjudicar el desarrollo posterior del accidente.

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En comparación con los sistemas de recombinación que utilizan un sistema activo de mezclado, las tasas de eliminación de hidrógeno proporcionadas por un solo PAR son muy limitadas y, por lo tanto, es necesario instalar un elevado número de ellos en el interior de la contención (típicamente entre 50 y 60, dependiendo de sus tamaños y capacidades, en la contención de un reactor de 4000 MWt). Sin embargo, esto permite realizar una instalación mucho más distribuida, aunque concentrándola en las proximidades de las posiciones potenciales de generación y liberación de hidrógeno o de los puntos de acumulación. Para ello es necesario recurrir a análisis de distribución de gases en la contención y al juicio de expertos. Una alternativa interesante del diseño anterior es la disposición de materiales catalíticos sobre las superficies externas de los aislamientos térmicos de los principales componentes del primario (tuberías, generadores de vapor), como se propone en el proyecto “ThInCat” (Fischer, 2003a). Al igual que con los PARs, la reacción se produciría de forma espontánea e impulsaría movimientos convectivos que acercarían nuevas masas de hidrógeno a la superficie. Una ventaja de esta alternativa sería una mejor disipación del calor de reacción, al no enfrentar entre sí superficies que pueden encontrarse a muy altas temperaturas, como en el caso de un PAR, en condiciones de elevada concentración de hidrógeno por encima del 7%, donde puede provocarse la ignición de la mezcla por el incremento local de la temperatura. Además, como el catalizador se aplica mediante un baño o pintura sobre los aislamientos existentes, no se necesitan más experimentos de cualificación, mientras que los PARs deben ser cualificados debidamente frente a cargas sísmicas y de explosión. El problema del concepto ThInCat es que, si el hidrógeno se estratifica, acumulándose en la mitad superior de la contención, se pierde la capacidad de recombinación del sistema. Por lo tanto, conviene complementar su aplicación con el uso de PARs ubicados en la cúpula de contención o con el mezclado de la atmósfera proporcionado por los sistemas de salvaguardia (rociado, ventiladores) propios de los LWRs. Y teniendo, además, en cuenta que la mayor parte de las ubicaciones potenciales de liberación del hidrógeno se encuentran en puntos bajos. Las reacciones catalizadas no pueden iniciarse si la superficie catalítica está cubierta de agua o aerosoles depositados. La presencia de agua no representa un gran problema para los catalizadores calefactados –pues el agua se evapora en contacto con las superficies calientes– pero cualquier película de agua necesitaría ser eliminada para el arranque de un PAR. A este respecto, el concepto ThInCat también es ventajoso, pues el aislamiento térmico puede proporcionar el calentamiento necesario, evitando la deposición sobre superficies verticales. Por otro lado, las superficies internas de los PARs necesitarían de un cierto tiempo para secarse en los limitados caudales de aire en ausencia de una fuente de calor. Los aerosoles liberados en los primeros instantes de un accidente son principalmente volátiles y solubles en agua: en el momento en que los no volátiles son liberados, la reacción catalítica podrá establecerse, evitándose la deposición sobre las superficies calientes por el flujo de convección natural del gas (Fischer, 2003a).


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Una última variante se ha desarrollado recientemente para su uso en BWRs, donde el hidrógeno generado durante un accidente severo puede sobrepresurizar excesivamente el pozo seco. Al encontrase su atmósfera preinertizada, los sistemas de control de hidrógeno no serían capaces de eliminarlo. Para mitigar esta sobrepresurización y permitir la terminación del accidente, la compañía japonesa Hitachi Ltd. ha desarrollado un sistema de eliminación de hidrógeno utilizando materiales permeables denominado “Hydrogen Depletion System (HDS)” (Yoshikawa, 1999). El principio es el siguiente: las moléculas de H2 se disocian en dos átomos H sobre un revestimiento de Pd, a través del cual se difunden, pasando a un material permeable al hidrógeno. Cuando los átomos de H pasan al otro lado del material permeable, se recombinan formando de nuevo la molécula de H2 al llegar al recubrimiento de Pd. Sin embargo, si hubiese oxígeno, se recombinarían con átomos O para formar H2O. Los experimentos han mostrado que el Ta presenta una razonable permeabilidad al hidrógeno y puede utilizarse en forma de membranas de 0.1 mm. El espesor del revestimiento de Pd es de unos 0.5 μm. Con un diámetro del conducto de unos 10 mm, serían necesarios unos 3600 m de conducto permeable al hidrógeno para eliminar más de la mitad del hidrógeno generado en la reacción metal-agua en 24 horas (unas 3.2 Tm a una presión de 3.9 bar). 1.5.3.5 Adsorción de hidrógeno Se han desarrollado recientemente algunos sistemas basados en este principio. El hidrógeno puede ser adsorbido por compuestos orgánicos, óxidos metálicos o hidruros inestables. En un estudio realizado en el CEA y Technicatome (Chaudron, 1998), sobre la mitigación del riesgo asociado a la presencia de hidrógeno en un reactor de fusión, se han comparado estas tres posibilidades, concluyendo que los óxidos metálicos constituyen la opción más satisfactoria para adsorber el hidrógeno en circunstancias accidentales. Los hidruros metálicos se descartaron por su reactividad elevada con el aire y el agua y por la reversibilidad de la reacción por efecto de la temperatura (no obstante, se baraja su aplicación para otros sectores, como el almacenamiento de hidrógeno en tanques de combustible para automoción y transporte). Los compuestos orgánicos también se descartaron por su inestabilidad e inactividad por encima de los 80 ºC. Tras un estudio preliminar, se escogió el dióxido de Mn catalizado con óxido de Ag (MnO2/Ag2O). Los experimentos realizados en el lazo MIRHABEL mostraron que la capacidad de adsorción era de unos 0.2 m3 de H2 por kg de MnO2. De este modo, se necesitaría 1 Tm de MnO2 para retener 20 kg de H2. Ello haría que, para una central nuclear típica, fueran necesarias unas 50 Tm de material para adsorber los aproximadamente 1000 kg de hidrógeno que pudieran generarse. Por lo tanto, esta estrategia supondría unos costes inasumibles en la práctica en el momento actual.

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Tabla 1.4 – Comparativa de las distintas medidas de control de hidrógeno Medida Inconvenientes Mezclado 1) Capacidad limitada

2) Proceso relativamente lento Pre-Inertización 1) Limitaciones importantes durante la operación normal

2) Riesgo de asfixia (atmósfera irrespirable) 3) No asegura éxito a largo plazo (O2 por radiolisis del agua) 4) Penetraciones de contención adicionales 5) Mayor frecuencia/duración de paradas para mantenimiento 6) Mayores costes de mantenimiento normal

Inertización Post-Accidente

1) Método activo 2) Plazo breve para decisión/actuación/finalización (0.5 h) 3) Complejidad técnica en centrales monounidad 4) Presurización de la contención (mayor tasa de fugas) 5) Posibles cargas a equipos por choque térmico 6) Penetraciones de contención adicionales 7) No asegura éxito a largo plazo (O2 por radiolisis del agua)

Dilución Post-Accidente

1) Método activo 2) Sin implementación práctica en centrales nucleares 3) Análisis complejo para identificar regiones críticas 4) Funcionamiento dependiente de la secuencia accidental 5) Penetraciones de contención adicionales 6) Precisa control complementario de H2 / O2 a largo plazo

Ignitor de contacto caliente [1]

1) Precisa de suministro de C.A. 2) Elevados requisitos de potencia 3) Penetraciones de contención adicionales

Ignitor de chispa [1]

1) Operación intermitente 2) Sin control por el operador 3) No disponible en el largo plazo 4) Interferencia electromagnética por la chispa 5) Su actuación depende de la señal de LOCA

Ignitor catalítico [1]

1) Respuesta no instantánea a condiciones cambiantes 2) Riesgo de envenenamiento / fallo 3) Actuación dependiente de señal de LOCA

Recombinador térmico

1) Sistema activo 2) Elevados requisitos de potencia 3) Baja tasa de recombinación 4) No operan a presiones elevadas de contención (> 1 bar) 5) Elevados costes del sistema y de su mantenimiento

Adsorción de hidrógeno

1) Gran cantidad de material captor (> 50 Tm) 2) Elevados costes del sistema 3) Grandes incertidumbres de conocimiento (prototipos de

laboratorio) Eliminación de oxígeno

1) Utilización del sistema de rociado 2) Elevadas cantidades de material captor (> 100 Tm) 3) Riesgo de asfixia (atmósfera irrespirable) 4) Grandes incertidumbres de conocimiento (prototipos de

laboratorio) [1] Los ignitores de los distintos tipos presentan los siguientes inconvenientes genéricos: - Pueden provocar la detonación local si se colocan en ubicaciones inadecuadas - No son efectivos en condiciones inertes (vapor, exceso de N2) - Posible propagación de llamas a regiones más ricas en H2


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1.6 RIESGOS ASOCIADOS AL HIDRÓGENO EN OTROS USOS INDUSTRIALES 1.6.1 Usos existentes y métodos de almacenamiento El manejo del hidrógeno está bien establecido en las industrias química y petroquímica, por ejemplo en la reducción de los óxidos minerales, el refino de petróleo, la síntesis del amoníaco y el endurecimiento de los aceites vegetales. Para estas aplicaciones, el hidrógeno puede producirse en el propio punto de uso, requiriendo sólo unas modestas capacidades de almacenamiento. El hidrógeno puede almacenarse como gas comprimido, en forma líquida o en forma sólida combinado con un hidruro metálico. El almacenamiento en estado gaseoso es el método más habitual, en el que el gas se comprime hasta unos 150-200 bar y se introduce en botellas o tanques a temperaturas de 20-25 ºC. Por la baja densidad del hidrógeno, las cantidades de gas que pueden almacenarse son limitadas pues, de otro modo, serían necesarios grandes volúmenes de almacenamiento a tales condiciones, lo que resultaría en elevados costes materiales. La disposición de los tanques bajo tierra o bajo el agua permite el almacenamiento del hidrógeno a mayores presiones y, por tanto, de mayores cantidades. Cantidades mayores de hidrógeno pueden almacenarse en estado líquido en tanques criogénicos que conserven una temperatura inferior a 20K (-253 ºC). El proceso de licuefacción consume una gran cantidad de energía, por lo que los tanques deben contar con un buen aislamiento. Por otro lado, la relación entre los volúmenes específicos de la fase gaseosa y la fase líquida es muy alta, por lo que un calentamiento incontrolado resultaría en presiones muy elevadas con graves daños del contenedor. El almacenamiento en hidruros metálicos se basa en la capacidad de algunas aleaciones para adsorber el hidrógeno y formar hidruros. El gas es adsorbido a baja temperatura, con lo que basta con calentar el hidruro o reducir la presión para liberar el gas. En comparación con los almacenamientos en estado gaseoso o líquido, se pueden almacenar mayores cantidades de hidrógeno como hidruro, sin embargo las aleaciones adecuadas para este método son muy costosas. 1.6.2 Potenciales usos futuros del hidrógeno En la última década se ha despertado un creciente interés en el uso del hidrógeno como una fuente alternativa de energía y como vector energético por sus características no contaminantes y su enorme disponibilidad en forma de agua. El hidrógeno puede utilizarse para suministrar calor y electricidad, bien mediante su combustión directa, bien en pilas de combustible. Su aplicación al transporte más directa tendría lugar en motores de combustión interna que podrían quemar hidrógeno puro o bien mezclado con hidrocarburos. A más largo plazo, se prevé la sustitución de los

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motores de combustión por pilas de combustible, pues éstas pueden también utilizarse para la producción de electricidad a escala doméstica, reduciendo así la dependencia de las redes de distribución nacionales. Hay una serie de aspectos que deben considerarse para que la “economía del hidrógeno” –lo que implica la producción y utilización del hidrógeno generalizadas– pueda desarrollarse adecuadamente. Como indican los precedentes a lo largo de la historia, el riesgo de explosión ha sido objeto de controversia, si bien en espacios abiertos las fugas de hidrógeno se dispersarían rápidamente, puesto que el gas es muy ligero y se dispersa con mucha mayor facilidad que cualquier otro combustible. Las fugas en recintos confinados revisten una mayor gravedad, pues: • El hidrógeno es un gas incoloro e inodoro, por lo que se precisa de instrumentación

específica para su detección. • Existe riesgo de que las concentraciones se incrementen a niveles inflamables o

detonables si las fugas no son detectadas. Es factible la disposición de almacenamientos bajo el suelo, especialmente si se opta por la generación y uso del hidrógeno de forma dispersa a pequeña escala (usos domésticos y de pequeñas industrias), pues: • Los productores desearían maximizar la cantidad de gas almacenado bajo su control.

Con la tecnología actual, el almacenamiento soterrado del gas comprimido es probablemente menos costosa que en estado líquido o como hidruros metálicos.

• El efecto visual de una instalación cubierta es claramente más agradable que sobre la superficie (que requeriría, además tanques de mayor tamaño para albergar la misma cantidad de gas).

Esta opción, como ya se ha visto, incrementa el riesgo de acumulaciones de hidrógeno a niveles peligrosos, salvo que las instalaciones bajo tierra contemplen un diseño adecuado con sistemas y equipos de ventilación y detección, a la vez que puede ser necesario desarrollar una legislación específica para asegurar el cumplimiento de estándares de calidad. En general, el almacenamiento en espacio abierto sería la opción más segura, seguida por el almacenamiento en espacios confinados pero accesibles y, como opción menos segura, el almacenamiento en espacios confinados inaccesibles (por ejemplo, bajo tierra). En general, los sectores de uso doméstico y en pequeñas industrias suelen estar sujetos a una regulación menos rígida que las grandes entidades, tanto por su diseño (por ejemplo, legislación en materia de salud y seguridad aplicable a actividades comerciales) como de facto (límites en la práctica de la capacidad de los Estados de ejercer el control sobre su propia legislación). Aunque ello entraría en conflicto con las legítimas aspiraciones de un uso disperso (“lo pequeño es más bello”), podría ser necesario limitar la generación y el uso generalizados del hidrógeno si ello reportase una rebaja en los estándares de seguridad. Factores que pueden tener su importancia, tanto para las aplicaciones industriales como para los usos generales del hidrógeno (sobre todo en el transporte), son:


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• El carácter generalizado de la generación y del uso del hidrógeno significan inevitablemente que de su manejo y custodia se encargarán personas sin cualificación técnica ni formación específica, con comportamientos incluso irresponsables e incompetentes (sobre todo, en el caso del transporte privado). Por este motivo, los sistemas de seguridad no deberían cargar al usuario final con responsabilidad alguna.

• Los costes de la seguridad serán proporcionalmente más elevados a medida que la tecnología se vaya extendiendo a los grupos de menor solvencia.

• Muchas instalaciones de almacenamiento, tanto para hidrógeno o para los vehículos impulsados por él, pueden haber desarrollado en el pasado costumbres contraproducentes para la seguridad en los nuevos usos. Por ejemplo, el aparcamiento bajo cubierto ha procurado una mayor protección a los vehículos, pero un coche impulsado por hidrógeno sería más seguro si se aparca al descubierto.

• A medida que se extienda el uso del hidrógeno, particularmente en las aplicaciones portátiles, la detección de fugas en los contenedores se hará cada vez menos práctica.

1.6.3 Aplicación de la experiencia nuclear a los escenarios industriales Se ha venido argumentando la necesidad de que el uso creciente del hidrógeno en la vida cotidiana requerirá medidas de seguridad cuyos costes y necesidad de intervención humana sean lo menores posible. Se pueden establecer paralelismos con la experiencia de industria nuclear en LWRs, donde el uso de los sistemas de salvaguardia (a menudo implementados a posteriori, con costes significativos) ha cedido el paso en los nuevos diseños a sistemas pasivos que reducen la complejidad de la planta y, por tanto, sus costes de construcción y operación. En el contexto nuclear, el hidrógeno no debería estar presente en el edificio del reactor pero, si lo estuviera, debería permanecer confinado en él. Existe un número finito de emplazamientos de reactores nucleares en el mundo (menos de 500) con un adecuado nivel tecnológico, mientras que se han desarrollado e implantado diversos métodos de detección y mitigación, que requieren diversos niveles de intervención del operador, con excelentes probabilidades de éxito (es decir, conducir a la planta a un estado seguro). El uso industrial extendido del hidrógeno introduciría nuevos factores en juego. El número de lugares donde el hidrógeno puede ser almacenado o consumido se incrementaría, sobre todo si se utiliza para el transporte. La disponibilidad del personal entrenado para detectar y trabajar frente a fugas de gas puede limitarse a los grandes (y de mayor responsabilidad) agentes industriales. El transporte introduce problemas adicionales, por cuanto las exigencias de seguridad pueden cambiar a lo largo del tiempo. Un vehículo impulsado por hidrógeno que sufriera una fuga de combustible, podría ser aceptablemente seguro al aire libre en parajes poco transitados, pero supondría un riesgo público en túneles o aparcamientos cerrados. Todos estos factores apuntan claramente hacia la utilización de métodos pasivos para combatir las fugas de hidrógeno. La ventilación natural o forzada puede, en muchos casos, dispersar el gas antes de que suponga un riesgo. En otras circunstancias (por

Capítulo 1

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ejemplo, un tanque de almacenamiento a cielo abierto) no se requieren mayores medida de seguridad, aunque las fugas no detectadas podrían tener importantes consecuencias económicas. En las situaciones en las que el hidrógeno pudiera acumularse sin ser detectado, podría ser apropiado el uso de algún tipo de recombinador autocatalítico. En aplicaciones estáticas, podría ser una batería de PARs o de superficies catalizadas tipo ThInCat. En los usos de transporte, donde los tanques de almacenamiento serían previsiblemente mayores que en los vehículos propulsados por hidrocarburos, quedaría poco espacio disponible para colocar dispositivos adicionales. En este caso, la alternativa de revestimientos tipo ThInCat sobre la superficie externa del tanque y las superficies cercanas a la línea de combustible, se presenta como la más viable. Esta tecnología muestra, además, las siguientes ventajas en situaciones donde: • La modelación detallada del flujo es demasiado costosa o inviable (como en muchos

usos a pequeña escala). • Los edificios o instalaciones existentes deban ser adaptados para los usos del

hidrógeno y la implantación de dispositivos mitigadores no sea viable. • Si se desarrollan regulaciones y estándares que requieran el uso de medidas de

mitigación, los revestimientos catalíticos son la forma más sencilla de demostrar su cumplimiento o, al menos, de justificar una respuesta mínima.

Capítulo 2 LOS RECOMBINADORES AUTOCATALÍTICOS PASIVOS (PARs) 2.1 DESCRIPCIÓN GENERAL DE LOS PARs COMO MEDIDA DE MITIGACIÓN DEL HIDRÓGENO EN CONTENCIÓN El accidente en la Unidad 2 de la central nuclear de la Isla de las Tres Millas (TMI-2) centró la atención de la comunidad nuclear en la amenaza que, para la integridad del edificio de contención, podría suponer la liberación de grandes masas de hidrógeno en su interior durante un accidente severo. En la década de los 1980s, las dos estrategias principales para la mitigación del hidrógeno fueron la dilución de la atmósfera de contención con gases inertes para evitar la combustión y la ignición deliberada del hidrógeno a bajas concentraciones para limitar las consecuencias de los fenómenos de la combustión (ver sección 1.5 “Mitigación”). A mediados de dicha década, surgió una alternativa a la ignición deliberada mediante la oxidación catalítica como medio de eliminar el hidrógeno antes de que se alcanzasen concentraciones inflamables. Este método es totalmente pasivo, y se basa en la oxidación del hidrógeno por el oxígeno de la atmósfera de contención con el uso de metales nobles como catalizadores. 2.1.1 Principio termoquímico La reacción química de recombinación entre el hidrógeno y el oxígeno para formar vapor de agua es una reacción fuertemente exotérmica

H2 + ½O2 → H2O + 238 kJ/mol y que tiene lugar si se supera cierta energía de activación. Esta reacción se inicia de forma autónoma en aire por encima de unos 600 ºC. La energía de activación para la recombinación de hidrógeno y oxígeno puede verse reducida de forma significativa si se utilizan sustancias catalizadoras, caracterizadas por la propiedad de que permiten que tal reacción se inicie de forma espontánea a temperaturas bajas en su superficie, y sin que la reacción así iniciada se propague a la mezcla gaseosa circundante (reacción heterogénea). Este mecanismo catalizador actúa reduciendo la energía de enlace de las moléculas de hidrógeno y oxígeno y produciendo radicales que reaccionen fácilmente entre sí. El catalizador posibilita de este modo la aceleración de la reacción en condiciones moderadas, sin influir en la entalpía de la reacción ni en las condiciones de equilibrio químico. Los recombinadores catalíticos favorecen la reacción H2 + ½O2 → H2O reduciendo el umbral de energía de activación necesario, de forma que la reacción pueda transcurrir en condiciones más bajas de temperatura o concentración (Figura 2.1). El mecanismo de la oxidación catalítica del hidrógeno en los metales es el de Langmuir-Hinshelwood y transcurre en dos pasos: la difusión de los reactivos y la reacción de las especies adsorbidas en la matriz del catalizador.

Capítulo 2

Tiempo

Ener

gía

REACTIVOS

PRODUCTOS

Entalpía de reacciónΔH

Energía de activaciónEact

Energía de activación catalizadaEact

cat

Figura 2.1 Representación esquemática de la acción de un catalizador en la energía de activación de una reacción química. En principio, el estado inicial sobre la placa corresponde al equilibrio entre las especies aire/vapor adsorbidas en el material O, H2O, OH. Según las investigaciones de (Deutschmann, 1996) y los trabajos de (Mellado, 2002), dependiendo de las condiciones, uno de los dos reactivos principales (el combustible H2 y el oxidante O2) cubre la superficie por completo antes de la ignición. Obviamente, en las situaciones postuladas el combustible aún no está presente, por lo que debe ser el oxígeno quien ocupe la mayoría de la superficie recombinadora, estando presentes las demás especies en mucha menor proporción (ver Capítulo 5). Es decir, una vez ha sido adsorbida una molécula de O2 se necesitaría de mucha más energía para desorberla y ser sustituida por otra de vapor. Tras un tiempo suficientemente largo, puede suponerse entonces que la superficie catalítica está totalmente cubierta de radicales O. Cuando haya H2 presente en el ambiente, en el proceso de calentamiento de las placas se produciría la adsorción gradual de moléculas en forma de radicales H. De acuerdo a las investigaciones experimentales, este proceso es posible sin aporte externo de energía siempre que el índice de reacción para la fracción de huecos vacíos de la reacción de adsorción del H2 (ver ecuación [5.60]) sea menor que el de la reacción de adsorción del O2 (Mellado, 2002). Efectivamente, tanto la molécula de O2 como la de H2 necesitarían de dos huecos Pt(s) para adsorberse, por lo que este índice tendría en ambos casos el valor de 2. Sin embargo, el paradójico comportamiento “biestable” encontrado tanto experimentalmente como en simulaciones numéricas (Deutschmann, 1996), (Vlachos, 1996), (Rinnemo, 1997a) se explica si el índice de reacción para la fracción de huecos es

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Los Recombinadores Autocatalíticos Pasivos (PARs) igual a 1 en la reacción de adsorción del H2 y adquiere el valor 2 en la reacción de adsorción del O2, según el modelo HKZ (Hellsing-Kasemo-Zhdanov) (Hellsing, 1991). De esta forma, el envenenamiento de la superficie catalítica con radicales H representaría una situación estable en la que existirían condiciones críticas de ignición, es decir, sería necesario el aporte externo de energía para aumentar la temperatura de la placa por encima de un valor para que la ignición se produjera. En otras palabras, debe aportarse energía a la placa para que, desde unas condiciones termo-fluidodinámicas determinadas, las reacciones de desorción del hidrógeno sean significativas y así permitir la adsorción del oxígeno para su reacción con los radicales H presentes. Sin embargo, la situación inicial de que se parte en los problemas de seguridad de reactores es justamente la opuesta: al no haber H2 presente para instantes anteriores al inicial, la placa se encuentra casi totalmente ocupada por radicales O. Esta situación es inestable en el sentido de que, por muy pequeña que sea la cantidad de huecos libres en la superficie, éstos proporcionan una pequeña capacidad de adsorción de H2 en forma de radicales H que reaccionan de inmediato con los radicales O presentes, generando nuevos huecos en los que entraría de nuevo el hidrógeno. Como resultado se observaría que la reacción de combustión comienza inmediatamente en cuanto la placa queda expuesta al hidrógeno exterior, sin necesidad de incrementar la temperatura de la placa.

Temperatura de la placa

Tasa

de

Rec

ombi

naci

ón T

R

REGIÓN IReacción controladapor cinética química

REGIÓN IIReacción controlada por transporte

difusivo de las especies

REGIÓN IIIReacción homogéneasoportada por catálisis

Figura 2.2 Modos cinéticos de la reacción de recombinación H2-O2 sobre una superficie catalítica. En esta primera fase, la tasa de reacción H2-O2 catalizada se iría incrementando paulatinamente, a medida que el hidrógeno va siendo adsorbido y reaccionando con el oxígeno presente en el catalizador (región I de la Figura 2.2: control por la cinética - 41 -

Capítulo 2

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química). Este ritmo de reacción es mucho más lento en comparación con el transporte que, por difusión, llega de las especies químicas de la atmósfera exterior al catalizador. A medida que las reacciones se intensifican, se produce el calentamiento de la matriz sólida, lo que aumenta la tasa de reacción. Este proceso realimentado puede conducir –transcurrido un tiempo– a un rápido transitorio (ignición) en que se pasa a un estado estable diferente en el que las reacciones catalizadas alcanzan un ritmo acoplado al del transporte difusivo de especies (región II: control por la difusión o por el transporte de masa) y a una temperatura más elevada. En el caso de que las condiciones de composición de la mezcla condujesen a una temperatura suficientemente alta, podría producirse la transición hacia la reacción homogénea, es decir, induciendo la ignición en la propia fase gaseosa (región III: reacciones homogéneas). 2.1.2 Comportamiento Pasivo Se dice que un recombinador catalítico es “pasivo” cuando tal dispositivo funciona por sí mismo, alimentándose de forma automática sin necesidad de suministro energético externo ni de acciones del operador. Un recombinador catalítico inicia su acción espontáneamente en cuanto la concentración de hidrógeno comienza a incrementarse en la atmósfera del edificio de contención (Fineschi, 1996a). En los experimentos realizados, los recombinadores catalíticos arrancan con concentraciones de hidrógeno de 1-2% (expresadas en fracción molar), según condiciones mínimas de temperatura y humedad que dependen del diseño. Inicialmente, un obstáculo a la operatividad catalítica completa fue que los materiales catalíticos eran propensos a su desactivación por el vapor presente, requiriendo de un calentamiento auxiliar o de elevadas temperaturas para iniciar su arranque. Tal es el caso del recombinador PPL-70 desarrollado y comercializado por Air Products and Chemical Inc. en 1980, que contenía el material catalizador en bolitas formando un lecho. El precalentador era un intercambiador superficial de calor alimentado por una resistencia eléctrica de 8 kW (Sherman, 1980). 2.1.3 Tecnologías Los materiales activos utilizados en un recombinador incluyen elementos como el platino o el paladio. Si bien el paladio presenta una mayor actividad catalítica que el platino para la combustión de hidrógeno, muestra una tendencia a oxidarse a elevadas temperaturas. Existen diseños de recombinadores que incorporan el Pd como material catalizador, mediante el uso de lechos de gránulos esféricos de material cerámico poroso. La extensa superficie de la capa externa de los gránulos cerámicos recubiertos de Pd actúa sobre las moléculas de gas difundidas, mientras que las partículas mayores (aerosoles) en suspensión en la atmósfera de contención y arrastradas por la corriente gaseosa atraviesan los canales abiertos produciendo un bajo recubrimiento de la superficie de los gránulos. Otros diseños de recombinador se basan en el uso de placas planas de acero inoxidable revestidas de una lámina cerámica como sustrato intermedio del metal noble. Esta técnica se utiliza mucho en la actualidad para los recombinadores heterogéneos en aplicaciones

Los Recombinadores Autocatalíticos Pasivos (PARs)

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industriales. Finalmente, existen diseños que contemplan el uso de elementos completamente metálicos, para eliminar así el riesgo de fragmentación y pulverización por choque térmico. Los elementos catalíticos se fabrican con técnicas de llama o rociado de plasma (Ferroni, 1996). Los elementos básicos de un catalizador de oxidación industrial son: (1) el material de soporte o base, (2) el revestimiento intermedio o sustrato, y (3) el material activo catalíticamente. Las propiedades del elemento catalizador varían con la selección de materiales y de geometrías. Las placas de acero inoxidable constituyen el material de soporte más extendido. Placas suficientemente finas pueden resistir elevados gradientes térmicos y temperaturas de operación previstas de unos 900 ºC. El sustrato cumple la misión de incrementar la porosidad y la superficie del catalizador, mejorando además la adherencia entre el material soporte y el material activo. Normalmente se utiliza un material cerámico como el óxido de aluminio Al2O3. Este material puede experimentar un transición de fase cristalográfica a elevadas temperaturas, siendo sensible a choques térmicos que produzcan expansiones diferenciales entre el material base (10-5 m/mK) y el cerámico (3×10-6 m/mK). 2.1.4 Descripción Un recombinador catalítico consiste básicamente en un canal vertical o chimenea con el material catalítico dispuesto en su base. En caso de accidente, el elemento catalizador está expuesto a la mezcla gaseosa presente en contención. Las moléculas de H2 que entran en contacto con la superficie del catalizador reaccionan con el oxígeno del aire en la parte inferior del recombinador. El calor de la reacción en la superficie del catalizador produce una fuerza ascensional que induce el flujo a través de los elementos catalizadores sin necesidad de aporte de trabajo mecánico externo (Dewit, 1996). La corriente del flujo de convección natural facilita el mezclado de los gases y contribuiría de esta manera a evitar la formación de embolsamientos locales de hidrógeno. Este efecto puede potenciarse por: (1) el efecto chimenea inducido por la altura del recombinador, (2) una baja pérdida de carga a través de la unidad, (3) la elevada superficie de la sección de embocadura (entre un 50% y un 98% de superficie libre) si se utilizan placas catalíticas delgadas, y (4) el rápido calentamiento de las placas catalíticas. La circulación natural asegura un aporte continuo de aire al recombinador e influye en la potencia recombinadota generada por el mismo, pues la potencia es función de los valores de parámetros a la entrada del recombinador, y la temperatura y composición química del gas a la entrada del dispositivo dependen del grado de mezcla entre el gas que sale del recombinador por su parte superior y la atmósfera del habitáculo en el que se encuentra. 2.1.5 Mantenimiento Como cualquier otro equipo relacionado con la seguridad, es necesario verificar periódicamente la disponibilidad de los recombinadores catalíticos de hidrógeno. En este

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caso, la verificación incluye inspecciones visuales periódicas y experimentación de su capacidad. El montaje para la inspección en servicio debe permitir la prueba funcional de la actividad catalítica en una sección de proceso representativa de un PAR bajo condiciones reproducibles. Esto implica que al menos un elemento catalítico completo, si no varios de ellos, debe exponerse a mezclas con hidrógeno representativas de las condiciones accidentales. Durante la prueba, debe estimarse la fracción remanente de hidrógeno en la corriente saliente. El equipo de inspección en servicio de Framatome-ANP cosiste en una sección de proceso capaz de albergar entre una y tres placas catalíticas. El soporte de las placas y las líneas y válvulas de conexión están fabricados de acero inoxidable. La sección de prueba, de aspecto reticulado, está equipada con termopares para medir las temperaturas de entrada y salida, así como la fracción molar de hidrógeno a la salida. La prueba tiene lugar a una temperatura de unos 50 ºC, representativa de las condiciones en contención durante la operación normal. En la sección de prueba se inyecta una mezcla de aire con una concentración de hidrógeno determinada (en torno al 2%), detectándose a la salida la concentración de hidrógeno residual. En caso de fallo, deben comprobarse placas catalíticas adicionales pertenecientes al mismo lote. Los valores de temperatura y de concentración de hidrógeno residual se registran, sirviendo de documentación de la prueba de inspección en servicio. Sucesivas comparaciones de las curvas de fracción molar de hidrógeno saliente con las de pruebas anteriores permiten interpretar la actividad del catalizador. Los elementos catalíticos afectados por deposiciones significativas deberán ser sustituidos. El sistema de prueba TEK III/A de un PAR de diseño NIS es diferente del anterior. Su diseño consiste en un alojamiento portátil de fácil uso en laboratorios en zona controlada, con capacidad para dos cartuchos de PAR en posición vertical. Cada una de estas posiciones es un canal de flujo de 200 mm al que se expone una de las caras del cartucho. Debajo de éste se encuentran dispuestas las toberas de inyección del gas de prueba, cuyo caudal volumétrico se ajusta para reproducir la velocidad de flujo existente en el PAR mediante medidores de caudal y válvulas de control. El funcionamiento del cartucho se detecta con la ayuda de cuatro termopares en cada posición de prueba. Las señales de los termopares se registran durante la prueba en un PC en el que, mediante un software, se almacenan los datos y se muestra el incremento de temperatura promedio de todos los termopares. El criterio de prueba de las capacidades del PAR está basado en el ritmo de este incremento de la temperatura media a lo largo del tiempo. El gas de prueba es aire con un 2% de hidrógeno, como en los experimentos de laboratorio, y las condiciones de la prueba son las condiciones atmosféricas del habitáculo en el que ésta se efectúa.

Los Recombinadores Autocatalíticos Pasivos (PARs) 2.2 DISEÑOS COMERCIALES DE PAR 2.2.1 Atomic Energy of Canada Ltd. (AECL) El diseño AECL (Figura 2.3) consta, básicamente, de un prisma rectangular (32×62×52 cm3) abierto en sus bases, con una tapa colocada en su parte superior y una rejilla en la cara frontal. Estos dos últimos elementos protegen los elementos internos del agua rociada. En la base de la caja, se disponen en su interior elementos catalíticos rectangulares en dirección paralela a la del flujo de gases. Para optimizar el caudal en los canales, las placas están separadas entre sí unos 2 cm.

Figura 2.3 Diseño de PAR de Atomic Energy of Canada Ltd (AECL). El material catalizador presenta una actividad muy elevada de oxidación de hidrógeno, no se desactiva en presencia de vapor y está cualificado para operar en un amplio margen de

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temperaturas. De hecho, puede operar a temperaturas de 1000 K sin perder actividad catalítica por humedecimiento ni exposición a la radiación. El PAR es capaz de arrancar automáticamente a bajas concentraciones de hidrógeno en atmósferas saturadas en vapor a baja temperatura (13 ºC). El PAR de AECL se diseñó para operar en un rango de XH2 entre el 1% y el 8% en aire. El pequeño espesor de las placas y su amplio espaciado permiten disipar el calor de forma eficiente y permitir la operación en condiciones bien dentro de la región de inflamabilidad. También está diseñado para que la corriente de gas saliente tenga una temperatura relativamente baja por el paso de una corriente fría de gas entre las láminas. En Canadá, las plantas CANDU han incorporado PARs de diseño AECL desde el año 2000 y, en Finlandia, las unidades 1 y 2 de Loviisa (PWR con condensadores de hielo) desde 2002. 2.2.1.1 Cualificación por el fabricante El recombinador AECL ha sido exhaustivamente cualificado por el suministrador. El funcionamiento y comportamiento del PAR se han demostrado en las vasijas de 6.6 m3 y 10.7 m3 de la CTF (Containment Test Facility) en los laboratorios de Whiteshell, utilizándose un prototipo de PAR a escala ½ y un modelo de pruebas. Las pruebas de cualificación ambiental se realizaron en la LSVCTF (Large-Scale Vented Combustion Test Facility) de 120 m3. Se muestra a continuación un resumen de los principales resultados de estas pruebas:

Pruebas de Cualificación en las vasijas CTF de AECL

Tipo de Prueba # Resultados (modelo de prueba) Configuración y geometría • Canales axiales • Placas corrugadas • Placas planas • Razón altura/espaciado • Efecto chimenea

33 • Chimenea incrementa capacidad 30%-50% por cada m de altura. • La configuración simple de capacidad óptima es la de placas

paralelas en relación altura/espaciado igual a 10.

Efecto de las condiciones iniciales • Presión • Temperatura • Humedad • [reactivos]

11 • Capacidad creciente con la p (1-2 bar) • Capacidad sensible a la T inicial (20-120 ºC) • No afectada por humedad • Capacidad creciente con reactivo limitante

Límites de autoencendido 25 • Autoencendido espontáneo con o 1% H2 (O2 en exceso), 25ºC, 100% hum o 1% O2 (H2 en exceso), 25ºC, 100% hum

• Límites no afectados por 90% vapor, CO2, N2, diluyentes Escala (1/10 a escala real) 4 • Capacidad proporcional a la sección de entrada Capacidad de mezclado (cilindro 10.7 m3)

6 • Atmósferas estratificadas sobre 5 m de altura homogeneizadas por convección natural en 3 min

Efecto del rociado de agua 4 • Rociado sobre catalizador descubierto enfría las placas y reduce su capacidad.

• Sin rociado, éste se recalienta y recupera su capacidad.


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Efecto de rociado vapor 4 • Aumenta tasa recombinación (convección forzada) Efecto de la radiación 2 • Capacidad y límites autoencendido no afectados por 480 kGy de

radiación γ Efecto de combustión de H2

3 • Comportamiento catalizador no afectado por combustiones al 10% y 14% de hidrógeno

Resistencia a venenos • ácido bórico • fuegos de

cables/queroseno • CO • ioduro de metilo • formaldehído, benceno

• Límites autoignición no afectados, reducción capacidad

(precipitados) • No efecto sobre autoencendido, pequeña reducción de capacidad • Capacidad no afectada, límite encendido sube a 2% H2 (2% CO) • Capacidad no afectada, límite encendido sube a 3% H2 • Ningún efecto • Capacidad se mantiene tras 4 años en atmósfera industrial

Envejecimiento 2 • Capacidad se mantiene tras 4 años en atmósfera industrial 2.2.1.2 Cualificación Independiente El IPSN francés realizó pruebas independientes de cualificación a la exposición a aerosoles procedentes del corium fundido en PWRs. Un laboratorio independiente llevó a cabo la cualificación sísmica ante seísmos base de diseño con aceleraciones de hasta 10 g (en horizontal) y 6.5 g (en vertical) simulados sobre una tabla inclinada biaxial con vibración aleatoria multifrecuencia de banda ancha. 2.2.2 Electrowatt-Ekono AG El PAR desarrollado por Electrowatt-Ekono AG (anteriormente Electrowatt Engineering) en colaboración con CCI-AG (antes Sulzer Thermtec) recibe el nombre de KATAREK. Este concepto, basado en el principio de catalizador completamente metálico, ha sido desarrollado por el GRS y el FzJ en Alemania desde 1982. El dispositivo KATAREK (Figura 2.4) consiste en un receptáculo hueco de sección cuadrada o rectangular con dimensiones estándar de 300×300 mm, si bien pueden utilizarse otras siempre y cuando la potencia térmica de recombinación no exceda el límite de 350 kW, lo que corresponde a una tasa de recombinación de hidrógeno de unos 2.5 g/s por módulo. Se ha experimentado a escala real con configuraciones de 1200 y 1900 mm de altura total. Las placas catalíticas, totalmente metálicas, se disponen en la parte inferior del receptáculo distribuidas por capas. En cada capa, las placas se disponen paralelamente unas a otras con cierta inclinación. Las capas sucesivas de placas se colocan de forma perpendicular a la inmediatamente inferior, con el fin de optimizar la transferencia de masa entre el gas y el catalizador. En las condiciones operativas de diseño, la tasa de reacción del KATAREK no está controlada por reacción química según la ley de Arrhenius (región de control cinético) sino por la transferencia de masa desde el fluido exterior (región de control por transporte de masa). La reacción catalítica, la generación de calor y el flujo vertical de la mezcla gaseosa se inician de forma espontánea, teniendo una gran importancia la inercia térmica de las placas catalíticas pues, cuanto mayor es la inercia térmica de las mismas, más tiempo se requiere para que se alcance la temperatura de ignición catalítica.

Capítulo 2

Figura 2.4 Diseño KATAREK de recombinador de Elektrowatt-Ekono (EE) (Fineschi, 2001b). En este diseño de catalizador totalmente metálico, la porosidad se consigue sin un sustrato cerámico intermedio por medio de un revestimiento directo con polvo catalítico (95% de Pd, 4% de Ni y 1% de Cu). Este polvo se inyecta a alta temperatura con un rociado térmico por descarga eléctrica de gas (rociado de plasma). El rociado térmico proporciona una fuerte adherencia entre el material base y el revestimiento catalítico por la formación de una capa de difusión en la interfase. La porosidad del acabado final depende de la rugosidad inicial de la placa base, de los tamaños de partícula del polvo inyectado y de los diferentes puntos de fusión de las aleaciones metálicas. Además, el polvo se inyecta con la ayuda de un gas inerte que escapa durante la fase de solidificación del revestimiento, causando la aparición de poros y túneles. EE ha utilizado investigaciones y estudios básicos del GRS sobre el catalizador (GRS, 1994), en los que se han llegado a realizar hasta un total de 27 categorías de experimentos diferentes. Los objetivos del diseño herméticamente cerrado son: (1) proteger el material catalítico de las condiciones atmosféricas de la contención durante los períodos de espera, asegurando la capacidad catalítica en caso de necesidad de su operación, (2) exponer el material catalizador al ambiente atmosférico sólo en presencia de un flujo de gases para evitar deposiciones, y (3) reducir al mínimo los requisitos de inspección en servicio de las placas catalíticas.

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2.2.2.1 Cualificación independiente En la instalación KALI-H2 del CEA se han efectuado pruebas de cualificación de una sección de escala real de un módulo KATAREK 15×15 cm de elevada inercia térmica, para la que se han medido la tasa de recombinación de hidrógeno. Estos experimentos han simulado condiciones de atmósfera de contención típicas de distintos escenarios accidentales:

Serie A Serie B Presión 2.3 bar 1.3 bar Temperatura 100 ºC 110 ºC Xaire 51.5% 90.0% XH2 5.0% 10.0% Xvapor 43.5% 0.0%

Los resultados de estas pruebas integrales fueron los siguientes: • La inercia térmica del catalizador y su relación con el flujo másico de hidrógeno a la

entrada del dispositivo es un parámetro muy importante para determinar el intervalo de tiempo entre la inyección del hidrógeno y la aparición de la temperatura de ignición catalítica. En el diseño EE, la inercia térmica se proporciona a través del espesor de la placa y por el recubrimiento catalítico de una de sus caras o de las dos. Al incrementarse la inercia térmica, puede aumentarse la temperatura de ignición catalítica.

• Poco después de alcanzada la temperatura de ignición catalítica, la condición

operativa de un módulo KATAREK es la de modo controlado por transporte de masa o por difusión. En tal caso, la tasa de recombinación es independiente de la concentración de hidrógeno o de la temperatura de las placas. Ante una reducción lineal de la XH2 entre el 10% y el 4% a lo largo del tiempo observada en los experimentos, se comprobó que la tasa de recombinación medida fue aproximadamente constante e igual a 1.5 kg/h por m2 de superficie catalítica, lo que se considera un valor elevado.

• No puede excluirse la posibilidad de que la reacción se propague a la fase gaseosa

(combustión homogénea). Al principio de la inyección de hidrógeno, la temperatura en la corona del PAR alcanzó los 815ºC, muy por encima de la temperatura observada en las placas catalíticas (750ºC máximo).

Los experimentos analizados corresponden a la Serie B (110ºC de temperatura inicial, 10.0% de XH2). No se registró ningún incremento súbito de la presión por efecto del calentamiento en la temperatura de salida del PAR (máximo 850ºC a los 80 s de iniciar la inyección de H2). Una cámara de video especial de elevada sensibilidad en el rango visible

Capítulo 2

y en el ultravioleta no captó ningún fenómeno especial salvo algunas partículas de aspecto resplandeciente. 2.2.3 Framatome-ANP Los recombinadores catalíticos de la serie FR90/1 fueron inicialmente desarrollados por Siemens KWU en Alemania, y constan de una carcasa metálica diseñada para potenciar el flujo por convección natural, con la entrada de la mezcla de gases por su base y la salida por su parte superior (Figura 2.5). En la parte baja del receptáculo se coloca una batería de placas paralelas con el recubrimiento catalíticamente activo. La cubierta superior del recinto prismático protege los elementos catalíticos frente al rociado directo de agua o la deposición de aerosoles, permitiendo así la operación del PAR en condiciones de rociado de la contención (Blanchat, 1999). Los elementos catalíticos se disponen en un bastidor que facilita la extracción del conjunto para su inspección y mantenimiento.

Figura 2.5 Diseño de PAR de Framatome-ANP modelo FR90/1-960. Los elementos catalizadores son placas finas de acero inoxidable recubiertas de un catalizador especial de múltiples metales preciosos que permite bajas temperaturas de encendido. El comportamiento hidrófobo del catalizador se asegura sin necesidad de disponer capas adicionales. Estas unidades son altamente resistentes a la temperatura y a

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la radiación ambiente. El desarrollo contempló experimentos de optimización con el fin de conseguir la máxima capacidad recombinadora en un receptáculo de mínimo tamaño. El catalizador no ha mostrado degradación de sus funciones tras un largo tiempo de exposición a vapor saturado y elevadas temperaturas. Las tasas de recombinación de hidrógeno se han comprobado en las condiciones operacionales previstas: (1) bajas y altas XH2 en condiciones inertizadas por vapor, (2) atmósfera altamente contaminada, (3) durante la actuación del rociado de contención, y (4) a distintos valores de p y T. Se comercializan distintos tipos de recombinador, con tasas de recombinación de entre 0.18 a 5.36 kg/h (a 1.5 bar y 4% vol. XH2). En algunas centrales nucleares de la Europa del Este se han instalado entre 4 y 16 PARs del diseño FR90/1-150 para evitar la combustión del hidrógeno durante un DBA. Sin embargo, para un accidente severo es necesaria una capacidad recombinadora unas cien veces mayor, que corresponde a unos 40 dispositivos del tipo FR90/1-1500, de 150 placas (PWR alemán de 1300 MWe). La recombinación de hidrógeno comienza a partir de una XH2≈2%, y se ha medido una concentración residual de apagado menor del 0.5 %. 2.2.3.1 Cualificación por el suministrador Para la implantación de PARs ante accidentes severos en los PWRs alemanes, los recombinadores Framatome-ANP se sometieron a las llamadas “pruebas tipo” de la agencia de inspección autorizada TÜV Bayern. El programa de pruebas se efectuó en la instalación VB 12000 en Karlstein (Alemania), realizándose los siguientes experimentos sólo sobre el elemento catalítico: con B elemental, I, CH3I, CO2, vapores de soldadura y disolventes, y prueba de inmersión. Por otro lado, se realizaron las siguientes pruebas a un módulo de recombinador completo: • Pruebas de recombinación en distintas condiciones termohidráulicas. • Pruebas funcionales tras exposición a deflagración de hidrógeno. • Pruebas de recombinación tras exposición a incendios de aceites y cables. • Pruebas de recombinación a largo plazo. También en la instalación de Karlstein se realizó la cualificación de los nuevos modelos FR90/1-380T y 750T durante la visita de expertos independientes del GRS alemán en 1998. 2.2.3.2 Cualificación independiente Distintas organizaciones han desarrollado un extensivo programa de cualificación para analizar las tasas de recombinación bajo variadas condiciones de XH2, p, Xvapor y potenciales venenos. Las distintas organizaciones independientes que han participado y/o efectuado las pruebas de cualificación son TÜV, CEA, IPSN, EPRI y EdF. En la tabla siguiente se resumen los principales programas de prueba realizados, ordenados cronológicamente.

Capítulo 2

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Se realizaron los siguientes experimentos (Eckardt, 2000) y (Rongier, 1996): • Distintas condiciones de p, T, XH2 y Xvapor. • Bajo la exposición a venenos catalíticos. • Pruebas tras combustión de H2, inmersión en agua, fuegos de cables y aceites.

Alemania Karlstein Battelle Model Containment (BMC)

Desarrollo y cualificación Solicitud de patente Concesión de patente Comportamiento en geometría multi-compatimento

1989 1990 1995 1991

Bélgica Cualificación Desarrollo de método de cálculo

1993

Francia CEA-Cadarache KALI-H2 (EdF): Cualificación PWR 900 MW ante escenario accidental francés (spray, NaOH, H3BO3)

1995

EEUU y Francia

CEA-Cadarache KALI-H2 (EPRI) Cualificación US-ALWR

1995/1996

Francia CEA-Cadarache H2PAR (IPSN) Aerosoles (Te, Se, I, Cs)

1996/1999

Francia CEA-Cadarache H2PAR (EdF/IPSN) Elevadas XH2

1998

Alemania Karlstein Pruebas deflagración 2000 A partir de los experimentos H2PAR pudo concluirse que la resistencia al envenenamiento del recombinador Framatome-ANP también se ha demostrado bajo condiciones realistas de accidente severo. Las pruebas en esta y otras instalaciones han analizado potenciales inhibidores o venenos como humos de soldadura, vapores de disolventes, agua, vapor, CO, ácido bórico, ioduro de metilo y fuegos de cables y aceites. La primera instalación de un sistema de este diseño en una central nuclear real tuvo lugar en Bélgica en 1995 (Snoeck, 1996). La instalación de un sistema de este tipo, comprendiendo típicamente unos 40-60 módulos, puede realizarse de forma habitual durante un período de dos semanas durante la parada de recarga, requiriendo un tiempo de proyecto (ingeniería, fabricación e instalación final en la contención) de aproximadamente un año. En la actualidad, se encuentran instaladas o bajo pedido unas 1000 unidades recombinadoras en distintas centrales PWR occidentales y VVER de diseño ruso. En la página siguiente, se detallan en forma de tabla las principales centrales nucleares que han instalado PARs en la última década en los distintos países, indicando el año de instalación de los recombinadores. Para asegurar la capacidad funcional, se desarrollan programas anuales de mantenimiento preventivo que garanticen que los módulos recombinadores conservan su capacidad de cumplir con su función de seguridad a lo largo de toda su vida en servicio. El programa de mantenimiento consta de inspecciones visuales en servicio y pruebas de los elementos catalizadores instalados. Para ello es necesario extraer algunas de las láminas catalíticas y colocarlas en el aparato de pruebas estandarizado. Cada placa se expone a un gas de


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prueba con hidrógeno premezclado y se mide su eficiencia catalítica. Este programa de pruebas se ha efectuado unas quince veces desde 1995 con resultados positivos. País Central Nuclear Año Instalación de PARs Alemania Emsland

Isar 2 Neckarwestheim 2 Grafenrheinfeld Grohnde Unterweser

1999 1999 1999 1999 2000 2000

Bélgica Doel 1 Doel 2 y 3 Doel 4 Tihange 1 y 2 Tihange 3

1995 1996 1998 1996 1998

Eslovaquia Mochovce 1 y 2 1998 España Trillo 1 2003 Holanda Borssele 1997 Hungría Paks 1, 2, 3 y 4 1997 República Checa Dukovany 1, 2, 3 y 4

Temelin 1, 2 1998 2000

2.2.4 NIS Ingenieurgesellschaft mbH (NIS) El recombinador catalítico desarrollado y comercializado por NIS fue financiado por la eléctrica alemana RWE y cualificado con la colaboración de Degussa (suministrador del catalizador), el Instituto Battelle (pruebas experimentales) y la Universidad Técnica de Munich (análisis del comportamiento). El recombinador catalítico de NIS consta de cartuchos rectangulares rellenos de un lecho de pequeñas esferas cerámicas recubiertas de Pd. Precisamente la gran superficie de la capa de Pd permite que las moléculas de H2 y O2 difundidas desde el gas se recombinen. Los cartuchos se disponen con espacios entre ellos para permitir el paso de aerosoles y partículas sin obstruir la superficie de las bolitas (Bröckerhoff, 2000) además de servir como canales de ventilación del gas succionado en la parte baja del recombinador. Las unidades de recombinador NIS se comercializan en módulos de 11, 22, 44 u 88 cartuchos, con el fin de garantizar la tasa de recombinación necesaria (Figura 2.6). Puede colocarse una cubierta sobre la carcasa para proteger los cartuchos del agua rociada, así como dos secciones de prolongación a modo de chimenea –en forma de pirámide truncada– para potenciar la reacción de recombinación. Las dimensiones exteriores de la sección de entrada del modelo de 88 cartuchos son de 900 × 900 mm2, con un área de la sección de entrada igual a 0.4 m2, igual a la de la desembocadura de la chimenea superior. Este aparato contendría un total de 35 kg de bolitas catalíticas con revestimiento hidrófobo y canales de 1 cm de anchura entre cartuchos. El peso total del módulo

Capítulo 2

completo es de unos 170 kg. El área externa total del lecho de bolitas se estima en unos 140 m2, con un área reactiva total del lecho calculada de unos 1.25×106 m2 (Bröckerhoff, 2000).

Figura 2.6 Diseño de PAR NIS de 88 cartuchos. El funcionamiento del recombinador NIS fue caracterizado inicialmente en las instalaciones de Battelle. Se realizaron un total de 41 experimentos con módulos recombinadores de altura real y 11 × 11 cm2 de sección de entrada en un habitáculo experimental específico llamado Airlock. Además, otros 8 experimentos realizados en un modelo de contención –la Battelle Model Containment (BMC), ver sección 2.4.2– permitieron analizar la capacidad de un prototipo de tamaño real y demostrar que podía soportar combustiones del 10% de concentración de H2 sin sufrir daños estructurales. De estos experimentos, todos menos uno correspondieron a condiciones de accidente severo: presiones de hasta 2 bar, temperaturas de hasta 125ºC y concentraciones de vapor de hasta el 50%. La XH2 se hizo variar entre el 3% y el 11%, y uno de los experimentos se realizó en condiciones de asfixiamiento de aire (Xaire=10%), para simular las condiciones de inertización en un BWR. El recombinador NIS fue capaz de generar intensas corrientes convectivas que mezclaron la atmósfera de contención. 2.2.4.1 Cualificación por el suministrador Según las pruebas de cualificación del suministrador, la capacidad del recombinador no se ve muy afectada (en menos de un 15%) por cualquiera de los venenos seleccionados para el programa de pruebas: yodo, CO y hollines de incendios de cables y aceites.

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2.2.4.2 Cualificación independiente Diferentes organizaciones independientes han participado en pruebas de caracterización del funcionamiento de los recombinadores NIS: Battelle (en su instalación BMC), el CEA francés (en la KALI H2), los SNL (el tanque Surtsey) y el laboratorio Wyle. En condiciones secas y frías (10ºC) consiguió detectarse el arranque inmediato del PAR en las condiciones de XH2 más bajas: un 0.6%, continuando la recombinación hasta que esta concentración descendió por debajo del 0.5%. En condiciones frías y húmedas (rociado de agua fría durante 1 hora antes del experimento) el arranque del PAR se retrasa a bajas XH2 hasta que el agua es expulsada por calentamiento. Este retraso es de unos 5 minutos al 2% de XH2, prolongándose hasta 30 minutos al 1%. Los recombinadores NIS se han implantado en centrales nucleares de EEUU y Alemania, para el control del hidrógeno tanto frente al accidente base de diseño como el accidente severo e incluso en operación normal, según se resume en la tabla siguiente: Desde Alemania KKW Biblis A y B (ABD+AS)

KKW Philipsburg 2 (AS) KKW Grundremmingen B y C (AS, con pozo seco inerte)

En licenciamiento 2001 1999

EEUU Indian Point 2 (ABD) Surry 1 (operación normal)

1999 1997

2.3 PROTOTIPOS DE RECOMBINADOR CATALÍTICO 2.3.1 El Proyecto THINCAT de la UE Las tasas de recombinación de hidrógeno de los PARs existentes están limitadas a unos pocos g/s por cada unidad. Es, por lo tanto, necesario instalar una gran cantidad de ellos (entre 40 y 80) en el edificio de contención para poder afrontar accidentes más allá del ABD. En estas situaciones, la extracción del calor de reacción es un problema, pues la conversión de hidrógeno a elevadas tasas puede causar el sobrecalentamiento de los sustratos catalíticos hasta alcanzar la temperatura de ignición. En el proyecto THINCAT de la UE se propone un concepto alternativo para la recombinación catalítica, en el que se aprovecha la superficie exterior del aislamiento térmico de los componentes del circuito primario (generadores de vapor, ramas de los lazos) colocándoles un recubrimiento catalítico. Las superficies así tratadas son capaces de recombinar con la misma capacidad que los módulos recombinadores convencionales. Su mayor ventaja consiste en su seguridad, al ser menos susceptibles de iniciar la ignición, además de no necesitar un proceso de cualificación frente a cargas sísmicas o del blowdown y no obstruir vías de acceso (Fischer, 2001).

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El aislamiento térmico de los grandes componentes presentes en la contención de un PWR suele constar de elementos aislantes protegidos por láminas de acero inoxidable. El recubrimiento catalítico presenta metales nobles (Pd, Pt) finamente dispersos de modo que puedan iniciar y mantener la reacción catalítica de recombinación H2-O2. El aspecto más importante que distingue el sistema THINCAT de los recombinadores tipo caja es la disposición geométrica de las superficies catalíticas. En los PARs tipo caja, la reacción catalítica y la producción de calor asociada se producen en un volumen relativamente pequeño, lo que implica elevadas temperaturas de las superficies catalíticas y del gas circundante, con dos posibles efectos contrapuestos: un fuerte flujo convectivo a través del recombinador inductor de elevadas tasas de recombinación y la posibilidad de igniciones no deseadas con propagación de llama y transitorios de presión difíciles de predecir. En contraste con lo anterior, las superficies catalíticas THINCAT presentan el catalizador distribuido en grandes áreas por toda la contención, y el calor generado se transmite hacia las estructuras circundantes por convección y radiación. La generación de calor se reduce a la mitad, pues la reacción catalítica sólo ocurre en una de las caras de la superficie, lo que reduce la intensidad de la convección natural y la eficiencia local de recombinación, si bien se reduce el riesgo de igniciones no deseadas. Otro posible inconveniente aparece si el hidrógeno se acumula en la parte superior de la contención, donde podría no ser recombinado de forma eficiente por las superficies activas, lo que precisaría de la ayuda de los dispositivos tipo prisma. 2.3.2 Modelo del Instituto Kurchatov A principios de la década de los 1990s, el Centro Ruso de Investigación del Instituto Kurchatov (RRC-KI) investigó teórica y experimentalmente el desarrollo de PARs basados en materiales celulares de alta porosidad (HPCM) activados con Pt (Baronov, 1991 y 2005). Los HPCM son estructuras regulares de celdas poliédricas de 1 mm repartidas periódicamente, cuyas paredes son muy pequeñas comparadas con su dimensión. Por lo tanto, el sistema presenta una porosidad elevada (0.98) y un bajo peso específico: la superficie de esta matriz metálica está recubierta de un revestimiento catalítico multicapa (Grigoriev, 1991). El dispositivo presenta una baja resistencia dinámica al flujo de gas y una superficie catalítica muy desarrollada. Tras una serie de experimentos preliminares y cálculos con el programa MARCH-3, el RRC-KI desarrolló un modelo de recombinador catalítico que consistían en un elemento activo en forma de disco encerrado en una carcasa convectiva para aprovechar el efecto chimenea (Figura 2.7). Sus principales características son: • Bajos valores de la XH2 umbral de auto arranque: un 0.7% vol. por debajo de 70ºC,

arranque espontáneo a temperaturas por encima de 70 ºC, • Cortos tiempo de respuesta (XH2=4% vol.): menos de un minuto a temperaturas

entre 20-70 ºC,


• La presencia de vapor de agua parece incrementar este tiempo de respuesta a temperaturas por debajo de 70ºC,

• No existe límite de humedad admisible: en principio, el dispositivo es plenamente capaz de funcionar con un 100% de humedad relativa.

Figura 2.7 Prototipo de PAR investigado por el Instituto Kurchatov. Se analizaron tres tamaños de estos dispositivos: pequeño (100 mm de diámetro y 300 mm de alto), mediano (D=200 mm, H=1 m) y grande (D=0.5 m, H=3 m). La capacidad de recombinación de dichos dispositivos, en condiciones de XH2=4% vol., fue de 0.017, 0.19 y 2.5 g/s (estos dos últimos valores son estimaciones). Por otro lado, el Instituto Ruso de Investigación Científica de Protección contra Incendios también realizó algunas investigaciones sobre recombinadores catalíticos (Shebeko, 1997), se desconoce si en conexión con los trabajos del RRC-KI. 2.3.3 Westinghouse Existe una instalación de desechos de bajo nivel de radioactividad en el emplazamiento de Hanford. La mezcla de desechos puede, por radiolisis y reacciones químicas, generar hidrógeno y óxido nitroso. También pueden producirse CO, CH4 y NH3 por degradación orgánica. Si la tasa de generación de gases es elevada, los niveles de XH2 en los espacios entre las cámaras de la instalación pueden exceder el límite inferior de inflamabilidad.

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A principios de los 1990s, la compañía Westinghouse Hanford consideró una solución adecuada el uso de catalizadores para recombinación del hidrógeno y reducir su concentración a valores dentro de los rangos aceptables. Podían barajarse dos posibles agentes oxidantes: el oxígeno y el óxido nitroso. La disponibilidad de oxígeno está ligada a la tasa de generación de H2 y a la inmisión de aire del exterior hacia el sumidero. En caso de que este suministro de aire fuese insuficiente y la atmósfera sufriera un defecto de oxígeno, el óxido nitroso siempre estaría disponible como oxidante en la reacción

Capítulo 2

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(Britton, 1994). Pruebas preliminares mostraron que un hilo de platino purificado en alto vacío y calefactado, era capaz de catalizar reacciones de oxidación H2/O2 y H2/NO2. La compañía Westinghouse Hanford realizó, entre 1993 y 1995, un programa de pruebas para construir recombinadores catalíticos, probando como material una mezcla 50%-50% de catalizadores Engelhard Deoxo 18467 y AECL hidrófobo 85-42. Este catalizador demostró una capacidad de recombinación de más de 34 mg/h por g de catalizador para una concentración de hidrógeno inicial del 1.0%, dejando una concentración residual en la mezcla inferior al 0.15%. Llegó incluso a construirse un prototipo pero, después de pruebas complementarias, se desechó la idea y se optó por un sistema de venteo (Britton, 1995). 2.3.4 Diseño innovador CEA Consiste en colocar accesorios en las bocanas de entrada y de salida del recombinador con el fin de potenciar su funcionamiento a elevadas concentraciones de hidrógeno, desplazando así el límite de autoignición a fracciones molares de hidrógeno aún mayores. Tales accesorios no son más que filtros que inducen elevadas pérdidas de carga en el flujo que atraviesa el recombinador cuando éste está operando a elevadas [H2], de modo que se conserve el estado de la pátina catalítica depositada sobre el acero, sobre todo durante los períodos de arranque, donde aparecen las mayores tensiones por dilataciones diferenciales entre los distintos elementos del recombinador. Los filtros desempeñan así dos funciones: reducir el incremento de temperatura mediante el control del flujo de hidrógeno a lo largo de las placas catalíticas y servir de trampa a las posibles partículas de catalizador que hubieran podido desprenderse de las placas, confinándolas dentro del propio recombinador. Los filtros pueden instalarse sobre cualquier tipo de recombinador catalítico son necesidad de alterar su diseño. Se han realizado pruebas en la instalación KALI-H2 con un modelo de recombinador Framatome-ANP equipado con filtros. No se observó ignición ante una XH2 del 10% en aire seco, con una reducción del 30% en la tasa nominal de recombinación. Otra prueba en atmósfera saturada en vapor mostró también una tasa de recombinación reducida. Estos aparatos pueden disponerse en los habitáculos de la contención donde se esperen altas concentraciones de hidrógeno. La reducción de la tasa de recombinación puede compensarse incrementando proporcionalmente la superficie activa. El modelo de PAR incorporando los filtros está patentado con el número FR98/10468. 2.3.5 Diseño innovador del FzJ Como resultado de los trabajos experimentales realizados en el Forschungszentrum Jülich sobre los PARs de diseño de placas, uno de los prototipos desarrollados en este centro de investigación contempla la posibilidad de saturación de la superficie catalítica con el fin de limitar la tasa de la reacción de recombinación a elevadas XH2 (capacidad de conversión adaptada). Ello se consigue utilizando superficies de baja densidad superficial de huecos –el parámetro Γ de la Sección 5– con resultados satisfactorios (Reinecke, 2004). Con el fin de incrementar la tasa de recombinación por dispositivo, se dispondrían los elementos

Los Recombinadores Autocatalíticos Pasivos (PARs) catalíticos en varios escalones, entre los que se dispondría la extracción de parte del calor de reacción producido (Figura 2.8).

Figura 2.8 Diseño modular de PAR del FzJ (Reinecke, 2004).

2.4 INSTALACIONES EXPERIMENTALES ACTUALES En esta sección se presentará una visión general de las actividades experimentales recientes relacionadas con los recombinadores catalíticos comerciales. No es el objetivo de este apartado la actividad experimental sobre catalizadores, sino que se limita a la descripción de instalaciones y presentación de los principales programas de prueba. La sección siguiente se dedicará al apartado de cualificación. 2.4.1 Instalaciones de AECL (Canadá) La instalación Containment Test Facility (CTF) se encuentra en al centro de investigación de Whiteshell de AECL y consiste en dos tanques a presión: uno esférico de 6.6 m3 y otro cilíndrico de 10.7 m3. Las vasijas están fabricadas con acero estructural, se encuentran convenientemente instrumentadas y aisladas y presentan un control de la temperatura de operación entra la temperatura ambiente y 100ºC, pudiendo resistir presiones internas de hasta 10 MPa (100 bar). La instalación también presenta sistemas de adición controlada de hidrógeno, vapor, oxígeno y gases inertes. El funcionamiento y el comportamiento del recombinador de AECL se verificaron en los tanques de la CTF utilizando un modelo de prueba escala 1/10 –0.01 m2 de área de admisión– y un prototipo a escala real –de 0.1 m2 de sección de entrada (Koroll, 1995a). Se analizaron los límites de auto-ignición, límites de operación, capacidad recombinadora, parámetros de escala y capacidades de mezcla, así como su resistencia al envenenamiento, fallo y radiación.

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En el mismo emplazamiento de Whiteshell se encuentra la Large-Scale Vented Combustion Test Facility (LSVCTF), que es un receptáculo prismático de 10 m de longitud, 4 m de anchura y 3 m de altura, con un volumen interno de 120 m3 y cuyas paredes externas están construidas con planchas de acero de 1.25 cm de grosor soldadas a un armazón rígido de haces de varillas de acero también (Figura 2.9). La estructura se encuentra anclada sobre una losa de hormigón de 1 m de espesor. Las paredes de los extremos se mueven sobre unas rodaduras y se utilizan para acceder al recinto para su modificación o para introducir equipos. La cámara de combustión se encuentra en su conjunto cubierta por una estructura semicilíndrica horizontal que alberga los sistemas de análisis de gases y ventiladores hidráulicos en uno de sus extremos y los sistemas de conducciones y válvulas en el otro extremo. La cámara de combustión LSVCTF puede subdividirse en 2 ó 3 compartimentos mediante el uso de paneles de acero. La cámara presenta ocho ventiladores que permiten mezclar los gases uniformemente (Loesel Sitar, 1996). Su presión de diseño es de 300 kPa, con un factor de carga dinámica igual a 2. La instalación está convenientemente instrumentada y aislada y su temperatura de operación controlada entre el valor ambiente y los 140ºC presentando, además sistemas de adición controlada de hidrógeno, vapor y gases inertes (helio). Todos los procedimientos de operación de la instalación se llevan a cabo de forma remota a una distancia de 400 m. La composición de la atmósfera puede medirse en hasta 24 ubicaciones gracias a un espectrómetro de masas de proceso industrial con una válvula de muestreo de alta velocidad de rotación. El hidrógeno, oxigeno vapor y gases ligeros pueden así medirse en unos 4 segundos de tiempo real, con una precisión del 0.1% (Dewit, 1996).

Figura 2.9 Vista de la Large Scale Vented Combustion Test Fatcility (LSVCTF) en AECL Whiteshell, Canadá (OCDE, 2000c). Las pruebas de cualificación de un modelo comercial (0.2 m2 de área de entrada) se realizaron en la LSVCTF en condiciones ambientales realistas entre 1995 y 1998. Los aspectos que se analizaron fueron:

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• Pruebas funcionales de umbral de autoignición y capacidad. • Envejecimiento térmico y por radiación γ (dosis integrada de 370 kGy). • Envolvente de transitorios de H2 ante LOCA/LOECC en CANDU-6 y -9 (1% a 6%

de XH2). • Rociado de agua con aditivos (ácido bórico, hidróxido potásico, litio). AECL también dispone de instalaciones de pequeña escala en el emplazamiento de Chalk River. Estos laboratorios se utilizaron para comprobar el impacto químico de sustancias –yodo, hidracina y productos de la combustión de cables (ácido hidroclórico, cloro)– cuando el catalizador está expuesto a ellas en la mezcla aire/hidrógeno/vapor, mediante la medida de la diferencia de la concentración de hidrógeno entre la entrada y la salida de la cámara de pruebas. 2.4.2 Battelle Model Containment (BMC) en Battelle, Alemania En esta instalación, propiedad de Battelle Ingenieurtechnik GmbH en Frankfurt, se realizaron pruebas de los recombinadores Framatome-ANP, NIS y de la tecnología del EE, por medio de un prototipo del GRS. La BMC era un modelo de contención de reactor alemán PWR a pequeña escala, de forma cilíndrica y multicompartimentada en su interior, con 9 m de altura y 12 m de diámetro (Figura 2.10). De este modo, el volumen libre interno podía acomodarse entre 210 y 640 m3 mediante la conexión o el aislamiento de los recintos interiores con paneles de acero. Comprendía un recinto cilíndrico central (R1-R2-R3), la región de la cúpula (R9 domo), el recinto anular externo (R9 inferior) y unos compartimentos semianulares –llamados “bananas”– distribuidos en dos niveles (R5, R6, R7 y R8) y dispuestos entre el cilindro central y el anillo exterior. El recinto R4 reproduce la sala del presionador. Estos recintos podían interconectarse a distintos niveles y todas las paredes interiores y exteriores estaban compuestas de hormigón (Royl, 1997). Los primeros experimentos realizados en Battelle Frankfurt desde 1989 por RWE-NIS utilizaron un modelo NIS pequeño (0.1 × 0.1 m2 de sección) en un tanque cilíndrico de 10 m3. Tras el preacondicionamiento de la atmósfera del tanque por inyección de helio e hidrógeno, se monitorizó el funcionamiento del módulo midiendo la XH2 a lo largo del tiempo. Las condiciones de estas pruebas cubrieron las siguientes situaciones: 3% de H2 en aire a temperatura ambiente, del 3% al 10% de H2 en una mezcla aire-vapor (50%-50%) a p=2 bar, adición de un 1% de CO, rociado de agua, envenenamiento por yodo y exposición a fuegos de cables y aceites (Behrens, 1991a), (Fischer, 1995). En el primer programa de experimentos en la propia contención BMC se probaron tres tipos de recombinadores: recombinadores NIS de placas porosas hidrófobas recubiertas de Pd, recombinadores tipo Framatome-ANP de placas de acero inoxidable hidrófobas recubiertas de Pt y un prototipo de recombinador GRS precursor de la tecnología del diseño EE actual: • El experimento G1 se realizó con placas catalíticas de Pt-V (Chakraborty, 1991).

Capítulo 2

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• Los experimentos Gx-4 al Gx-8 analizaron el comportamiento y los efectos de recombinadores de placas a pequeña escala –precursores del diseño Framatome-ANP– en una geometría multi-compartimento (los 5 habitáculos interiores de la BMC) bajo condiciones homogéneas y estratificadas de atmósferas aire/hidrógeno/vapor. Las tasas de inyección de hidrógeno correspondían al doble del valor esperado en la liberación de hidrógeno en el largo plazo de un reactor de diseño alemán, debidamente escaladas en volumen (Kanzleiter, 1991a). Los resultados mostraron que el grado de mezclado vertical del hidrógeno dependían de la estratificación de densidad existente y de la posición (OCDE, 1999).

• Con recombinadores de diseño NIS a escala real se realizaron experimentos análogos con idéntico objetivo, si bien en este caso se incluyeron también los recintos exteriores de la BMC (la zona del domo y el recinto anular exterior). Constituyen la serie MC-1 a MC-3 (Behrens, 1991b).

• Finalmente, los experimentos J1.1 y J1.2 analizaron el comportamiento de recombinadores de placas tipo Framatome-ANP (Kanzleiter, 1991b), (Mohaved, 1995).

El segundo programa experimental tuvo lugar en el IV Programa Marco de Investigación de la UE sobre seguridad en la fisión nuclear en los proyectos HYMI y VOASM, participados por el grupo de investigación del Departamento de Ingeniería Nuclear de la ETSII-UPM. Estos experimentos constituyeron la serie Zx (Kanzleiter, 1997a, b y c), en la que se trató de analizar las interacciones entre recombinadores de distintos tipos y con la atmósfera de contención presente. En la serie Zx se utilizó la instalación BMC al completo (640 m3 de volumen libre) y se dispusieron 3 recombinadores: un Framatome-ANP FR90/1-150 (Reco#1) en el recinto cilíndrico central (R3), un módulo NIS escala 1/8 (Reco#2) en la parte superior de la contención (R9 domo) y un Framatome-ANP FR90/1-320 (Reco#3) en el compartimento anular externo (R9 inferior). El principal objetivo de esta serie de experimentos fue proporcionar una base de desarrollo de modelos de simulación de recombinadores más detallados –en lugar de las correlaciones empíricas– que, partiendo de una base teórica, permitiese simular el paso de la corriente a recombinar a través del dispositivo. Por lo tanto, las características de estos experimentos fueron las más representativas de la fenomenología completa en contención que se habían realizado hasta la fecha: • Presencia de varios recombinadores con una completa instrumentación. • Geometría multi-compartimentada a escala suficientemente grande. • Distribuciones homogéneas e inhomogéneas de mezclas aire-hidrógeno-vapor. • Liberación y recombinación de hidrógeno simultáneas en la contención. • Operación del rociado, escasez de oxígeno, presión de contención elevada. Las condiciones así reproducidas fueron, por tanto, muy variadas: • concentración de vapor del 0% al 65%, • tasas de liberación de H2 de hasta 2.15 kg/h, • condiciones de la atmósfera de contención (estratificada vs homogénea),


• presión entre 1 y 2 bar, • operación de recombinadores durante rociado de agua, • ignición accidental por sobrecalentamiento de un recombinador, • y un experimento de larga duración para analizar la asfixia por falta de oxígeno.

Figura 2.10 Esquema de la Battelle Model Containment (BMC) (OCDE, 2000c). 2.4.3 Instalación H2PAR (IRSN, Francia) La instalación H2PAR se encuentra en el centro de investigación de Cadarache del CEA francés y su gestión corresponde al IRSN. Los objetivos globales del programa H2PAR son la caracterización del comportamiento de los recombinadores catalíticos bajo las condiciones lo más representativas posible de las esperadas durante un accidente postulado en un PWR y la comprensión de los procesos físicos y químicos fundamentales que intervienen en la eficiencia de los dispositivos (Rongier, 1999).

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Capítulo 2

Los experimentos se dedicaron inicialmente al estudio de los efectos de diversos compuestos químicos, en forma de aerosoles o vapores en la atmósfera de una contención de un PWR, sobre la eficiencia del recombinador catalítico. Este primer programa fue financiado por el IPSN y por EdF, y en él se evidenció que los recombinadores podrían inducir la combustión del hidrógeno. A continuación, los experimentos se orientaron a determinar el riesgo potencial de ignición del hidrógeno dentro del propio recombinador ante concentraciones de H2 y vapor representativas de situaciones accidentales. La posibilidad de propagación de tales combustiones hacia el exterior de recombinador fue el objeto de las investigaciones.

Figura 2.11 Instalación H2PAR en el CEA Cadarache. La instalación H2PAR consiste en un doble cilindro de terfano (película de poliéster), de 2 m de diámetro y 8 m3 de volumen, fijo a una placa de acero inoxidable. La doble pared plástica es necesaria para que el área intersticial se pueda calentar mediante una resistencia térmica ubicada en la base de acero para conseguir el aislamiento de la contención interior, donde se confina la mezcla de gases y aerosoles y alberga un volumen de agua de 50 litros, calentada para controlar el contenido en vapor de la atmósfera (Figura 2.11).

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En el interior de la cámara se disponen un horno de inducción, un recombinador catalítico y los dispositivos de medida. No se introducen elementos radiactivos hasta que en el horno se alcanzan los 2900 ºC (cerca de la temperatura de fusión del UO2). La instrumentación permite la medida de la temperatura y la XH2 en distintas posiciones, así como de la concentración y forma química de los aerosoles. Todos los procesos, incluyendo la ignición del hidrógeno, quedan grabados gracias a una videocámara. El programa experimental comprendió cuatro series (Studer, 1999): • Pruebas preliminares para cualificar la fuente de producción de aerosoles, • Pruebas del recombinador sin aerosoles (resultados de referencia), • Pruebas operacionales del recombinador en presencia de aerosoles, y • Pruebas para analizar el riesgo de ignición inducida por el recombinador. El hidrógeno se inyectaba en los transitorios a través de conducciones, en ausencia de dispositivos adicionales de mezclado dentro del tanque experimental, por lo que es cuestionable que se alcanzase una distribución homogénea del hidrógeno en el mismo. La tasa de recombinación obtenida en los experimentos H2PAR fue consistente con la adelantada por los fabricantes (AECL, Framatome-ANP, NIS), incluso en los experimentos en presencia de aerosoles: no se detectó disminución de la eficiencia del recombinador. En cuanto a los estudios sobre la posibilidad de ignición, llevados a cabo con el diseño Framatome-ANP, las principales conclusiones fueron: • Ignición generalizada entre el 5.5% y el 6.8% de XH2 en aire seco. • Ignición generalizada con un 8.5% de XH2 y un 9.2% de Xvapor. • Límite de ignición por encima del 10% en XH2 cuando Xvapor=45%. • Gran influencia de la geometría del recombinador catalítico. 2.4.4 Instalaciones SCETS e IVSTS (Japón) Tanto empresas eléctricas como centros de investigación en Japón constituyeron un grupo de trabajo con el objeto de cualificar los recombinadores catalíticos para su instalación en los BWR japoneses, en sustitución de los sistemas de control de gas combustible existentes. Estas actividades se han desarrollado en dos instalaciones: la Single Catalyst Element Testing System (SCETS) y la In-Vessel Spray Testing System (IVSTS) (Kobayashi, 2001). La SCETS consiste en una vasija de reacción donde se introduce un cartucho catalítico, con un sistema de suministro de gases (N2, O2, H2) y de inhibidores de la reacción (I2, CsI, CH3I), un condensador, un procesador de gas de chimenea y otros instrumentos de medida. La eficiencia de la reacción de recombinación en la capa catalítica se puede medir por medio del densitómetro hidrógeno/oxígeno colocado en la entrada de la instalación. También, mediante un sistema de termopares fijos a la vasija de reacción, puede medirse la distribución de la temperatura en la capa catalítica. En esta instalación se realizaron

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experimentos encaminados a la clarificación de los efectos de los inhibidores de reacción en la tasa de recombinación de hidrógeno, así como al análisis cuantitativo de la degradación del catalizador expuesto a los inhibidores durante un LOCA característico de un BWR. La IVSTS consiste en una vasija cilíndrica de 3.5 m de altura y 1.5 m de diámetro, con un volumen de unos 5.8 m3, con un sistema inyector/alimentador de gas, un rociador de agua, un analizador de gases y una bomba de vacío. En esta instalación puede analizarse el comportamiento del recombinador en condiciones de baja concentración de hidrógeno o de oxígeno y bajo condiciones de rociado de la contención. Se han realizado experimentos con los siguientes objetivos: • Confirmar la validez de la tasa de recombinación bajo condiciones BWR facilitada

por los fabricantes, • Evaluar el efecto de la actuación del rociado, y • Analizar los efectos del gas caliente que sale del recombinador sobre las paredes de la

contención y otras estructuras internas. 2.4.5 Instalación KALI H2 (CEA, Francia) La instalación KALI H2 se encuentra en el centro de investigación que el CEA posee en Cadarache (Francia), y en ella se experimentó con tres recombinadores: EE, Framatome-ANP y NIS. Es también una vasija cilíndrica de acero de 15.6 m3 de volumen (4.6 m de altura, 2.1 m de diámetro) que trata de reproducir a escala los fenómenos termohidráulicos en condiciones de accidente severo en la atmósfera de contención de un PWR. Su máxima presión de trabajo es de 12 bar a 473 K, y las condiciones de los experimentos estuvieron restringidas a una XH2 del 10% en aire seco. La instalación KALI presenta sistemas de inyección de CO, rociado de agua fría y ventilador mezclador (2.2 m3/s de capacidad) para asegurar una mezcla homogénea en la contención (Figura 2.12). La vasija de experimentación presenta la instrumentación necesaria para medir la concentración de los gases, la presión y la temperatura en la entrada y en la salida del recombinador. Operando el ventilador de forma intermitente, se pueden medir a intervalos durante los experimentos las concentraciones medias de los distintos constituyentes gaseosos, mientras que la velocidad de entrada al recombinador se mide con un anemómetro, y la temperatura de los elementos catalíticos puede medirse en tres posiciones. También pueden disponerse algunos termopares en el entorno cercano al recombinador. La instalación también tiene la capacidad de inyectar aire caliente y a presión, agua rociada, vapor, H2, CO y N2 (Braillard, 1997). También con una cámara ultravioleta, se toman imágenes a través de una ventana colocada en un agujero de hombre para identificar los lugares potenciales de ignición. En la instalación KALI se han realizado los siguientes programas experimentales: • Programa EdF – fase 1 (1995): 12 ensayos (Framatome-ANP)


• Programa EPRI/EdF – fase 2 (1996): 42 ensayos (Framatome-ANP+NIS) • Programa EdF – fase 3 (1997): 12 ensayos (Framatome-ANP) • Programa EE (1998): 3 ensayos (EE) • Programa MISTRA (1999): 3 ensayos. Y donde se han analizado los siguientes aspectos • El efecto del rociado de agua • La autoignición inducida por el recombinador (en atmósfera seca o húmeda) • El efecto de la degradación térmica por el fuego de un cable eléctrico en el largo

plazo (una semana) • La tasa de recombinación y el riesgo de autoignición • La simulación de la potencia térmica del recombinador catalítico • La medida de la velocidad de los gases.

Figura 2.12 Instalación KALI-H2 en el CEA (Bachellerie, 2003).

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Capítulo 2

2.4.6 Instalación Karlstein VB12000 (Alemania) Consta, como la mayor parte de las anteriores, de una vasija de presión fabricada en acero, de unos 12 m3 de volumen y con varios paneles de distintos tamaños. La vasija es un sistema hermético que puede operarse a condiciones ambiente o con una concentración de vapor conocida (por ejemplo, el 25% a 67ºC). Para conseguir el valor especificado de XH2, la vasija principal se encuentra conectada a otra de menor tamaño por medio de una línea. Es esta vasija intermedia, de unos 0.12 m3 de volumen, la que se llena de hidrógeno procedente del sistema de aporte a una presión tal que asegure la concentración requerida en el tanque principal que presenta, además, cuatro ventiladores para conseguir una rápida y buena homogeneización de su atmósfera. En cuanto a la instrumentación, permite medir concentraciones, presión y temperatura. El contenido en H2 se controla mediante un analizador de gases de hilo caliente, y el de O2 gracias al principio paramagnético. El vapor debe condensarse antes de llevar a cabo el proceso de medida, por lo que las mediciones en experimentos con vapor deben corregirse adecuadamente. Las presiones se miden tanto en la vasija principal como en la intermedia y las temperaturas se miden con la ayuda de termopares. 2.4.7 Instalación RECA (Ciemat, España) La instalación RECA (Recombination Efficiency of Catalytic Systems) forma parte del Laboratorio de Análisis de Sistemas de Seguridad (LASS) del Ciemat (Figura 2.13).

Figura 2.13 Instalación RECA del Ciemat (España)

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La planta RECA consta de los siguientes sistemas principales: el sistema de suministro de gases, con capacidad para alimentar de forma automática N2, H2 y aire; el sistema de calentamiento de gases; la vasija donde se realiza la recombinación; y un cambiador de calor. La instalación incluye un sistema específico para la medida de componentes gaseosos (H2 y O2), además de la instrumentación de control y fenomenológica de la PECA. La planta RECA permite el estudio de la combustión catalítica de hidrógeno en superficies bajo diferentes condiciones de contorno, geometría del material catalítico y escenarios accidentales. En particular, se dispone de la capacidad para estudiar el envenenamiento del catalizador por la deposición de partículas en mezcla gaseosa reactiva. Las partículas y aerosoles se generan en la instalación PECA adjunta. La instalación RECA es una vasija de acero cilíndrica (0.45 m de atura, 0.32 m de diámetro) con tapa semiesférica, con unas condiciones de trabajo máximas de 3 bar y 400ºC. Los ensayos están limitados a un máximo del 5% al 6% de XH2 en aire seco. El control de proceso de recombinación se realiza mediante la medida de la concentración de H2 y O2 a la salida de la vasija con un medidor de gases M&C. Dispone de un sistema de control de caudal y concentración de H2 y O2. 2.4.8 Instalación Reko-3 (FzJ, Alemania) La instalación Reko-3 del FzJ (ver Figura 2.14) consta, esencialmente, de un canal de flujo vertical de 4.6×14.6 cm2 de sección rectangular y una altura variable (alrededor de 50 cm) en función de la configuración a experimentar. El canal de flujo está fabricado en acero 1.4301 de 2 mm de espesor y consta de tres partes (de abajo hacia arriba): • Una sección de admisión de la corriente de gases, un dispositivo de mezclado y una

cámara de mezcla. • La sección de recombinación, donde se disponen las placas catalíticas a

experimentar. • La sección de salida de gases. La sección experimental está alimentada por cuatro líneas, cada una de las cuales proporciona el caudal necesario de H2/aire/N2/vapor según las especificaciones del experimento (Figura 2.15). Las condiciones máximas de operación de la instalación Reko-3 son: • Temperatura de admisión de gases: 120ºC. • Caudal volumétrico de admisión: 20 n-m3/h. • Fracción molar de H2: 8% vol. (dependiendo de la temperatura del catalizador). • Fracción molar de vapor: 60% vol. • Número de placas: 7.

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Figura 2.14 Sección experimental de la instalación Reko-3 del FzJ

Figura 2.15 Esquema de la instalación Reko3 del FzJ (Drinovac, 2006).

Las historias de temperaturas de las corrientes gaseosas de entrada y salida se miden en distintas ubicaciones de las secciones de entrada y de salida por medio de termopares.

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También se puede monitorizar por medio de termopares la temperatura a lo largo de hasta dos de las placas catalíticas en diez ubicaciones a lo largo de las mismas. Las placas seleccionadas suelen ser una de la región central del canal y otra de la zona periférica. La composición de la corriente gaseosa de entrada se determina gracias a los controladores de caudal de las distintas líneas de acometida, mientras que en la sección de salida debe medirse. De este modo, la instrumentación de los experimentos Reko-3 permite proporcionar datos directos sobre: • Concentración de H2 (medida en % vol) en 14 ubicaciones a lo largo del canal de

recombinación. • Caudal volumétrico de aire en n-m3/h (condiciones normales 0ºC y 1.013 bar)

mediante las medidas de tres controladores de caudal. • Caudal volumétrico de H2 en n-m3/h (un solo controlador de caudal). • Caudal de vapor en litros/h (a través de la medida de caudal de aporte a un

generador de vapor en que se mantiene constante el nivel de agua). • Temperaturas en diez ubicaciones de una placa central (alturas 9, 16, 34, 39, 53, 66,

67, 129 y 141.5 mm, más un canal sin funcionar). • Temperaturas en diez ubicaciones de una placa lateral (alturas 10, 14, 16, 28, 34, 39,

76 y 98 mm, más dos canales no operativos). • Temperatura de la corriente de gas en el canal de admisión (tres termopares en la

región de entrada del canal, uno de los cuales se utiliza además para controlar la temperatura de la sección experimental y ajustarla al punto especificado).

• Temperatura de la corriente de gas en la sección de salida (tres termopares). • Temperatura en el evaporador de agua (dos termopares). Información que permite calcular las siguientes magnitudes: • Caudal de aire, H2 y vapor a la entrada (mol/h). • Concentración de H2 en % vol. • Velocidad de la corriente en el canal (m/s). 2.4.9 Instalación Surtsey (SNL, EEUU) Consiste en una vasija de acero a presión según la normativa ASME, con un volumen de unos 100 m3 (10.3 m de altura, 3.6 m de diámetro), forma cilíndrica de bases ajustables y condiciones máximas de operación de 10 bar a 533 K (260 ºC), si bien presenta un diafragma de ruptura que limita la presión por debajo de los 9 bar. Las paredes y bases son de acero de 1 cm de espesor y se cubren con un aislamiento de fibra de vidrio (o material similar) de al menos 10 cm de grosor (Blanchat, 1996). El recombinador se ubica en el eje central de la vasija, con su sección de admisión a unos 4.5 m de la bóveda superior (Figura 2.16). Aproximadamente a 1 m por debajo del recombinador se encuentran unos haces de varillas de acero, cuya función era soportar un falso fondo sobre el plano ecuatorial de la vasija. También se han modificado varias de las antiguas

Capítulo 2

pestañas de la vasija para permitir la entrada y salida de los distintos sistemas (vapor, incondensables, eléctrico, vídeo).

Figura 2.16 Instalación Surtsey en los Sandia Nacional Laboratorios (SNL) (Blanchat, 1999).

Las concentraciones de N2, O2 e H2 se determinan por espectroscopía de gases en tiempo real en cuatro ubicaciones de la vasija: la entrada y la salida del recombinador, la parte superior de la vasija (cerca del techo) y la parte inferior de la misma (cerca del fondo). Este sistema proporciona las concentraciones en base de aire seco por lo que, en los experimentos con vapor es necesario determinar también su fracción molar, lo que se consigue con la ayuda de un higrómetro, que proporciona la humedad relativa. La concentración de vapor puede calcularse entonces a partir de la relación entre la presión de saturación y la presión total multiplicada por la humedad relativa en tanto por uno, determinándose la presión de saturación a partir de tablas de vapor saturado conocida la temperatura media de la atmósfera de la vasija. El recombinador catalítico y su comportamiento pueden observarse y ser grabados a través de una ventana de vidrio templado y una cámara en color con un CCD de 1.25 cm y alta resolución ubicada en el

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Los Recombinadores Autocatalíticos Pasivos (PARs) puerto del nivel 5. Además de ésta, la salida del recombinador (chimenea) se controla con una cámara infrarroja que proporciona evidencia visual en caso de deflagración. Los programas de investigación en la instalación Surtsey han sido promovidos y participados por la US-NRC y por NIS, siendo sus principales objetivos: • Determinar las características del arranque de los recombinadores • Confirmar la curva de recombinación de H2 proporcionada por el fabricante • Definir el comportamiento del PAR en presencia de vapor • Evaluar el efecto de escala (número de cartuchos) para altas/bajas XH2 • Comprobar el comportamiento del PAR con/sin el recubrimiento hidrófobo • Determinar si el PAR puede provocar la ignición de mezclas con H2 • Analizar el comportamiento del PAR en condiciones de homogeneidad • Acotar el funcionamiento del PAR en entornos deficientes en O2 • Medir el caudal a través del PAR en función de la concentración de H2. 2.5 NUEVAS INSTALACIONES EXPERIMENTALES 2.5.1 Instalación MISTRA (CEA, Francia) La instalación MISTRA (Figura 2.17) del CEA en su sede de Saclay, Francia, pretende, mediante experimentos a gran escala, proporcionar una base de validación de códigos termohidráulicos multidimensionales.

Figura 2.17 Vista de la instalación MISTRA en el CEA Saclay

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Consta de una vasija de 93 m3 de volumen (7.38 m de altura y 3.8 m de diámetro interior), cuyas condiciones límite de operación son 6 bar y 200ºC. La temperatura de las paredes externas y las estructuras exteriores puede controlarse para simular así distintos tipos de material (acero, hormigón) y escenarios accidentales, y posibilitar el análisis de fenómenos separados. El control de la temperatura de las paredes permite controlar las tasas de condensación independientemente del estado termodinámico del gas en el interior de la vasija. Este control de las temperaturas de pared se consigue gracias a tres anillos independientes (Cornet, 1998). El programa MISTRA se inscribe en el ámbito de la fenomenología del accidente severo en PWRs, concretamente en el riesgo asociado al hidrógeno (por razones de seguridad evidentes, se utiliza helio como simulante en la instalación). Su propósito es proporcionar datos experimentales que permitan desarrollar y validar códigos de cálculo multidimensionales para el análisis de la termohidráulica de la contención. La gran escala de la instalación la hace adecuada para el estudio de flujos convectivos turbulentos con condensación sobre estructuras, con la posibilidad de inyectar los distintos gases (He, vapor) en distintas ubicaciones (ver Figura 2.18). Se dispone de numerosos puntos de medición simultánea en las paredes (cerca de 200 termopares) y en el volumen de gas (117 termopares y 72 puntos de muestra) con el fin de elaborar mapas de las distribuciones espaciales de las propiedades. Gracias al diseño de la instalación, puede llevarse a cabo un experimento completo en menos de un día (Caron-Charles, 2001).

Figura 2.18 Vistas interiores de la instalación MISTRA.

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Los Recombinadores Autocatalíticos Pasivos (PARs) 2.5.2 Instalación Reko-4 del FzJ En un segundo paso del programa experimental de investigación del FzJ, está en fase de preparación la instalación Reko-4 (ver Figura 2.19) para el análisis de los procesos de recombinación en condiciones de convección natural. Consta de una vasija de presión, cuyas máximas condiciones de operación son 250ºC y una presión de 10 bar. Los componentes gaseosos a analizar son mezclas aire/hidrógeno/vapor con posibilidad de contemplar también el nitrógeno como agente inertizador. En el interior de la vasija de presión se introduciría un PAR y las magnitudes a instrumentar serían los caudales de las corrientes de gas, su composición, temperatura, las temperaturas de reacción y las tasas de reacción.

Figura 2.19 Instalación Reko-4 en el FzJ

2.5.3 Instalación ThAI (Battelle, Alemania) La instalación ThAI (Thermohydraulik Aerosol Iod) pertenece a Battelle Ingenieurtecknik GmbH (ahora Becker Technologies GmbH) Eschborn, y consiste en una vasija de unos 70 m3 de volumen –9.2 m de altura (incluido el sumidero) y 3.2 m de diámetro– con paredes de acero inoxidable de 22 mm de grosor térmicamente aisladas (Figura 2.20). Las condiciones de operación están limitadas a 14 bar y 180ºC. La parte cilíndrica de la vasija está equipada con tres corsés independientes de calefacción/refrigeración en toda su altura, que permiten controlar el flujo de calor gracias a un líquido orgánico. Dispone de instrumentación óptica y convencional que puede operarse in-situ gracias a unas pestañas de medida colocadas circunferencialmente a cinco niveles. Dicha instrumentación incluye

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PIV (velocimetría por imagen de partículas), que permite una visión instantánea del patrón de flujo bidimensional en una lámina iluminada de aproximadamente 1 m2 y anemometría láser-Doppler (LDA) que, en 2 dimensiones, mide a pasos discretos los perfiles radiales de las componentes vertical y acimutal de la velocidad. El sistema más innovador es un microsistema de sonido radioacústico (MRASS), gracias al cual se obtienen con una alta presolución espacial perfiles instantáneos en altura de la componente vertical de la velocidad sobre posiciones radiales seleccionadas. También posee sistemas de muestreo, para la medida del yodo en las fases gaseosa, líquida y partículas. En la fase gaseosa, el uso de filtros Maypack permite discriminar entre yodo molecular, orgánico y en aerosol (Kanzleiter, 2001).

Figura 2.20 Imagen de la instalación ThAI (GRS, 2005) La instalación ThAI pretende proporcionar una base de datos para el desarrollo y la validación de códigos tanto tipo L-P (parámetros agrupados) como CFD (mecánica de fluidos computacional) como, por ejemplo, en la investigación de procesos de transporte

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de elementos como el yodo, uno de los principales productos de fisión. Las condiciones en la periferia permiten reproducir un amplio rango de situaciones accidentales, entre la convección natural turbulenta y atmósferas estratificadas quiescentes. Permite, por tanto, investigar los fenómenos de la seguridad frente a accidentes severos más relevantes, y el comportamiento de equipos y sistemas bajo las condiciones termohidráulicas típicas de los mismos, incluyendo la fenomenología del hidrógeno, y en presencia de aerosoles (Fischer, 2003b) (Kanzleiter, 2005). La principal misión de la instalación ThAI es proporcionar información en el vacío de validación del código COCOSYS, en desarrollo por el GRS (GRS, 2005). 2.6 CUALIFICACIÓN DE RECOMBINADORES CATALÍTICOS Se presentan en esta sección los distintos entornos de cualificación en que se enmarcan los requisitos de diseño básico de los recombinadores catalíticos: condiciones de operación normal, de accidente base de diseño y de accidente severo. 2.6.1 Introducción El diseño del recombinador debe asegurar que éste es capaz de operar con sus capacidades nominales en todas las condiciones accidentales. El dispositivo debe también soportar cargas internas y externas y, además de ello, ser capaz de funcionar con su capacidad nominal ante tales cargas. Finalmente, y no como requisitos menores, el recombinador catalítico no debe introducir un potencial adicional de riesgo de combustión durante su operación y su diseño debe ser tal que las condiciones de operación normal de la planta no deben menoscabar la capacidad intrínseca del recombinador en caso de que se requiriese su funcionamiento en el futuro. Estas características pueden resumirse en los siguientes requisitos básicos de diseño (Ferroni, 1996): • Ser capaces de arrancar de forma autónoma a bajas temperaturas (entre 10ºC y 80ºC,

dependiendo de la aplicación). • Estar activos en atmósferas saturadas con vapor o con altos contenidos en humedad

(condiciones de LOCA, rociadores). • Soportar hasta 400 kGy de dosis de radiación absorbida. • Tener una baja XH2 umbral de auto-arranque (el 2% en volumen). • Mostrarse activos ante bajas XO2 (pre-inertización en BWR, post-inertización en

reactores de submarinos). • Soportar elevadas temperaturas (de hasta 1100 K). • Asegurar un período de vida prolongado (igual al de la planta). • Presentar una elevada resistencia del catalizador a la degradación durante las

condiciones de operación normal de la planta. • Mostrar, bajo condiciones de accidente, una baja sensibilidad al envenenamiento por:

o CO procedente de la interacción corium-hormigón tras el fallo de vasija. o Yodo y aerosoles producidos por la fusión del combustible.

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o Compuestos orgánicos de yodo (reacciones químicas entre el I molecular y pinturas).

o Productos de incendios (C, S, ácidos sulfúrico e hidroclórico). o Ácido bórico presente en el agua del primario y liberado con vapor. o Fragmentos de aislamiento térmico.

2.6.2 Condiciones de operación normal Durante la operación normal de la planta, la principal fuente de hidrógeno es la descomposición radiolítica del agua. Este proceso de producción requiere habitualmente de largos períodos de tiempo hasta que se puedan alcanzar XH2 significativas del orden del 1%. Los recombinadores catalíticos no suelen operar en condiciones de concentración y temperatura tan bajas. Sin embargo, no deben verse afectados por el ambiente en la operación normal (envejecimiento, envenenamiento) ni en situaciones específicas como el mantenimiento. 2.6.2.1 Efecto del envejecimiento El efecto de envejecimiento es un efecto bien establecido, pero cuyo alcance se espera que sea insignificante al estar los recombinadores catalíticos constituidos de materiales (metálicos o no) cuyas propiedades físicas no se ven alteradas sustancialmente tras largos períodos de exposición a las temperaturas y condiciones de radiación en el ambiente del edificio de contención durante la operación normal de la planta (Sliter, 1994). Para poder establecer los efectos del envejecimiento en estos dispositivos, las ingenierías deben comprobar periódicamente la eficiencia de los recombinadores. Por ejemplo, en Bélgica se dispone en cada emplazamiento de un equipo portátil de inspección en servicio para este propósito (Snoeck, 1996), habiéndose realizado programas de inspección en servicio (inspección visual más pruebas de capacidad) en las centrales de diversos países: Borssele, Paks, Dukovany, Temelin, Mochovce, y varias centrales alemanas (Zaiss, 1999). Todos los diseñadores de PARs han sometido a sus dispositivos a pruebas de envejecimiento. Por ejemplo, AECL ha tenido expuestas placas catalíticas a ambientes de atmósfera industrial en la CTF durante más de cuatro años. Las placas se han probado periódicamente durante un período de tres años, y demostraron una capacidad igual a la que presentaban antes del período de exposición (Koroll, 1995b). Otros catalizadores también han sido expuestos durante meses a ambientes industriales, conservando sus características intrínsecas (Rohde, 1994). 2.6.2.2 Efecto del envenenamiento La presencia de depósitos sobre el catalizador pueden alterar sus capacidades de dos maneras: bloqueando los centros activos de la capa superficial encargada de adsorber las especies químicas (por medio de átomos de impurezas o por la formación de compuestos) o, directamente, por el recubrimiento de la superficie catalítica. El mayor


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potencial de envenenamiento durante la operación normal y las paradas, para un período de vida proyectado de 40 años, suele atribuirse a los vapores orgánicos de las pinturas utilizadas en los trabajos en contención, aunque también pueden contribuir los aceites presentes o utilizados en otros trabajos. Esta degradación puede evitarse fácilmente si el recombinador se protege del entorno con una envuelta hermética durante las paradas y si se realizan pruebas periódicas de las superficies catalíticas durante las recargas. 2.6.3 Condiciones de accidente Los requisitos de cualificación de los recombinadores incluyen tanto el accidente base de diseño como el accidente severo. En general, las condiciones de la atmósfera de contención en el transcurso de un accidente vienen caracterizadas por distintos parámetros (parámetros termohidráulicos, fracciones molares de los gases, nivel de radiación, presencia de venenos y condiciones iniciales de la atmósfera.) si bien, a la hora de definir condiciones de accidente genéricas, la complejidad se hace mayor al considerar las distintas tecnologías y diseños de planta y los diversos escenarios accidentales asociados: • Los BWRs suelen estar pre-inertizados mientras las contenciones PWR contienen,

básicamente, aire. • Las tasas de producción de H2 propias del accidente severo (entre 0.1 y 5 kg/s) son

muchos mayores que las del DBA (0.001 a 0.01 kg/s). • La temperatura de contención oscila entre 10ºC y 50ºC durante un DBA. • Los mecanismos de transporte del H2 (convección, difusión) dependen fuertemente

de la configuración geométrica de la contención. 2.6.3.1 Efecto de la temperatura de la contención El efecto de la temperatura de contención ha sido analizado tanto por los suministradores como por laboratorios independientes en un rango entre los 15ºC y los 140ºC. La tasa de recombinación puede descender entre un 10% y un 20% con el incremento de la temperatura, pues esto disminuye la densidad molar de las especies H2 y O2 en contacto con los centros activos del catalizador. Los recombinadores AECL se analizaron en sus instalaciones propias y en la H2PAR. Los diseños EE, Framatome-ANP y NIS se comprobaron por distintos organismos independientes en las instalaciones KALI H2 y SURTSEY. Bajo condiciones secas y a bajas temperaturas, los recombinadores AECL y Framatome-ANP mostraron un autoarranque instantáneo, mientras que el NIS sufrió un retraso de algunos minutos. A bajas temperaturas, pero en condiciones de atmósfera húmeda, el retraso en el autoarranque de los recombinadores puede ser de varias horas, excepción hecha del AECL, cuyo catalizador a prueba de humedad le permite un rápido arranque en

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estas condiciones. En condiciones de atmósfera húmeda y elevada temperatura, todos los diseños arrancan automáticamente de forma instantánea. En el caso de accidente severo, la temperatura local puede ser particularmente alta durante la liberación del H2. Según las pruebas realizadas a altas temperaturas en condiciones de humedad elevada, los recombinadores arrancaron de forma inmediata o con pequeños retrasos (del orden de minutos), si bien su capacidad se vio reducida por el efecto de la temperatura. En el caso del DBA, la temperatura de la contención en el largo plazo puede ser más fría. Bajo tales condiciones, los recombinadores podrían arrancar con algún retraso y/o a XH2 más elevadas, pero esto no supone un gran inconveniente por la lenta generación del hidrógeno en estas situaciones. 2.6.3.2 Efecto de la presión El efecto de la presión incrementa la tasa de recombinación para una XH2 determinada (expresada en fracción molar o en % vol.), pues se incrementan en forma proporcional las densidades molares de los reactivos (en mol/m3). Los experimentos de AECL confirman este extremo en el rango de presiones entre 1 y 4 bar de presión, donde la capacidad de recombinación crece de modo prácticamente lineal (Loesel Sitar, 1997). Paralelamente, los modelos empíricos para los recombinadores NIS (Fischer, 1995), (Sher, 1997) y Framatome-ANP (Mohaved, 1995) y (Carcassi, 1997) confirman esta tendencia, si bien los experimentos KALI H2 mostraron que el incremento de la capacidad recombinadora es ligeramente inferior al predicho (Braillard, 1997). 2.6.3.3 Efecto de la radiación Los materiales activos principales en los recombinadores catalíticos son metales y cerámicos, cuya resistencia a la radiación en niveles típicos de accidente ha sido probada. Sin embargo, en el caso de recombinadores (como los NIS y AECL) que presentan un recubrimiento hidrófobo –normalmente de naturaleza orgánica– para asegurar su arranque rápido en condiciones de humedad elevada, debe demostrarse que los efectos de la radiación no reducen la capacidad de dicho recubrimiento para cumplir su misión de seguridad antes de que ésta sea requerida en el transcurso de un accidente. En otras palabras, debe establecerse el grado de funcionamiento anti-humedad del recubrimiento de modo que se asegure que el recombinador puede arrancar con rapidez en condiciones húmedas. Los recombinadores NIS fueron analizados en los laboratorios Wyle bajo niveles de radiación de hasta 100 kGy. Por su parte, la capacidad recombinadora y el umbral de autoarranque de los recombinadores AECL no se ven afectados por niveles de radiación de 480 kGy de radiación γ sobre los materiales catalíticos según diseño (Dewit, 1996). 2.6.3.4 Efecto de la concentración de hidrógeno Normalmente, las mezclas hidrógeno/aire presentes en la atmósfera de contenciones PWR suelen ser subestequiométricas o pobres y la reacción H2-O2 transcurre con un


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exceso de aire (salvo cuando la liberación de hidrógeno tiene lugar de forma particularmente intensa en habitáculos de pequeño volumen de aire, donde transitoriamente el hidrógeno puede desplazar al oxígeno y formar mezclas sobrestequiométricas o ricas). En estas circunstancias, el efecto del incremento de la XH2 se traduce en un aumento de la tasa de recombinación. A bajas XH2, el recombinador de diseño AECL es capaz de arrancar a XH2∼1% vol a 25ºC (Dewit, 1996), mientras que los modelos de NIS y Framatome-ANP lo hacen a XH2∼2% y 30ºC (Fischer, 1995), según indican los fabricantes y han confirmado los experimentos independientes en las instalaciones KALI H2, H2PAR y SURTSEY. Ante bajas XH2, el arranque se retrasa en condiciones húmedas con respecto a las de atmósfera seca, si bien este retraso no se considera muy significativo porque, en estas condiciones representativas del DBA, la XH2 se incrementa ligeramente por la radiolisis del agua. A elevadas XH2, del orden del 8%-10%, el arranque es prácticamente inmediato incluso en atmósfera húmeda. 2.6.3.5 Efecto de la concentración de oxígeno De forma consistente con las consideraciones anteriores, cuando se trata de mezclas ricas en atmósferas pobres en O2 o inertizadas con N2, como en el caso de los BWRs, los experimentos muestran resultados coherentes. Sin embargo, en caso de DBA, la consecuencia del defecto de oxígeno es la mayor significación del efecto de envenenamiento por el incendio de cables (Braillard, 1997). Se sabe que hay experimentos con el prototipo de recombinador AECL ante una XO2 del 6%, pero no se han facilitado resultados (Dewit, 1996). Por su parte, en la instalación KALI H2 se experimentó con recombinadores NIS y Framatome-ANP en condiciones inertizadas. Se observó arranque del recombinador con un retraso de 5 minutos a baja temperatura (30ºC) y condiciones húmedas, con XO2=4% y XH2=8% (mezcla estequiométrica). Sin embargo, los recombinadores deberían experimentarse bajo condiciones representativas de DBA en BWR pre-inertizado: 4% de XH2 producido por radiolisis y 6% de XO2 (el 4% de la atmósfera preinertizada más el 2% por radiolisis del agua). 2.6.3.6 Efecto del monóxido de carbono El CO puede oxidarse en presencia de O2 sobre catalizadores de Pt o Pd según la siguiente reacción exotérmica:

CO + ½O2 → CO2 + 284 kJ/mol La oxidación del CO en el catalizador podría resultar en la inhibición parcial del catalizador con respecto a la recombinación del H2, al ocupar las moléculas de CO algunos de los centros activos de adsorción. AECL realizó experimentos en sus instalaciones para analizar el efecto del CO, con los siguientes resultados: (1) el CO se oxida a CO2 aproximadamente a la misma tasa que el H2 se oxida a H2O, (2) la capacidad de recombinación de H2 apenas se ve afectada por la presencia de CO y (3) el umbral de auto-arranque de la recombinación de hidrógeno se incrementa al 2% tras la exposición previa al 2% de CO.

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También se realizaron experimentos específicos por EdF/EPRI sobre la influencia del CO en la instalación KALI H2, estudiando el comportamiento de los recombinadores NIS y Framatome-ANP. En un accidente más allá de la base de diseño, el CO sólo se produce después de la producción de cantidades de H2 significativas. De ahí que, en estos experimentos, se introdujese un 3% de CO tras la inyección previa de un 4.5% de H2. El efecto observado fue un incremento en la tasa de recombinación de H2, pues el CO también participa en la reacción catalítica. Por otro lado, en atmósferas con bajo contenido en oxígeno, la adición de CO reduce la tasa de recombinación de O2 cuando la XO2 desciende del 2%. Este efecto ocurre a tan bajas XO2 que se descarta el riesgo de explosión. Finalmente, en los experimentos H2PAR realizados con un recombinador Framatome-ANP FR-90/150, se produjo CO de forma involuntaria por la oxidación del crisol de grafito del horno. Se observó entonces un incremento de 10ºC en la temperatura de las placas catalíticas, lo que demuestra claramente que el CO se oxida catalíticamente a CO2 a 85ºC de temperatura. A bajas temperaturas (por debajo de 20ºC) el CO es fácilmente adsorbido en los centros activos del catalizador e inhibe su funcionalidad. Este efecto desaparecería si la temperatura se incrementase lo suficiente como para recombinar el CO. No obstante, este tema no se considera importante en PWR, puesto que el CO no estará presente hasta que se haya liberado una gran cantidad de H2 (OCDE, 2001). 2.6.3.7 Efectos de envenenamiento Cualquiera que sea el tipo de secuencia accidental previsible, pueden liberarse o generarse diversas sustancias que podrían actuar como venenos: el ácido bórico (H3BO3) directamente liberado por un LOCA en el primario o por la actuación del sistema de rociado, el yoduro de metilo (ICH3) producido por la reacción del yodo molecular con las pinturas, el yodo y aerosoles producidos por el material del núcleo fundido o por el incendio de cables (inducido por combustión de H2 o cortocircuitos), así como fragmentos de materiales de aislamiento térmico o de blindaje radiológico producidos por la irradiación, chorros de fluidos, látigos de tuberías o combustión de hidrógeno. 2.6.3.7.1 Ácido bórico Los recombinadores AECL conservan prácticamente intactas sus cualidades después de ser empapados por una disolución saturada de ácido bórico. El límite de auto-arranque no se ve afectado y la reducción de su capacidad por formación de precipitados sobre la capa activa es muy pequeña. Por su parte, el recombinador de Framatome-ANP fue probado por el CEA en la instalación KALI H2 bajo condiciones de rociado de la contención de un PWR francés, y los catalizadores NIS y EE también fueron probados ante ácido bórico.


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2.6.3.7.2 Yodo Pueden encontrarse en la bibliografía diversos experimentos donde se investiga la influencia del yodo sobre la eficiencia de los materiales catalíticos metálicos, como (Berndt, 1990). Estos experimentos se realizaron haciendo pasar directamente una mezcla de aire/hidrógeno/vapor a través de un lecho de partículas catalíticas y examinando los efectos de la concentración del yodo en la efectividad de la recombinación de las bolitas de Al2O3 recubiertas de Pd. Estos experimentos con inyección continua mostraron que el efecto envenenador del yodo es importante a bajas temperaturas (la pérdida de eficiencia puede ser del 50% a 100ºC con concentraciones de yodo representativas de la atmósfera de contención durante accidente), si bien desaparecería cuando la temperatura alcanzase unos 200ºC. Como se ha observado que la temperatura del gas en los canales del recombinador se incrementa unos 80-100 K por cada 1% de XH2 adicional recombinado, el papel del yodo como veneno podría dejar de ser tal en cuanto en la contención se alcanzasen concentraciones de hidrógeno del 2-3%. Esta conclusión es, no obstante, aún una especulación y necesitaría ser verificada por algún experimento. Según los experimentos de AECL para su recombinador, la capacidad de recombinación no se ve afectada por yodo orgánico 10-7 M, si bien el límite de autoarranque del recombinador se eleva al 3%. La misma concentración de yodo molecular no tiene ningún efecto. Los experimentos H2PAR sobre catalizadores Framatome-ANP, NIS y EE no mostraron efecto alguno del yodo orgánico ni del molecular. En Battelle se realizó un experimento en el módulo de prueba de 10 m3 para evaluar el impacto del vapor de yodo, cuya concentración fue el doble de la esperada durante un accidente severo en un AP600. El resultado fue que el recombinador expuesto al yodo perdió un 15% de su eficiencia. Recientes trabajos (Morfin, 2004) han mostrado que el Pt muestra una mayor susceptibilidad de envenenamiento por vapores de yodo y por compuestos como el ICH3, frente al Pd o los catalizadores mixtos de Pt-Pd, que presentan una mayor resistencia. 2.6.3.7.3 Experimentos H2PAR de simulación con núcleo fundido En estos experimentos se simularon condiciones accidentales reales y se trató de cualificar el funcionamiento de los recombinadores bajo la acción simultánea de cuantos venenos pudieran producirse desde el material del núcleo. Para ello fue necesario cualificar previamente la fuente de aerosoles utilizada en los experimentos, para la cual: (1) las proporciones de los diferentes elementos emitidos durante un experimentos deben ser consistentes con las proporciones calculadas para accidentes severos (en cuanto al yodo, una pequeña cantidad del total introducido en el horno –el 4%- se encontró en la forma de aerosoles), (2) la concentración total de aerosoles fue, en promedio, hasta entre 10 y 0.1 a 0.5 g/m3, lo que se consideró realista para una situación accidental, y (3) los grados de oxidación de los aerosoles, que determinan sus puntos de vaporización o de fusión, son comparables a los observados durante los experimentos Phebus-FP y VERCORS,

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muy valiosos por el uso de la geometría del PAR y de las condiciones reales de núcleo fundido. Estos primeros experimentos mostraron, por tanto, la aceptable representatividad de los aerosoles producidos durante los experimentos H2PAR, pudiendo calificarse incluso de conservadora al considerar las cantidades depositadas sobre las placas catalíticas, excepto para el yodo. Es difícil formular una conclusión sobre la representatividad de la atmósfera de aerosoles para este elemento, dadas las incertidumbres sobre sus formas químicas durante un accidente severo. Sin embargo se recuerda que, en otros programas experimentales dedicados al envenenamiento de los catalizadores por yodo, el envenenamiento se ha observado solamente para concentraciones de yodo claramente mayores que las que actualmente se aplican para los reactores. Según un estudio teórico (Vendel, 1996), para aerosoles de tamaños entre 0.1 y 10 μm el proceso que domina la deposición es la termoforesis. Éste es un mecanismo que mueve las partículas contra el gradiente de temperaturas y favorece la deposición sobre superficies más frías. En caso de que la tasa de recombinación fuese significativa, la termoforesis tendería a enviar las partículas lejos de la placa catalítica, produciendo así una zona libre de partículas alrededor de las placas y, por tanto, una baja deposición sobre las mismas. 2.6.3.7.4 Incendios de cables Según el fabricante, las capacidades recombinadoras de los dispositivos AECL son prácticamente las mismas tras una intensa exposición al hollín de incendios de cables o queroseno. El umbral de autoarranque no se ve afectado, y la reducción de capacidad es pequeña. La pre-exposición de recombinadores NIS y Framatome-ANP a cantidades conservadoras de humos procedentes de incendios de cables eléctricos (de los EEUU o de EdF) se analizó en los experimentos KALI H2. El resultado fue una reducción de aproximadamente un 10% en la tasa de recombinación (OCDE, 2000). Por otro lado, se expuso un módulo NIS directamente a los humos de un hidrocarburo, diferentes cables y aceite de silicona. Se observó que los cartuchos quedaron recubiertos de una densa capa aceitosa tras una exposición de media hora a dichos incendios, incluyendo grandes cantidades de hidrocarburos condensados sobre las bolitas catalíticas inicialmente frías. La deposición de productos de los incendios no produjo efecto mensurable en la tasa de recombinación. 2.6.4 Cargas internas y externas El diseño del sistema de PARs debe poseer suficientes capacidades (redundancia, separación) para hacer frente a cargas internas y externas. Las principales son: • Látigo de tubería • Rociado de agua


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• Incendio interior • Terremoto • Fuerzas del flujo 2.6.4.1 Efecto látigo en tuberías El látigo siguiente a la rotura de una tubería podría dañar los recombinadores catalíticos colocados en la proximidad de la tubería. Las tuberías susceptibles de causar látigos son las líneas llamadas de alta energía, caracterizadas por presiones funcionales de más de 2 MPa o temperaturas funcionales por encima de 100ºC. Como es completamente imposible diseñar PARs resistentes al látigo de tuberías, es mejor implantar sujeciones especiales contra el efecto látigo en las tuberías capaces de producirlo, o bien contar con dispositivos adicionales para descontar posibles pérdidas por este efecto. De este modo, el cálculo de seguridad para demostrar la eficiencia de un sistema de PARs debe considerar la pérdida de recombinadores catalíticos en la vecindad de la rotura. 2.6.4.2 Incendios en la instalación Dos son los efectos de un posible incendio en el interior de la instalación: el envenenamiento por el humo y el ataque térmico por combustión interna del hidrógeno. Se experimentó con el recombinador AECL en la CTF con concentraciones de H2 del 10% y del 14% sin apreciar efectos sobre el funcionamiento del catalizador. En los experimentos realizados en la instalación KALI H2 a concentraciones elevadas (por encima del 7%) se indujo ignición espontánea (Braillard, 1997), sin que ello afectase la operación del recombinador. En cuanto a los efectos del humo por incendio de cables en la eficiencia del PAR, sólo se han realizado pruebas de cualificación con cables tipo US y EdF en la instalación KALI H2, debiendo realizarse pruebas específicas para la cualificación de otros tipos de cable. También, durante el transcurso de un accidente base de diseño o severo, puede considerarse la liberación de ciertas sustancias, generadas por el efecto de la radiación o la temperatura sobre compuestos orgánicos (presentes en el blindaje radiológico o en los aislamientos térmicos), que pudieran actuar como venenos catalíticos: alcoholes, aldehídos, … 2.6.4.3 Rociado de agua El recombinador catalítico de diseño Framatome-ANP fue comprobado en la instalación KALI H2 por el CEA simulando las condiciones de rociado de los PWR en Francia. Los experimentos realizados a cabo en el modelo de AECL mostraron que el enfriamiento de las placas catalíticas disminuye la eficacia del dispositivo. Detenido el rociado, el catalizador se calienta de nuevo y retorna al funcionamiento normal. Se concluye así que los recombinadores catalíticos deberían colocarse por encima del nivel de inundación de la contención, a una altura suficiente de modo que el flujo al recombinador no se vea afectado.

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2.6.4.4 Terremoto Según mostraron las pruebas realizadas para los recombinadores de AECL, Framatome-ANP y NIS, su funcionamiento no se ve afectado en condiciones de terremoto. La cualificación sísmica del recombinador AECL se hizo mediante apoyos de suelo y de pared que simularon el espectro de respuesta de las estructuras de las plantas CANDU-6 y CANDU-9. El modelo NIS se experimentó sobre un banco de ensayos en IABG Munich hasta 5.5, sin que la carcasa ni los soportes se viesen afectados. Igual ocurrió con las pruebas del Framatome-ANP. Sin embargo, para emplazamientos con riesgo símico significativo (por encima de 6 en la escala MSK), deben realizarse pruebas específicas representativas de seísmo de parada segura. 2.6.5 Riesgo de ignición de hidrógeno El riesgo de ignición puede aparecer por: (1) la espalación –colapso de la capa catalítica- en la que, por elevadas tensiones térmicas sobre el catalizador, éste se disgrega en partículas calientes que actúan como fuentes de ignición, o bien (2) temperaturas elevadas de la superficie catalítica en ambientes con altas XH2. Las partículas calientes se han podido observar mediante cámaras infrarrojas, mientras que las igniciones se delatan durante transitorios de la presión y la temperatura. La cantidad de partículas de catalizador desprendidas depende de una serie de factores como las propiedades del catalizador, la fracción molar de H2 y la duración de la prueba, siendo las propiedades del catalizador específicas de cada diseño. En un principio, los recubrimientos cerámicos sobre un sustrato de acero serían más proclives a sufrir espalación por tensiones térmicas y por los distintos coeficientes de dilatación térmica de los diferentes materiales. Sin embargo, se desprenden muy pocas partículas y no causarían ignición. Por el carácter confidencial de estos datos, a día de hoy se dispone de muy pocos datos experimentales. Se han llevado a cabo experimentos de ignición en las instalaciones BMC, KALI H2, H2PAR y Surtsey. Las pruebas experimentales de EdF/EPRI realizadas en la instalación KALI H2 han demostrado que, con concentraciones de hidrógeno del 7% a la entrada del PAR en atmósferas secas, algunos recombinadores iniciaron ignición. Según los experimentos del suministrador del diseño EE ante condiciones extremas (10% de H2 en ausencia de vapor) no se indujeron combustiones indeseadas. Los principales resultados de estos estudios fueron los siguientes (Studer, 1999): • Ignición generalizada con XH2 entre el 5.5 y el 6.8% vol. en aire seco • Ignición generalizada con 8.5% de XH2 y 9.2% de Xvapor (H2PAR) • Ausencia de ignición con 8% de XH2 y 25% de Xvapor (KALI H2) • Igniciones no generalizadas al 8% de XH2 y 20% de Xvapor (KALI H2) • Límite de ignición del 10% de XH2 con un 45% de Xvapor • Influencia significativa del diseño geométrico y del catalizador del PAR.


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De estos resultados puede concluirse: (1) no parece que exista riesgo de ignición con XH2 por debajo del 5.5% en aire con menos de un 10% de Xvapor, por lo que (2) nada apunta hacia un posible riesgo de combustión de hidrógeno inducida por la acción de PARs durante un DBA al ser la liberación de H2 muy lenta y comenzarse la recombinación mucho antes de que se alcancen condiciones de inflamabilidad, mientras que (3) durante un accidente severo, la acción de los PARs o de otras fuentes de ignición (cortocircuitos eléctricos, autoignición) podrían inducir combustiones de hidrógeno. En conclusión, el alcance de este fenómeno es muy dependiente del diseño y de la tecnología. Hasta ahora no está clara la razón de la ignición inducida por los recombinadores catalíticos pues, si bien se han observado algunas igniciones, no se han realizado experimentos específicos que permitan explorar en detalle este mecanismo de ignición. Además, en teoría la ignición debiera tener su origen más bien en las elevadas temperaturas de las superficies metálicas y no tanto en las placas catalíticas, sobre las cuales se establecería una fina capa de vapor que dificultaría la llegada del oxígeno. 2.7 CÓDIGOS DE CÁLCULO 2.7.1 Metodología de implantación de recombinadores Bajo ciertas condiciones particulares de liberación y geometría de la contención, la evolución de los accidentes severos (e incluso de DBAs) con producción de H2 podría conducir a situaciones de estratificación y acumulación del hidrógeno en determinadas regiones de la contención. Es muy importante poder predecir estos fenómenos con el fin de poder mitigar eficientemente el riesgo asociado al hidrógeno, lo que exige el óptimo dimensionamiento y ubicación de los dispositivos de mitigación. Una distribución adecuada de los PARs por toda la contención permitiría evitar elevadas concentraciones locales de H2 y la combustión de dichas mezclas. Con este objetivo, es necesario conocer bien cuáles son las fuentes de hidrógeno, la tasa de su liberación y la distribución del gas por toda la contención, identificando en particular las altas concentraciones locales. Se recomienda el uso de códigos de cálculo tipo lumped-parameter (L-P) o de tipo 3D, que permitan predecir la distribución del H2 y la estratificación de la mezcla de gases en contenciones multicompartimentadas. Por otro lado, durante los últimos años se han dedicado grandes esfuerzos al desarrollo de modelos de combustión, trabajos que deberían continuarse incluyendo el modelado de la combustión del H2 iniciada por recombinadores catalíticos. 2.7.2 Producción de hidrógeno En algunos escenarios accidentales, el mayor problema surge de la cuantificación de la producción de hidrógeno derivada de la reinundación del núcleo del reactor. Tal como han mostrado los experimentos CORA 13 y LOFT-FP2, así como el accidente de TMI-2, es necesario intensificar las actividades experimentales y la investigación teórica para suplir las carencias de los modelos de cálculo en este campo (Starfingler, 2000). Los

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ejercicios de validación de códigos frente a resultados experimentales y los cálculos de núcleo permiten identificar los modelos más importantes para analizar la producción in-vessel del hidrógeno: (1) criterios para la relocalización de fases cerámicas, (2) posibles taponamientos de los canales de flujo, (3) desarrollo radial de una masa fundida, (4) análisis de superficies oxidadas (lechos de escombros), y (5) reubicación del fundido en el pleno inferior. Los modelos utilizados en los códigos son más bien empíricos y, por tanto, poco mecanicistas, por lo que el usuario del código debe prefijar los valores de una gran cantidad de parámetros inciertos. La extrapolación de modelos derivados de experimentos a pequeña escala a una escala del reactor realista debe hacerse con precaución, por ser de una representatividad limitada. 2.7.3 Distribución de hidrógeno. Modelos de cálculo Son fundamentales el análisis y la predicción de la posible estratificación de la atmósfera de contención (hidrógeno, aire, vapor y tal vez otros gases) para definir las estrategias más eficientes de mitigación del riesgo asociado al hidrógeno. Establecidas un conjunto de condiciones iniciales y de contorno (geométricas) puede analizarse la evolución de la distribución de la mezcla en cualquier contención. Se han desarrollado gran cantidad de códigos de cálculo con este propósito. El primer paso para determinar la eficiencia de una estrategia de mitigación consiste en explorar con suficiente grado de detalle la ubicación y magnitud de embolsamientos locales de hidrógeno en ausencia del sistema de mitigación y en su presencia. Esto es posible mediante el uso de dos tipos de códigos: (1) los códigos lumped-parameter (L-P) y (2) los códigos 3D. Los códigos L-P se aplican para analizar la distribución del H2, poniendo el énfasis en volúmenes subcompartimentados donde las mayores concentraciones de hidrógeno pudieran resultar en procesos de combustión dañinos, incluyendo modelos para los sistemas de mitigación. Estas simulaciones de distribución del hidrógeno en grandes volúmenes y sub-compartimentos, junto con su interacción con el sistema de mitigación, se han demostrado carentes de un nivel de detalle como el que proporcionan los códigos 3D. Los códigos L-P están basados en la hipótesis fundamental de que, en regiones macroscópicas del campo fluido predefinidas (llamadas “volúmenes de control”), las diferencias espaciales o gradientes de las variables termodinámicas –densidad, concentración, temperatura- pueden despreciarse, teniéndose solamente en consideración la dependencia temporal en las ecuaciones de conservación que describen los fenómenos o procesos de transporte (OCDE, 1999). La disposición multi-dimensional de compartimentos en una contención se construye en la visión L-P mediante un conjunto de volúmenes de control y de caminos de flujo. Cada camino de flujo conectaría dos volúmenes de control mediante la definición del usuario, mientras que un volumen de control cualquiera puede estar asociado a un número arbitrario de caminos de flujo. La


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ecuación de la cantidad de movimiento se plantea de forma simplificada en cada camino de flujo, mientras que las de conservación de la masa y de la energía se definen en cada volumen de control. El conjunto resultante de ecuaciones –eliminada la dependencia espacial de las variables– constituye un sistema de ecuaciones diferenciales que puede resolverse numéricamente. De esta manera, la masa y la energía se transportan de un volumen de control a otro por medio de los caminos de flujo, en respuesta a las soluciones de las ecuaciones de la cantidad de movimiento definidas en cada camino de flujo. Con esta aproximación L-P, los efectos tridimensionales asociados al transporte convectivo de las variables no se pueden reproducir pues, por un lado, las ecuaciones del momento cinético son unidimensionales y, por el otro, no se considera cantidad de movimiento asociada a los volúmenes de control. A pesar de estas limitaciones, los códigos L-P son ampliamente utilizados, pues presentan grandes ventajas, como: (1) los requisitos de elaboración de la entrada son muy asequibles, (2) el breve tiempo de ejecución, (3) el uso acoplado de modelos simplificados permiten analizar procesos físicos complicados y con fenómenos diversos, como los de un escenario accidental, y (4) constituyen una técnica computacional madura que cuenta con una sólida experiencia basada en una extensa base de validación y una numerosa comunidad de usuarios. Los códigos 3D, o códigos de campo fluido ingenieril, son códigos que tienen en cuenta las variaciones espaciales y locales de las propiedades del fluido, y que permiten resolver la ecuación del movimiento en un conjunto de puntos discretos que representan un volumen de control finito (aproximación de volúmenes finitos). Las ecuaciones de conservación de la masa, la energía y la cantidad de movimiento se plantean mediante un sistema de ecuaciones en derivadas parciales. La mejora más significativa de los códigos CFD (acrónimo de la mecánica de fluidos numérica en la terminología anglosajona Computational Fluid-Dynamics) con respecto a los L-P es que proporcionan solución rigurosa a la ecuación de Navier-Stokes considerando todos sus términos, condición necesaria para calcular el flujo de gases y la fracción molar local. Las principales ventajas de los códigos 3D son que permiten: (1) la predicción de la distribución espacial/zonal de las concentraciones de las especies gaseosas (como el vapor), (2) la predicción de las cargas sobre la contención con un mayor grado de precisión, (3) la estimación de flujos a contracorriente en canales de flujo de gran tamaño, y (4) su utilidad como referencia de validación para las simplificaciones de los modelos termohidráulicos de los códigos L-P. Con el fin de ilustrar las capacidades de estos tipos de códigos, de entre los diversos ejercicios de comparación entre los mismos pueden destacarse dos con origen en Alemania: (1) comparación entre el código L-P WAVCO (de Framatome-ANP) y el código CFD GASFLOW (del FzK) basada en el experimento HYJET Jx7 en la BMC, y (2) la comparación entre el código L-P RALOC y el mismo código GASFLOW en un caso de estudio de la implementación de PARs en la central nuclear de Neckar II. El primer ejercicio de validación/verificación está basado en el experimento Jx7 de la serie HYJET que se realizó en la BMC alemana (ver Figura 2.10). En este experimento, se simuló el comportamiento de un chorro de hidrógeno mediante la inyección de helio a una velocidad máxima de 43 m/s. Para la serie de experimentos HYJET se utilizaron

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todos los habitáculos de la BMC (salvo el R7), englobando un volumen total de unos 600 m3. En el transcurso del experimento, los distintos habitáculos se fueron conectando a través de la apertura de venteos. La tobera de inyección de gas ligero de 95 mm de diámetro estaba ubicada en la parte baja del compartimento R6, en la cota +0.532 m, dirigiendo el chorro hacia la cúpula. El experimento constó de dos fases: la inyección de He en forma de chorro en la sala R6 durante 200 segundos, seguida de un período de inyección detenida para examinar la estratificación del gas en la contención a largo plazo. En la simulación post-test se comprueba que el código WAVCO fue capaz de predecir con buena aproximación dicha estratificación estable (OCDE, 1999). Los resultados del cálculo en cuanto a la presión, la XHe (en las regiones superior y media), la temperatura (también en las regiones superior y media, después de un ajuste en la conductividad térmica de los hormigones reforzado y ligero) y la velocidad de flujo (excepto la velocidad de la corriente de la conexión R9 → R6) muestran su consistencia con los resultados experimentales. Las dos principales limitaciones del código WAVCO se evidenciaron en los compartimentos más deprimidos (R3 y R1) y en la caracterización del chorro. Como ya se ha indicado, el tratamiento simplificado de la cantidad de movimiento a través de un balance unidimensional planteado solamente en los caminos de flujo no permite la simulación de chorros libres. Esta carencia no se resuelve con un esquema de nodalización más fino, pues el momento cinético local afecta al flujo convectivo, sino que sería necesario acudir a una solución analítica de comportamiento del chorro. Los códigos 3D son capaces de simular el chorro sin acudir a expresiones analíticas, puesto que tienen en cuenta el intercambio de momento en todas las direcciones. Primera Conclusión: los códigos L-P pueden proporcionar resultados correctos en la simulación de escenarios accidentales siempre que no impliquen la aparición de fuertes chorros (si bien el error en la estimación puede ser del orden del 10%, reduciéndose al incrementarse el número de nodos). En el caso de que el escenario accidental contemple la formación y la presencia de chorros libres intensos durante largos períodos de tiempo, es necesario acudir a una solución analítica, o una simulación con códigos 3D si se quiere caracterizar la resolución del chorro (Mohaved, 1999). El ejercicio RALOC/GASFLOW, basado en cálculos para la central nuclear de Neckar II (GKN-II) permitió realizar por vez primera una comparación sistemática de ambos métodos de simulación en cuanto a: (1) una contención compleja y a escala realista, (2) una secuencia realista de BDBA (LOCA en la línea de compensación incluyendo el fallote todos los sistemas redundantes del ECCS), y (3) una estrategia de mitigación del hidrógeno basada en los PARs. Como se ha indicado, la diferencia en el tratamiento de los fenómenos físicos en cuanto a modelos, sistemas de ecuaciones y esquemas de nodalización (0D vs 3D), es de esperar que los resultados difieran entre ambos códigos (FzK, 2000). En la mayoría de los casos, las diferencias son atribuibles a las diferentes hipótesis de los modelos incorporados en ambos códigos. El código RALOC, por su carácter L-P, predice menores tasas de variación de la concentración de hidrógeno en los períodos transitorios, subestimando los valores máximos de dicha concentración, debido al efecto de integración de los volúmenes de control mayores y la hipótesis de homogeneización instantánea en cada volumen de control. En el LOCA en línea de


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compensación (escenario accidental con atmósfera de contención bien mezclada sin estratificación significativa en composición ni temperatura), los resultados del código RALOC pueden considerarse suficientemente aproximados. El resultado más importante de este ejercicio es la buena coincidencia de ambos códigos en cuanto al cálculo de la tasa de recombinación de hidrógeno (aunque sus respectivos modelos son de carácter distinto y han sido verificados independientemente): al cabo de unas 2 horas (7000 s), RALOC proporciona 0.59 kg/m2 frente a 0.54 kg/m2 de GASFLOW. Segunda Conclusión: los códigos L-P pueden subestimar la dinámica y la cantidad total de hidrógeno durante los procesos transitorios, debido al uso de volúmenes de control más grandes y a la hipótesis de homogeneización instantánea en un volumen de control dado. Por lo tanto, para realizar un análisis adecuado del riesgo asociado al hidrógeno en una central nuclear dada, la aplicación compensada de ambos tipos de código (L-P y 3D) se muestra como la opción más adecuada en el momento actual, si bien la tendencia debe apuntar hacia un uso cada vez mayor de los códigos CFD. Tercera Conclusión: para la evaluación de la eficiencia de los recombinadores autocatalíticos pasivos individuales (comportamiento en transitorios de arranque, temperatura) se necesitan conocer las condiciones a la entrada del dispositivo que, al inicio de la liberación del hidrógeno, son muy distintas de los valores promedio en el compartimento. Para este análisis se hacen entonces imprescindibles los códigos CFD. 2.7.4 Modelos de recombinador catalítico A los largo de los últimos años, se han desarrollado modelos numéricos específicos para simular el funcionamiento de los recombinadores catalíticos ante condiciones de accidentes con liberación de hidrógeno a la contención de las centrales nucleares, con los siguientes objetivos: (1) cuantificar de forma precisa la tasa de recombinación en cualesquiera condiciones accidentales, (2) facilitar una herramienta optimizada para el diseño de los dispositivos individuales y (3) proporcionar módulos de cálculo para las códigos de análisis de contención que permitan optimizar el diseño del sistema basado en PARs, esto es, el número y la ubicación de los mismos en el interior de los distintos habitáculos de la contención. Para cumplir estos objetivos, pueden seguirse tres aproximaciones diferentes: (1) reproducir la tasa de recombinación mediante modelos empíricos o correlaciones, (2) modelos teóricos unidimensionales del comportamiento interno del recombinador catalítico, y (3) un tratamiento global que incluye la influencia de las condiciones termohidráulicas locales. Los modelos empíricos se basan en pruebas experimentales y proporcionan una aproximación de la tasa global de recombinación del hidrógeno (r) en función de variables globales: XH2, XO2, temperatura de la atmósfera, presión total y condiciones de humedad. Puede obtenerse un buen ajuste con el experimento mediante el uso de constantes o por medio de funciones de normalización más complejas. Los principales

Capítulo 2

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inconvenientes de esta aproximación son: (1) no se tiene en cuenta el entorno más próximo al recombinador, así como (2) la validez de la correlación está limitada a las condiciones del experimento. Por tanto, esta interpretación tiene un alcance muy limitado, al no describir los procesos que están teniendo lugar en el interior del recombinador (flujo interior, generación de calor) ni los procesos termohidráulicos inducidos en el interior de la contención (patrones de convección natural impulsados por la acción del recombinador que aseguran un transporte continuado de hidrógeno procedente de la fuente, flujo turbulento en las cercanías de la rotura, posible estratificación del gas y/o acumulación local de hidrógeno). La mayoría de los diseñadores de PARs han desarrollado modelos empíricos, como puede verse en la tabla siguiente:

Diseño Modelo Empírico AECL r(kg/h) ≅ (0.15196 CH2 + 0.0126 CH2

2)×(298/T)1.10974 p0.57769

Framatome-ANP r(g/s) ≅ η XH2 (k1 p/p0 +k2) tanh(XH2-0.5) con XH2 < 8% NIS r(g/s) ≅ 1.134 (p/RT) CH2

1.307

Donde: XH2 fracción molar de hidrógeno en mezcla húmeda (% vol.) CH2 concentración volumétrica de H2 a la entrada del recombinador (mol/m3) k1, k2 constantes según el modelo de PAR (FR90/1-150, 320, 780, 960, 1500) η eficiencia bajo distintas condiciones (falta de oxígeno, rociado de contención) p presión absoluta (bar) T temperatura absoluta (K) El modelo de Framatome ANP puede consultarse en (Mohaved, 1995), y el de NIS en (Sher, 1997). Los modelos teóricos, por su parte, se basan en el análisis matemático de los distintos procesos que tienen lugar en el interior del módulo catalítico. De acuerdo a las hipótesis de partida, pueden distinguirse dos tipos de modelos: (1) la cinética de la reacción domina en el control de la recombinación de hidrógeno, frente a (2) los procesos de transporte son los dominantes (ver Figura 2.2). La creación de un modelo teórico no es suficiente por sí misma, sino que es tan sólo un primer paso hacia una aproximación global que acople la simulación de los procesos físicos y químicos que ocurren en el recombinador (modelo teórico o “interno”) con la simulación de la interrelación entre el recombinador catalítico y la atmósfera de contención gracias a códigos 3D (modelo “externo”). Los modelos teóricos basados en hipótesis realistas pueden tener un amplio campo de aplicación pues, como ya se ha indicado, las correlaciones que describen la tasa global de recombinación de hidrógeno son muy dependientes de las condiciones experimentales de las cuales se derivaron, incluyendo, por tanto, sus incertidumbres (Heitsch, 2000). En la última década, se han desarrollado cinco modelos teóricos que simulan el comportamiento de los fenómenos “internos”: (Rohde, 1996), (Fineschi, 1996b y 1997), (Avakian, 1999), (Tahara, 1999) y (Heitsch, 1998). Se facilita a continuación una lista con los principales modelos teóricos y


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breves comentarios sobre los mismos, identificando las carencias principales de sus aproximaciones. Como conclusión y resumen, puede elaborarse una matriz de posibles modelos y códigos: ↓ modelo PAR tipo código → L-P CFD Correlación empírica [1] [2] Modelo teórico [3] [4] En aplicaciones prácticas, prácticamente sólo se han seguido las combinaciones [1] y [2]: [2] para los análisis de riesgo de hidrógeno en los EPR de Framatome-ANP (GASFLOW+correlación) [1] para las centrales en operación, Framatome-ANP utiliza WAVCO+correlación La opción [3] no se ha desarrollado de forma generalizada, pues los códigos L-P no proporcionan los datos de entrada necesarios para una descripción completa del comportamiento del PAR, mientras que la opción [4] corresponde al estado del arte y está actualmente en desarrollo. La tabla siguiente recoge como resumen las características de los principales desarrollos de modelos de PAR de reciente aplicación o aún en período de investigación en organismos de diversos países.

APLICACIÓN HIPÓTESIS Dimens ECUACIONES VALIDACIÓN GRS (Alemania) W.Klein-Hessling

PAR tipo caja Unión de flujo 1D Perfil de T(z) en caja y carcasa

Química dominante Cinética de Arrhenius modificada Mezcla homogénea en cada segmento Transmisión de calor por convección natural y radiación

1-D (z)

BalanceEcs 1D (m, e, transporte) Ec momento (flotación) Solución implícita

REKO-box (Siemens) VB-1200 BMC (Gx4, Gx6) HDR E11.8.1y2

DCMN/ENEL (Italia) F Fineschi

Describe procesos tras el transitorio de arranque suponiendo tiempo de respuesta del PAR menor que en condiciones a la entrada

Transporte dominante Tiempo de reacción muy corto [H2]≅0 sobre la placa No fenómenos transversales Mezclas pobres en H2

1-D (z)

Balances m, momento, EtotalEcs ConstitutivasFactores fricción Fanning Nu, Re, DH2 (T,p),qreac(T)

Modelo genérico Curvas semiempíricas BMC (Zx2, 3, 4 y 8)

Capítulo 2

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CEA (Francia) G Avakian

Modelo químico-físico, homogéneo, no estacionario

Transporte dominante No considera fase de arranque Tiempo de reacción muy corto XH2≅0 sobre la placa T homogénea en placas

0-D

Analogía Nu-ShLe ≅ 1-1.2 Nu ≅ Nu(conv natural)

FRA-ANP(FR90/1-150) KALI H2 (T-3.12)

Toshiba Corp. (Japón) M Tahara

Tasa de recombinación función de tasas de difusión de reactivos en material sólido

Difusión dominante Tiempo de reacción muy corto Transmisión de calor por radiación

2-D (r,z) θ=cte

Tasa recombinación proporcional a: - tasa difusión H2 - área catalizador Velocidad gas

NIS (88 cartuchos) Pruebas propietarias BMC (MC-1B)

GRS (Alemania) M Heitsch

Interacción química-flujo Tasa reacción y temperatura local (funciones 3D)

Reacción química (Arrhenius) y flujo dominantes Considera el entorno 3D Solución numérica con CFX

2-D 3-D

Resolución numérica de las ecuaciones N-S acopladas con modelo de reacción química

Prototipo(Kanzleiter,91) BMC (Gx6, Gx8.1)

Por la interrelación entre la reacción de recombinación y el flujo por convección natural, un modelo de cálculo completo debe acoplar dos modelos “elementales” para predecir adecuadamente el impacto del recombinador catalítico en la atmósfera de contención: (1) un modelo “interno” que describa las reacciones de recombinación, la termodinámica y la fluidodinámica en el interior del dispositivo y (2) un modelo “externo” que permita modelar la termohidráulica del intercambio de los flujos de gas entre el recombinador y su entorno próximo una vez la mezcla gaseosa ha abandonado el recombinador, y antes de volver a entrar en él. Las aproximaciones globales adoptadas por los distintos países para analizar la implantación de PARs en sus centrales nucleares han sido: Organismo(s) Modelo Externo Modelo Interno Cualificación/Aplicación DCMN/ENEL HOCRA (0D) correlación HYD 1,2,3 (Westinghouse) AECL GOTHIC (1D,3D) correlación LSVCTF / CANDU Fra-ANP WAVCO (LP)

GASFLOW (3D) correlación correlación

BMC (Jx7) EPR

FzK GASFLOW (3D) correlación Biblis A / Neckar II CEA/IPSN TONUS (0D / 3D) 0D DCMN PARCO (0D) 1D (z) BMC (Zx02,03,04,08) GRS RALOC 4.0 (LP) 1D (z) BMC (Gx4y6, Jx7)

HDR (E11.7 y8) Toshiba STAR-CD (3D) 2D (r,z) BMC (MC-1B) GRS CFX (3D) 2D / 3D (r, θ, z) BMC (Zx3,4,8) UPM MELCOR 0D BMC (Zx02,08)

FzJ Reko-3


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2.7.5 Limitaciones y otros desarrollos actuales y futuros Hasta el momento no se dispone de un acoplamiento realista entre un modelo completo de recombinador (reacción química dominante, aspectos tridimensionales) y un código termohidráulico identificándose, además, algunas carencias a cubrir: (1) la falta de una referencia de ejercicios de validación (benchmarking) de las aproximaciones de cálculo en cuanto al riesgo del hidrógeno en presencia de PARs, y (2) la falta de modelos que consideren los posibles fenómenos de ignición en el interior del recombinador y su propagación hacia el entorno exterior. Con estos antecedentes, como un intento de contribuir a completar el vacío de conocimiento existente, en esta tesis se presenta el desarrollo de un modelo de química detallada que, en un primer paso, se implementa en un código tipo L-P, según la opción [3] identificada en la sección anterior, indicada en la última fila de la tabla de modelos desarrollados hasta la fecha. Por otro lado, la implementación de un modelo de estas características en un código CFD (opción [4]) constituye la principal vía de investigación en el estado del arte, habiéndose identificado algunos desarrollos de acoplamiento de códigos CFD con paquetes de cinética química superficial detallada (por ejemplo, ChemKin ®). Muchas de estas aplicaciones se han encontrado en un campo totalmente diferente de la seguridad nuclear, como es el del diseño conceptual y desarrollo de quemadores de CH4 de baja emisión de NOx por combustión estabilizada catalíticamente (CST). Por las características de estos sistemas, los análisis suelen inscribirse en los aspectos del transporte por convección forzada y extensos esquemas de reacciones heterogéneas en sustratos cerámicos bajo condiciones estacionarias. En algunos casos, se incluyen esquemas de reacción homogénea –en la fase gaseosa– como GRI-mech y análisis transitorios. Para el lector interesado en este campo, se destacan de una forma especial los trabajos de Appel et al. (Appel, 2002), Dogwiler et al. (Dogwiler, 1999), Goralski y Schmidt (Goralski, 1999), Hayes y Kolaczkowski (Hayes, 1994), James et al. (James, 2001), Kolaczkowski (Kolaczkowski, 1995 y 1999), Mantzaras y Appel (Mantzaras, 2002), Ramanathan et al. (Ramanathan, 2003) y Rinnemo et al. (Rinnemo, 1997a).

Capítulo 3 APLICACIONES INDUSTRIALES DE LOS PARs En este capítulo se presentan las distintas aplicaciones industriales de los PARs en centrales nucleares y en otras instalaciones de los distintos países describiendo, en el caso particular de las centrales nucleares, las distintas aproximaciones seguidas. Esta evaluación podría servir de excelente base para la elaboración de una guía práctica de instalación de recombinadores catalíticos. 3.1 MITIGACIÓN DEL HIDRÓGENO EN CENTRALES NUCLEARES Las principales estrategias de mitigación seguidas en las centrales nucleares de los distintos países son: • PARs en las centrales existentes en Europa Occidental para la gestión del DBA y de

accidentes severos, • PARs en las centrales existentes de la Europa Oriental, Canadá y EEUU para la

gestión del DBA, • Pre-inertización de BWRs existentes en Alemania, EEUU, España, Japón y Suecia

para la gestión del DBA y accidente severo (complementados con ignitores en Japón).

Y los análisis del riesgo asociado al hidrógeno consideran los siguientes aspectos: • Producción de H2

o Identificación de fuentes de H2 (DBAs, BDBAs) o Selección de secuencias accidentales (APS, juicio de expertos) o Análisis de la degradación del núcleo (% de oxidación de Zr) o Cuantificación de la tasa de liberación de H2 (códigos de cálculo, correlaciones)

• Distribución del H2 o Análisis de la distribución de H2 (códigos L-P, CFD) o Hipótesis de distribución homogénea del H2

• Riesgo de ignición/combustión del H2 o Presión de diseño de la contención (según AICC) o Régimen de combustión considerado en los análisis o Concentración de H2 máxima que permita excluir fallo de contención o Riesgo de ignición del H2 por los recombinadores catalíticos

• Gestión de los recombinadores catalíticos o Mantenimiento e inspección en servicio o Envejecimiento del sistema de mitigación de H2

Capítulo 3

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3.2 CENTRALES NUCLEARES ACTUALES Se incluye a continuación el estado de implementación de las estrategias de mitigación del hidrógeno adoptadas por los distintos países en sus centrales nucleares, a fecha de Junio de 2002 (Bachellerie, 2002). No toda la información está convenientemente actualizada pues, en muchos casos, los trabajos de análisis previos o implementación pudieran encontrarse en distintas fases de su desarrollo y parte de la información pudiera ser propietaria y sujeta a confidencialidad. 3.2.1 Alemania En 1997, las Comisiones de Seguridad Nuclear (RSK) y de Protección Radiológica (SSK) emitieron una recomendación (RSK-SSK, 1997) para la instalación de PARs como medida de control del riesgo asociado al H2 en todos los PWRs alemanes, elaborando una lista de cuatro prioridades: • Excluir la detonaciones y deflagraciones turbulentas a gran escala (p>pdiseño). • Evitar las detonaciones locales con generación de proyectiles. • Mantener la XH2 local por debajo del 10% vol. • Mitigar las consecuencias de combustiones locales que produzcan altas temperaturas. Para ello, se analizaron cuatro tipos de secuencias accidentales con daño a núcleo: • Pérdida de agua de alimentación principal con feed&bleed del sistema primario. • LOCA grande (en línea de compensación). • LOCA pequeño sin PDE, sin sumidero de calor en el secundario. • LOCA pequeño sin PDE, con enfriamiento por el secundario. Según la RSK, el concepto de control de H2 mediante PARs permite una mayor reducción del riesgo en accidentes severos sin comprometer las medidas de mitigación ya previstas para los PWRs. Basándose en los trabajos de investigación analítica y experimental, la RSK recomendó la implantación de estos dispositivos en los PWRs. Según esta visión, la distribución del H2 puede analizarse mediante modelos de cálculo L-P y análisis de ingeniería, asumiendo que tales resultados deben ser verificados mediante el uso combinado de modelos L-P y códigos CFD. Sin embargo, la RSK considera que, si bien pueden presentarse mezclas inflamables de gas con XH2 por encima del 10% dentro del escudo anti-misiles, éstas serán de corta duración y tamaño limitado. Existe, en estas circunstancias, una probabilidad remota de que un PAR sobrealimentado de esta manera pueda desencadenar la combustión del hidrógeno por su sobrecalentamiento. Al estar limitadas a regiones pequeñas, estas condiciones no representarían una amenaza significativa a la integridad de la contención. El FzK analizó, con el uso del código 3-D GASFLOW, los distintos escenarios accidentales utilizando varios modelos de recombinadores (NIS y FRA-ANP) en algunas

Aplicaciones Industriales de los PARs

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centrales nucleares alemanas para demostrar la eficiencia de estos dispositivos como estrategia de mitigación del riesgo de hidrógeno (Royl, 1997): • Pre-Konvoi PWR (Biblis A) con 44 recombinadores NIS (Royl, 2000). • Konvoi PWR (Biblis B) con 66 recombinadores FRA-ANP (Royl, 2000). • Konvoi PWR (Neckarwestheim 2) con 58 recombinadores FRA-ANP (Zeiss, 1999). La contención de Neckarwestheim 2 tiene un volumen libre de unos 70000 m3 y alberga un reactor PWR de 4 lazos. Los análisis de degradación de núcleo y generación de H2 se realizaron con el código MELCOR, utilizándose RALOC y GASFLOW para el análisis de la distribución y recombinación del hidrógeno en la contención. Durante la secuencia LOCA en línea de compensación, se generarían unos 530 kg de H2 en unos 30 minutos que, en la contención, corresponderían a una XH2 promedio del 9.1% vol. La implantación de 58 PARs diseño FRA-ANP permitiría reducir esta cantidad a 310 kg (5.4% vol.) al cabo de una hora. Sólo se localizarían pequeñas regiones con XH2>10%vol en el interior del cilindro de blindaje de corta duración. Al final del primer día del accidente, la eficiencia recombinadora se vería limitada por la escasez de oxígeno en la atmósfera de contención. PWR (13 reactores) Medidas mitigación PARs (FRA-ANP, NIS) Estado actual Sistemas de PARs ya implantados BWR tipo 72 (2 reactores) Medidas mitigación Inertización parcial + PARs (NIS) Estado actual Instalación de PARs completada 3.2.2 Bélgica En 1986, la autoridad reguladora (AVN) requirió la realización de APS-nivel 1+, que incluyesen el estudio del comportamiento de la contención en caso de accidentes más allá de la base de diseño. Una de las principales conclusiones fue que, en algunas secuencias, la integridad de la contención podría verse amenazada por las elevadas presiones producidas en la combustión de H2. Por lo tanto, se analizaron distintas estrategias de mitigación de dicho riesgo y la implantación de contramedidas, tras lo que en 1993 se decidió instalar PARs en todos los PWRs (Snoeck, 1994), con los que cuentan en la actualidad. Bélgica fue uno de los primeros países en instalar PARs en la contención de sus centrales nucleares (Snoeck, 1996). Las razones de esta decisión fueron: (1) el posible impacto negativo de los ignitores en algunas situaciones, (2) la significativa reducción del riesgo aportada por los PARs, (3) su funcionamiento completamente pasivo y (4) su operatividad a bajas XH2 (2% vol.) incluso en atmósferas inertizadas con vapor. La capacidad del sistema de PARs (área recombinadora necesaria) se determinó de forma que la concentración de hidrógeno promedio en la contención no excediera del 5% vol. en ninguna de las secuencias analizadas en los APS-1+. Si bien los cálculos se realizaron con un modelo bastante burdo (un solo nodo para toda la contención), esto pudo verse

Capítulo 3

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compensado por la elección de un valor límite de concentración tan bajo, además de un amplio margen de sobredimensionamiento de la capacidad del sistema elegido (el 20%). Con el fin de limitar el número de cálculos, se seleccionó una secuencia limitante por planta para analizar el comportamiento de los PARs. De este modo, sólo es necesario proporcionar la tasa de liberación y la cantidad total de hidrógeno, así como la concentración de vapor (Snoeck, 1996), (de Boeck, 2001). De esta forma, se decidió investigar el comportamiento de los PARs durante los escenarios accidentales seleccionados con el fin de cuantificar el área recombinadora mínima necesaria para evitar el riesgo de combustión del H2. Como ya se ha indicado, los análisis consideraron un único nodo para toda la contención, simulando las condiciones termohidráulicas y las tasas de producción de gas con el código MARCH3. Además de ello, Tractebel desarrolló el post-procesador CARE, para determinar las concentraciones instantáneas de gases a partir de los ficheros de salida de MARCH3, calculando las fracciones molares de H2 para unas tasas de recombinación y áreas de catalizador dadas, así como la presión en contención debida a la AICC con y sin los recombinadores. Se utilizó el código STCP/MARCH3 para calcular la producción de hidrógeno en las secuencias más penalizadas en las unidades de referencia: Doel 3 y Tihange 2. A partir de los resultados del APS, esta secuencia resultó ser un LOCA pequeño con fallo del ECCS y oxidación de Zr del 70%. La evolución de la interacción corium-hormigón tras el fallo de vasija se simuló con los códigos STCP y MELCOR. Los resultados mostraron que para Doel 3 eran necesarios 247 m2 de superficie activa, mientras que, para Tihange 2, bastaba con 259 m2. El resto de unidades se dimensionaron a través de escalado de los reactores de referencia, suponiendo que (1) la producción de H2 es proporcional a la masa de Zr en el núcleo y (2) las condiciones termodinámicas en la contención son similares. Establecida la superficie catalítica necesaria, es necesario distribuirla por los distintos recintos. Esto se hizo con el siguiente criterio: la relación superficie recombinadora/volumen libre en cada habitáculo debía ser mayor o igual que dicha relación para el conjunto de la contención. Es más, se recomendó instalar PARs extra en los habitáculos donde se esperan temporalmente concentraciones de hidrógeno mayores que la media (presionador, tanque de alivio, generadores de vapor). También conviene tener en cuenta que los módulos de PAR más pequeños (FR-90/150, 320 y 960 del fabricante FRA-ANP) son menos eficientes que los modelos más grandes, por el menor efecto de tiro de chimenea. De este modo, la superficie recombinadora efectiva de los dos modelos más pequeños se consideró como el cociente de la superficie real entre un factor 1.5. Finalmente, AVN requirió que la superficie catalítica total instalada se viese incrementada en un 20% del total anterior, para tener en cuenta: • Incertidumbres en los modelos de los códigos utilizados en los análisis. • Posibles variaciones en el inventario de Zr de unos ciclos a otros. • Incertidumbres en la dinámica de la homogeneización. • Posible pérdida o destrucción de uno o dos PARs por efectos de chorro o

proyectiles.


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Al final de 1998, los 7 reactores nucleares belgas estuvieron ya equipados con PARs. Además de los criterios de funcionamiento, los PARs deben satisfacer criterios de accesibilidad y no estorbar las actividades de mantenimiento en el edificio del reactor. La accesibilidad es necesaria para facilitar la extracción de las placas catalíticas para su inspección y pruebas en servicio. Tampoco deben interferir en el funcionamiento normal de la planta, y deben verse asegurados los criterios de seguridad durante la operación y las paradas, junto con la seguridad de los trabajadores. Doel 1-4 Medidas mitigación PARs (Fra-ANP) Estado actual Sistema de PARs diseñado para accidente severo

Disponible en todas las unidades Tihange 1-3 Medidas mitigación PARs (Fra-ANP) Estado actual Sustitución de recombinadores térmicos por PARs para DBA en

marcha 3.2.3 Bulgaria Kozloduy 5-6 Medidas mitigación PARs (Fra-ANP) Estado actual Implantación para DBA en marcha 3.2.4 Canadá Los reactores canadienses son de diseño CANDU, desarrollados por AECL. El Organismo Regulador canadiense emprendió una acción genérica sobre la seguridad frente al hidrógeno de estos reactores, de acuerdo a los siguientes criterios: • Determinar la distribución del H2 en los recintos críticos considerando las

contramedidas actuales y futuras. • Identificar la envolvente de combustión del H2 en el corto y largo plazo con el fin de

asegurar: o Imposibilidad de FA o DDT que produzcan cargas excesivas sobre la

contención. o Mantener la integridad de la contención en los demás casos. o Posibles llamas estabilizadas no deben poner en riesgo la barrera de contención.

• Evaluar la efectividad de los PARs a corto y largo plazo. Se realizaron análisis de riesgo de H2 para las centrales de una unidad CANDU 6 (670 MWe) y CANDU 9 (925 MWe), así como para las centrales multi-unidad (de 500 a 900 MWe). Estos análisis constaron de tres etapas: (1) análisis de la generación de H2, (2) análisis de la distribución del mismo y (3) estrategias de mitigación del riesgo de hidrógeno. Los escenarios considerados fueron LOCAs con pérdida del ECCS por fugas en las válvulas de este último sistema, fugas que se ajustaron debidamente con el objetivo

Capítulo 3

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de maximizar la producción de H2. Esta generación tiene lugar a través de varios procesos: a corto plazo, la reacción del Zr con el vapor, más a largo plazo intervienen la radiólisis del agua, la regasificación del deuterio disuelto inicialmente en el agua pesada y la reacción química Al-agua. La contribución más importante se debe a la oxidación del Zr: unos 200 kg en las CANDU 6 (Koroll, 1994) y unos 300 en las CANDU 9 (Grant, 1996). Para las centrales multi-unidad las cantidades son muy similares. En la mayoría de los escenarios, el hidrógeno se libera en la cámara del sistema de recarga. En los CANDU 6, este habitáculo está bien comunicado con el de la sala de la vasija y los de los generadores de vapor, que actuarían facilitando la convección natural (efecto chimenea) y la dilución del H2. En el diseño CANDU 9, las envueltas de los generadores de vapor están cerradas inicialmente por paneles de alivio que abren en caso de rotura en los circuitos. En plantas multi-unidad, los diseños de reactor y contención varían según los casos, por lo que habría que considerar la ubicación de la rotura, el volumen de los habitáculos de la contención y los caminos de conexión entre los mismos. La distribución del H2 en las contenciones CANDU se analizó con GOTHIC, utilizando modelos 1-D para los cálculos de distribución, combustión y efectividad de los PARs a largo plazo, modelos 3-D para analizar localmente la evolución en el corto plazo. Los cálculos de distribución mostraron que: (1) la XH2 media a corto plazo en la cámara del sistema de recarga está por debajo del 5% vol. en las unidades CANDU 6, (2) este valor es inferior al 7% en el mismo habitáculo y los de los generadores de vapor en las unidades CANDU 9 y (3) la XH2 media en el corto plazo en las plantas multi-unidad es muy similar a las mono-unidad. La opción de mitigación de H2 seleccionada para las unidades CANDU 9 fue, por tanto, un sistema dual que consta de ignitores (para la mitigación acorto plazo) cerca de los puntos potenciales de escape de H2, junto con PARs para la mitigación en el largo plazo. Para las centrales multi-unidad, la estrategia a corto plazo se apoya en la ignición deliberada y en el hecho de que la atmósfera de contención se encuentra bien mezclada mientras que, a largo plazo, se recurriría al venteo de la contención a través del sistema de emergencia de descarga filtrada de aire, aunque también se está considerando el apoyo de PARs. Igualmente, se encuentra en estudio la implementación de unos 30 recombinadores catalíticos en las unidades CANDU 6, cuyo diseño preliminar se basaría en el juicio de expertos, utilizando los siguientes criterios para identificar su ubicación: • Donde se esperen fuentes de H2 y haya espacio disponible • Principales caminos previstos de paso del H2 • Facilidad de instalación y mantenimiento • Bajas tasas de dosis durante la operación normal La eficiencia de estos diseños preliminares para el control del H2 a largo plazo se ha confirmado a través de cálculos GOTHIC unidimensionales (Koroll, 2001). El organismo regulador canadiense requirió también cálculos tridimensionales adicionales para analizar su eficiencia a corto plazo.


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CANDU 9 Medidas mitigación Ignitores + PARs (AECL) Estado actual Sistema de PARs incorporado en nuevo diseño CANDU unidad aislada Medidas mitigación Mezcla por convección natural + PARs (AECL) Estado actual En estudio la eficiencia de PARs en el largo plazo CANDU multi-unidad Medidas mitigación Ignitores + venteo filtrado a largo plazo Estado actual 3.2.5 Eslovaquia En Eslovaquia, hay seis unidades de diseño VVER-440 en operación: • Bohunice V1 consta de dos unidades V230 operativas desde 1977 y 1978, es período

de preparación para su cierre en los próximos años. • Bohunice V2 consta de dos unidades V213. Recientemente, se han realizado estudios

para posibles sistemas de mitigación de H2 tanto para DBA como para accidente severo.

• Mochovce también consta de dos unidades V213, equipadas con sistema de monitorización de H2 (sensores FRA-ANP WS85) y de mitigación (16 recombinadores FRA-ANP tipo FR90/1-150) en caso de DBA: LOCA de 500 mm2 en doble guillotina (Cvan, 2001).

Con respecto a los accidentes severos, Eslovaquia ha colaborado, junto con Hungría, en los proyectos PHARE 2.06 y 2.07. De este modo, se han establecido las fuentes de generación de H2 durante las fases in-vessel y ex-vessel, así como su distribución y las cargas de presión resultantes de su combustión con los códigos STCP-M, MAAP4 (versión VVER) y MELCOR (Tkac, 2001). La principal conclusión de estos estudios es que la mejor opción de mitigación del H2 en las unidades VVER-440/V213 consiste en la combinación del sistema de rociado de reserva en accidente severo, el sistema de ventilación TL-20, ignitores de chispa y PARs. Se necesitarían unos 80 módulos con una capacidad de recombinación de varios g/s cada uno. Se está considerando la aplicación de estas conclusiones a las plantas existentes, así como la posibilidad de otras medidas como la despresurización controlada de trampas de aire o la inertización con N2. Bohunice Medidas mitigación Ninguna Estado actual Mochovce Medidas mitigación PARs (FRA-ANP) Estado actual Sistema de PARs para DBA en instalación

Capítulo 3

3.2.6 Eslovenia La central nuclear de Krsko se construyó gracias a la colaboración entre Eslovenia y Croacia. Se trata de un reactor PWR diseño Westinghouse de dos lazos, con una potencia de 1882 MWt (unos 632 MWe), y cuya explotación comenzó en 1983. Se han realizado cálculos analíticos para simular el comportamiento del H2 generado en un accidente severo consistente en un LOCA grande (2×27.5 pulgadas) en rama fría, no mitigado por el ECCS, lo que conduce a una fusión tardía del núcleo y al fallo de vasija a baja presión (Kljenak, 2001). Con el objeto de analizar la posible distribución inhomogénea del H2 y la identificación de los distintos patrones de flujo del mismo, se utilizó el código CONTAIN (tipo L-P), reproduciendo la contención mediante un modelo detallado de 38 celdas, prestando especial atención a ciertos compartimentos donde pudieran esperarse embolsamientos locales o convección localizada. Los resultados de la simulación mostraron que la XH2 es prácticamente uniforme en el gran volumen libre, mientras que algunos compartimentos en la zona anular presentan patrones algo diferentes. 3.2.7 España La posición española con respecto a las posibles estrategias de mitigación del riesgo de H2 ha optado por la instalación de PARs en la central de Trillo 1 siguiendo la solución alemana (Domínguez, 2001), (Jiménez, 2001), (Martín-Valdepeñas, 2001) como sistema de mitigación de referencia. No obstante, no se ha tomado una decisión definitiva en cuanto a su posible instalación en otras centrales PWR de diseño norteamericano (Artigao, 1999), (Martín-Valdepeñas, 1999). En cuanto a las BWR, Santa María de Garoña cuenta con la inertización del pozo seco y Cofrentes con la instalación de ignitores.

ESPAÑA Trillo 1 Medidas mitigación Sistema de PARs (FRA-ANP) Estado actual Sistema de PARs implantado BWRs Medidas mitigación Inertización (Sta María de Garoña) - Ignitores (Cofrentes) Estado actual Estrategias para el DBA implantadas

3.2.8 Estados Unidos de América Tras el accidente de TMI-2, la US-NRC requirió de las centrales nucleares el control de la XH2 en niveles seguros en caso de LOCAs, de modo que su fracción molar no debía superar en ningún momento el valor del límite inferior de inflamabilidad (LFL), estimado en un 4% vol. (10CFR50.34(f) Additional TMI-Related Requirements). El control de gas combustible en caso de BDBA se conseguiría mediante dilución en el volumen de contención o mediante ignitores. Todas las centrales nucleares de diseño USA estarían capacitadas para controlar el H2 producido por radiolisis durante un DBA mediante un sistema de recombinadores

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térmicos de hidrógeno, ubicado dentro o fuera del edificio de contención. Que éstos se encuentren fuera del edificio implica penetraciones adicionales de contención y sistemas de control, de suministro eléctrico y de refrigeración de clase de seguridad, así como un programa de mantenimiento y pruebas importante. En algunos reactores (tanto PWR como BWR), la sustitución de sistemas tan complicados por PARs se considera técnica y económicamente ventajosa pues, en algunos casos, suponen la sustitución de hasta 800 componentes cuya función es asegurar la capacidad equivalente a 1 ó 2 PARs. De esta forma, los PARs pueden representar un gran ahorro en materia de mantenimiento e inspección: por ejemplo, la disponibilidad de la central de Indian Point 2 se puede ver así incrementada en 1 día por ciclo (Shah, 1997). Aunque bastaría con un solo PAR para conseguir el objetivo de mantener la XH2 por debajo del límite regulador del 4% durante el DBA, se implantaron dos recombinadores catalíticos en Indian Point 2, para así satisfacer el criterio de fallo simple. También se han instalado recombinadores NIS en Surry 1 para el control de fugas operacionales de H2/vapor. Antes de la instalación de PARs fue necesaria su cualificación ambiental y sísmica mediante pruebas (programa EdF/EPRI en la instalación KALI H2, programa EPRI en la instalación Surtsey), en las que se ha observado el comportamiento de los PARs en dos configuraciones especiales: (1) condiciones de seísmo base de operación (OBE) y de seísmo de parada segura (SSE) y (2) exposición a altas dosis de radiación y a envejecimiento térmico para simular así una vida equivalente de 40 años. En resumen, las compañías explotadoras norteamericanas valoran los PARs como un excelente sustituto de los sistemas actuales de control de H2 para el DBA, principalmente por razones económicas. La cuestión del accidente severo no se tiene en cuenta en este aspecto en las centrales nucleares existentes. Indian Point 2 Medidas mitigación PARs (NIS) Estado actual Instalado sistema de PARs para DBA Surry 1 Medidas mitigación PARs (NIS) Estado actual Instalación de PARs para fugas en operación normal ALWR (AP-600) Medidas mitigación PARs (NIS) + ignitores Estado actual Elaboración de licenciamiento genérico PWRs / BWRs existentes Medidas mitigación Inertización + PARs (NIS) Estado actual Sustitución de recombinadores térmicos por PARs para DBA en

estudio 3.2.9 Finlandia La compañía finlandesa Fortum es propietaria y explotadora de la central nuclear de Loviisa, que consta de dos unidades VVER-440 con contenciones de condensadores de

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hielo, divididas en una parte superior y otra inferior. El flujo de convección entre ambas regiones debe atravesar los condensadores de hielo sin experimentar recirculaciones. El volumen libre total de cada contención es de 58000 m3 incluyendo los condensadores vacíos, con una presión de diseño de 1.7 bar y una presión de fallo estimada en 3.7 bar (Bachellerie, 2002). En 1982, se instalaron en las dos unidades de Loviisa ignitores alimentados por los generadores Diesel de emergencia, 74 en la unidad 1 y 66 en la unidad 2 (Okkonen, 1996). Sin embargo, los ignitores dependen del suministro de energía, de la acción del operador durante un posible accidente, y no estaban cuilificados para las condiciones de los lechos de hielo. De forma que, tras una serie de estudios, se concluyó que la estrategia óptima para la mitigación del riesgo de hidrógeno debería estar basada, por un lado, en la mezcla suficiente de la atmósfera de contención –mediante la apertura forzada de las compuertas de los condensadores de hielo para crear un flujo convectivo– y, por el otro, en el control de la concentración de hidrógeno mediante PARs (Lundström, 2001). Esta estrategia de gestión del riesgo de hidrógeno se analizó en cuatro pasos: (1) la demostración de que la apertura forzada de las compuertas de los condensadores de hielo permitiría crear un lazo convectivo global en toda la contención, (2) la estimación de la máxima XH2 para la cual la presión de AICC estaría cerca del valor de la presión de diseño de la contención, (3) el cálculo de la tasa de producción de H2 y (4) el diseño del sistema de PARs que satisfaga el criterio definido en el paso 2 (Lundström, 1996). Para el dimensionado del sistema de PARs se supuso, en un primer paso, la oxidación completa por vapor del 100% de Zr presente en el núcleo. Sólo se tuvieron en cuenta fuentes in-vessel, pues la estrategia general de gestión del accidente en Loviisa asegura la retención en vasija del corium fundido (Tuomisto, 2001). La tasa de producción de H2 se estimó en unos 0-05-0.1 kg/s en secuencias con fusión de núcleo descubierto durante largos períodos de tiempo, tasa de producción perfectamente gestionable mediante un sistema de PARs. Sin embargo, tasas de generación un orden de magnitud más elevadas (1 kg/s), como las propias de la inyección del agua sobre el núcleo recalentado (estrategia de gestión de accidente) no pueden ser gestionadas completamente por los PARs, por lo que se mantuvo la ignición deliberada como mitigación de estas liberaciones intensas. Los análisis de dimensionamiento se realizaron con el código de cálculo COCOSYS tras la validación de sus capacidades de simulación frente a los experimentos VICTORIA (Lundström, 2001). Se impusieron dos criterios referentes a las máximas concentraciones: (1) XH2 por debajo del 9% vol. para asegurar un bajo riesgo de aceleración de llama (FA) y (2) dicha fracción molar debe ser inferior al 6% vol. en el compartimento superior (el domo) para que la presión de AICC no exceda el valor de 3.2 bar. De esta manera, sería necesario instalar de una capacidad recombinadora de 140 kg de H2 por hora (para alcanzar condiciones de 4% vol. de H2, 25ºC de temperatura, aire saturado en vapor) distribuida aproximadamente por igual entre los compartimentos superior e inferior. Los análisis también indicaron que el funcionamiento de los PARs afecta al flujo de convección por toda la contención, sobre todo si la mayoría de ellos se coloca en el


compartimento superior. La liberación de calor concentrada en esta zona reduciría de forma importante el caudal de los bucles convectivos (Lundström, 2001).

Loviisa 1-2 Medidas mitigación PARs (AECL) como complemento a ignitores y mezclado de la

atmósfera de contención (apertura de conexiones) Estado actual Estudios previos a la implantación del sistema de PARs

3.2.10 Francia En 1992, la autoridad nuclear francesa DSIN emplazó a Electricité de France (EdF) la implantación de la “defensa en profundidad” en las centrales nucleares en operación, contemplando también los accidentes severos. En este marco, el riesgo por hidrógeno es un asunto prioritario (Manuel, 2001). Así, EdF emprendió la tarea de evaluación y análisis del riesgo de H2 en sus centrales nucleares en 1995. Las potenciales fuentes de generación consideradas en accidentes BDBA son: la oxidación del Zr de la vaina del combustible por vapor o por reinundación (in-vessel), la oxidación del remanente de Zr e interacción MCCI (ex–vessel) y la descomposición radiolítica del agua (largo plazo). Se considera como valor máximo el 100% de la longitud activa de la vaina de combustible, lo que supone unos 1000 kg de H2 para las unidades CP1/2 de 900 MWe y contención simple con liner, y unos 1300 kg para las de cuatro lazos N4, P4 y P’4 de doble contención. La tasa de generación de H2 se obtuvo con el código MAAP (Guieu, 1996). EdF analizó el efecto de la combustión de hidrógeno en la contención en régimen de deflagración, calculando la presión máxima en caso de reacción global del hidrógeno liberado equivalente a fracciones postuladas de oxidación de Zr, y comparándola con la presión de máxima resistencia de la contención. Los análisis demostraron que no se podía evitar el fallo de la contención, como se ve en la tabla siguiente: % de Altura Activa de Vaina 120 75 100 120 180 % oxidación de Zr 100 63 83 100 150 Tipo contención

pdis(bar abs)

pfallo(bar abs)

XH2(% vol.)

pmáx (bar abs) (3)

CP0 5.0 ? 19.3 6.5 8.0 9.7 13.5 CP1/2 5.0 7.0 (1) 19.3 6.5 8.0 9.7 13.5 P4 4.8 6.0 (2) 15.8 5.6 7.0 8.0 11.1 P’4 5.2 6.0 (2) 17.8 6.2 7.7 9.0 12.4 N4 5.3 6.0 (2) 17.8 6.2 7.7 9.0 12.4 (1) Sin considerar el comportamiento de la esclusa de equipos. Este valor podría incrementarse mejorando el anclaje de la misma, aunque puede admitirse un valor en torno a los 9 bar. (2) Valor correspondiente al umbral de presión de fugas de la contención interior a través de grietas. A pesar de la posible retención en la región anular entre ambas estructuras de contención, no se puede asegurar una estanqueidad adecuada en el conjunto.

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(3) Cargas de presión calculadas en las distintas condiciones suponiendo que las condiciones iniciales de la deflagración se encuentran sobre el límite de inflamabilidad del diagrama ternario de Shapiro-Mofette, es decir, a la máxima presión inicial posible. Además, se supone que la combustión no es adiabática, sino que una estimación más realista introduce un coeficiente de pérdidas de calor que aquí se estima en el 10%.

Capítulo 3

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Se evaluaron entonces cuatro estrategias de mitigación: (1) ignitores, (2) pre-inertización de la atmósfera de contención, (3) inertización post-accidente de la misma y (4) recombinadores catalíticos. EdF se decantó por esta última opción al representar la elección más viable en términos técnicos y económicos. De acuerdo a las autoridades en materia de seguridad nuclear, EdF decidió instalar PARs en todas las unidades francesas, así como emprender programas experimentales para comprobar la eficiencia de los mismos en condiciones de accidente severo. El estudio de viabilidad se realizó para un reactor con contención P’4, considerando dos escenarios: (1) un LOCA pequeño seguido de fallo del ECCS y (2) una pérdida global de agua de alimentación a los generadores de vapor seguida de fallo del ECCS, y en combinación con una despresurización tardía del primario. No se analizaron secuencias con reinundación del núcleo. Se utilizó el código MAAP4 para los cálculos de producción de H2 en la vasija, y se aplicó el código WAVCO para el análisis de la distribución del H2 en contención. También se utilizó un código L-P para optimizar el número y ubicación de los módulos PAR atendiendo a los siguientes criterios de diseño: (1) presión de AICC por debajo de 6 bar (por debajo de la presión de fallo de la contención) y (2) XH2 promedio por debajo del 8%, en todo momento durante el accidente. Estos criterios se satisfacen con unos 40 módulos de diferentes tamaños. Por su parte, el IPSN también realizó análisis de la implantación de PARs en las centrales nucleares francesas (Studer, 1999), tomando como base un escenario accidental en dos de sus variantes: (1) un LOCA pequeño (2 pulgadas ∅) en rama fría con fallo de la inyección de seguridad y del sistema de rociado, sin ninguna medida de mitigación de hidrógeno (escenario con cinética lenta de producción de H2 in-vessel y elevada producción de hidrógeno, un 100% de la altura activa de vaina) y (2) el mismo escenario con un sistema de mitigación basado en PARs, en el que se distribuyeron por la contención un equivalente a 28 módulos FRA-ANP modelo FR90/1500, la mayor parte de ellos en la región del domo (por requisitos de mantenimiento). En el análisis, se seleccionó el instante de máxima XH2. Los análisis del IPSN se realizaron con el código RALOC, tipo L-P. Los aproximadamente 50000 m3 de volumen libre de la contención se simularon por medio de 83 compartimentos. Como resultado de dichos análisis, se comprobó que los PARs limitan la cantidad final de H2 a la mitad del producido en todo el accidente, con una reducción muy eficiente de un factor 10 en 4 horas, con lo que consigue que la XH2 máxima no supere el 7% vol., excepto en las proximidades de la rotura, donde este máximo alcanza el 11% vol. Por el contrario, el escenario no mitigado presenta una contención cuasi-homogénea, con una XH2 en torno a 13-14% vol. En cuanto a la autoridad reguladora, el DSIN solicitó de EdF propuestas para limitar la posibilidad de explosiones de H2 en 1994. Esta última respondió dos años más tarde con el compromiso de la instalación de PARs en los reactores considerados más vulnerables a la explosión del hidrógeno. En 1997, el DSIN requirió la instalación de PARs en todas las


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centrales nucleares en operación con el requisito de demostrar la efectividad e inocuidad de tales dispositivos (Nucleonics Week, 12 Julio 2001). Los programas experimentales KALI H2 y H2PAR, iniciados por EPRI e IPSN y realizados en el centro del CEA en Cadarache entre los años 1996 a 1999, confirmaron globalmente las tasas de recombinación indicadas por los fabricantes y, en líneas generales, demostraron que la efectividad de los PARs no se veía afectada fuertemente por las condiciones propias de BDBAs. Por el contrario, estos experimentos también confirmaron que los PARs podrían, bajo ciertas condiciones, actuar como fuentes ignitoras de las mezclas aire/hidrógeno/vapor. En general, el DSIN aceptó la aproximación seguida por EdF. En realidad, puesto que la concepción de los sistemas de PARs tuvo lugar de una forma pragmática y realista, no pareció justificable tener en cuenta, en el estado de conocimiento del momento, fenómenos aún inciertos como la producción adicional de hidrógeno por reinundación tardía, los procesos de deflagración turbulenta y de DDT, o el H2 producido durante la MCCI. Sin embargo, se han identificado otras carencias en la propuesta de EdF. De hecho, EdF supuso la indisponibilidad del sistema de rociado de la contención lo que, según las condiciones, puede considerarse una hipótesis optimista, puesto que la actuación de este sistema puede, por condensación de vapor, incrementar la XH2 y aumentar la inflamabilidad de la mezcla. Además, EdF sólo tuvo en cuenta dos secuencias, lo que se consideró insuficiente para establecer de forma razonable una envolvente de diseño del sistema. Por lo tanto, el DSIN requirió estudios adicionales que se extendieran a otros escenarios, y con la inclusión del sistema de rociado, para verificar la eficacia del diseño del sistema y, si fuese necesario, adaptar el esquema inicial añadiendo algunos módulos donde fuese necesario. En cuanto a la capacidad de los PARs como posibles fuentes ignitoras, se consideró que este inconveniente no es suficiente para cuestionar la ventaja de la implantación de PARs. Es más, por la baja cantidad de energía necesaria para iniciar una deflagración, existen ya una multitud de fuentes ignitoras potenciales en el edificio de contención. PWR (58 reactores) Medidas mitigación PARs Estado actual Licenciamiento en trámites para todos los PWRs 3.2.11 Holanda Holanda posee un PWR de 480 MWe de diseño Framatome-ANP en Borssele (Vayssier, 2001). Ante el requerimiento del organismo regulador (KFD) sobre la mitigación del riesgo de hidrógeno tras un accidente severo, la compañía propietaria de la central estudió distintas opciones: ignición de liberada, dilución post-accidente (inertización parcial) y recombinación catalítica. Aun reconociendo que los recombinadores catalíticos pueden

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no ser capaces de mitigar por completo liberaciones intensas de H2 en algunos compartimentos de la contención, se eligieron aquéllos como la estrategia óptima considerando dos situaciones: (1) LOCA pequeño con fallo del ECCS de baja presión y (2) escenarios con reinundación de núcleo, lo que maximiza la tasa de producción de H2. La distribución de H2 se analizó con un código L-P utilizando un esquema de contención de 20 nodos, aunque se ha requerido la aplicación de códigos CFD por la complejidad de la estructura de la contención y la estratificación potencial de la atmósfera de contención. La ubicación de los PARs se hizo, fundamentalmente, atendiendo a cuestiones prácticas: hay un número limitado de ubicaciones donde puedan colocarse físicamente. El sistema instalado consta de 22 módulos, lo que es suficiente como para mantener la XH2 por debajo del límite de inflamabilidad –gracias a la presencia simultánea de vapor- y para mantener la presión de la AICC por debajo de la presión de fallo de la contención. Está en estudio la extensión del sistema de PARs al DBA, para eliminar así el recombinador térmico. Borssele Medidas mitigación PARs (FRA-ANP) Estado actual Completada instalación de sistema PARs 3.2.12 Hungría En la central nuclear de Paks operan cuatro unidades VVER-440/213 (PWRs de diseño ruso). Estas unidades presentan algunos problemas específicos a tener en cuenta: alta tasa de fugas en contención intacta, baja presión de diseño de la contención y presencia de elevadas cantidades de aluminio. En 1994, el proyecto AGNES analizó el riesgo asociado al hidrógeno durante un accidente severo en esta central. Los cálculos de producción de H2, su distribución y su combustión se realizaron con los códigos STCP y CONTAIN. En 1998, en el proyecto PHARE 2.07 se investigó la gestión del H2 mediante cálculos con el código MAAP debidamente adaptado para los VVER. Como resultado del proyecto, se recomendó una estrategia de mitigación del hidrógeno basada en una combinación de ignitores, sistema de rociado y PARs. La implementación práctica de un sistema tan complejo requiere numerosos cálculos detallados con códigos numéricos para la optimización del número y ubicación de los dispositivos, así como pruebas de cualificación ambiental adicionales. Las secuencias accidentales seleccionadas fueron (Toth, 2001): (1) un LOCA pequeño (25 mm) en rama caliente, con fallo del ECCS y aislamiento de contención, (2) un LOCA intermedio (100 mm) en rama fría con fallo del ECCS y aislamiento de contención y (3) un transitorio de fallo de suministro eléctrico con despresurización del primario y aislamiento de contención. Los resultados fueron: (1) la mayor tasa de liberación de H2 se produce en el período in-vessel (0.28 kg/s), en el que (2) se generan unos 300-350 kg de H2 (38-44% Zr oxid), (3) la acción del operador (despresurización del primario) causa un pico de producción de H2 (120 kg a 0.3 kg/s) y (4) la XH2 media excede el 11% vol. tras los primeros 4200 s del transitorio.


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Tan elevada concentración de H2 (más del 11%) en la mayoría de compartimentos antes del fallo de vasija, junto con el valor de la presión de AICC resultante por encima de la presión de diseño (4 bar) justifican la complicada estrategia de mitigación recomendada para estos reactores (Téchy, 2001). Paks 1-4 Medidas mitigación PARs (FRA-ANP) Estado actual Completada instalación de sistema PARs para DBA 3.2.13 Japón En los BWRs japoneses, se han instalado recombinadores térmicos como sistema de control de gases inflamables para mantener tanto al H2 como al O2 por debajo del LFL en un LOCA. Por su parte, los recombinadores catalíticos, que no requieren suministro de energía ni fuentes de calor, y presentan unas excelentes prestaciones en cuanto a costes y fiabilidad, también han sido cualificados por algunas compañías japonesas y centros de investigación (Kobayashi, 2001). El comportamiento y la eficiencia de los recombinadores catalíticos se ha puesto a prueba en condiciones específicas de los BWRs, así como de las exigentes condiciones de licenciamiento consideradas en Japón, que incluyen el impacto de inhibidores de la reacción muy potentes (I2, CsI, CH3I). Las compañías japonesas contemplan la instalación de PARs en las centrales nucleares más recientes y en las nuevas como parte del diseño, para así reducir los costes de equipos y de mantenimiento y para mejorar la fiabilidad del sistema al eliminar los dispositivos activos y sus correspondientes sistemas de suministro y apoyo. Como ya se ha indicado, los sistemas de mitigación basados en recombinadores catalíticos requieren una menor inversión inicial que los sistemas tradicionales basados en recombinadores térmicos, además de tener un menor coste asociado a las inspecciones periódicas. Por tanto, de acuerdo a los diseñadores de BWRs y compañías japoneses, se pueden introducir los PARs en las centrales en construcción, así como para reemplazar los sistemas convencionales de control de gases en las centrales existentes. Ambos agentes (diseñadores y explotadores de BWRs) realizaron estudios conjuntos y pruebas en dos instalaciones experimentales para cualificar los PARs en condiciones específicas de los BWRs: • Impacto de las bajas concentraciones de H2/O2 en las características de

funcionamiento de los PARs. • Efecto del sistema de rociado de emergencia en el funcionamiento del PAR. • Análisis de la degradación de su funcionamiento por la acción de inhibidores de la

reacción (I2, CsI, CH3I). • Evaluación de la degradación térmica durante accidentes LOCA. El número y disposición de recombinadores catalíticos se determina a partir de los datos de estos experimentos. Para satisfacer los exigentes requisitos de licenciamiento existentes en Japón, son necesarios de 4 a 7 módulos PAR en el pozo seco y uno en el pozo

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húmedo. El número de recombinadores necesarios en el pozo seco puede reducirse a tres si se incrementa el número de cartuchos insertados en cada módulo, para así no interferir con otros dispositivos en la contención primaria, ni por efectos de los gases a alta temperatura despedidos por los PARs. En conclusión: (1) el comportamiento de los recombinadores catalíticos en condiciones accidentales de los ABWRs satisface todos los requisitos de licenciamiento vigentes en Japón, (2) aunque la presencia de inhibidores de la reacción pudiera tener un apreciable efecto en la eficiencia del PAR, es posible instalar un número razonable de módulos que permitan seguir cumpliendo los requisitos de licencia, y (3) la adopción de sistemas de control de gases basados en PARs permite mejorar sustancialmente la rentabilidad económica y la operabilidad del sistema en comparación de los sistemas tradicionales basados en recombinadores térmicos. Ohi 1-2 (PWR) Medidas mitigación Ignitores de chispa Estado actual Previo a la instalación de 34 ignitores Otros PWR (21) Medidas mitigación Ninguna Estado actual Dilución del H2 en un gran volumen BWR (27) Medidas mitigación Inertización

Instalación de PARs para futuros BWRs Estado actual PARs en estudio para futuros BWRs 3.2.14 República Checa Dukovany 1-4 Medidas mitigación PARs (FRA-ANP) Estado actual Sistema de PARs para DBA Temelin 1-2 Medidas mitigación PARs (FRA-ANP) Estado actual Sistema de PARs para DBA 3.2.15 Rusia Kalinin 1,3 Medidas mitigación PARs (FRA-ANP) Estado actual En instalación de sistema de PARs para DBA 3.2.16 Suecia En Suecia operan 11 reactores nucleares: ocho son BWRs diseño ABB preinertizados con N2, y los restantes son PWRs de diseño Westinghouse de contención seca y de gran


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volumen (large-dry), los tres en el emplazamiento de Ringhals. Ringhals-2 tiene una potencia de 872 MWe y una presión de fallo de contención de 12-13 bar, mientras que las unidades gemelas Ringhals-3/4 son de 915 MWe y la presión de fallo es de 6-7 bar (Gustavsson, 2001). El estudio del riesgo asociado al H2 en las unidades PWR suecas comprende: (1) cálculos con el código CONTAIN de la presión máxima alcanzable por deflagración de H2, (2) la evaluación de la probabilidad de fallo de la contención de Ringhals-3 por deflagración de H2, así como (3) los estudios de análisis probabilista de seguridad (APS) niveles 1 y 2 para Ringhals-2. La posición sueca en cuanto a la mitigación del hidrógeno no está aún completamente definida: la conveniencia o la necesidad de instalación de PARs dependerá de los resultados de los estudios que se están llevando a cabo para las unidades de Ringhals-2/3/4. Además, la compañía eléctrica sueca ha participado en el proyecto THINCAT.

3.2.17 Suiza BWR Mark I Medidas mitigación Inertización con N2

Estado actual BWR Mark II Medidas mitigación Ignitores Estado actual En estudio la eficiencia del mezclado de la atmósfera PWR (3) Medidas mitigación Ninguna Estado actual En proyecto planes para sistemas de PARs

Ringhals Medidas mitigación Control de H2 mediante venteo filtrado Estado actual Eficacia de esta medida en investigación

Aproximaciones Nacionales para la implantación de PARs en las Centrales Nucleares de distintos países

Tipo de Accidente Generación de H2 Diseño sistema de PARs DBA BDBA Secuencias

Accidentales Degradación

Núcleo Códigos Distribución de

H2 Criterio de Seguridad Dimensionado y ubicación

Alemania SÍ SÍ

Pérdida de FW, LB-LOCA,

SB-LOCA con PDE,

SB-LOCA sin PDE

Best Estimate MELCOR RALOC (L-P) GASFLOW (3D) XH2 local<10% Cálculos

RALOC/GASFLOW

Bélgica SÍ SÍ SB-LOCA con fallo ECCS

Best Estimate (70% Zr oxid)

STCP/ MARCH3, MELCOR

Mezcla homogénea

XH2 media<5% +20% superf

Código CARE + Juicio de expertos

Canadá SÍ NO LOCA con fallo

ECCS (DBA en Canadá)

Envolvente estimada de oxidación Zr

CHAN II

GOTHIC 3D (largo plazo) GOTHIC 1D (corto plazo)

Evitar FA, DDT Integridad contención

Juicio de expertos + Verificación GOTHIC

Estados Unidos de América

SÍ NO Secuencia DBA,

Fugas H2/vapor en operación

Radiolisis del agua Criterio de fallo simple

XH2 media<4% Juicio de expertos

Finlandia SÍ SÍ Secuencias LOCA

y transitorios relevantes

100% Zr oxidado Determinista

CODRIF, MELCOR

COCOSYS (L-P),

VIRTA (escalado experimentos VICTORIA)

XH2 media<9% (sup.) XH2 media<6% (inf.)

pAICC<pfallo (3.2 bar)

COCOSYS, Análisis dimensional,

Visitas por la contención,

Juicio de expertos

Francia SÍ SÍ

SB-LOCA + fallo ECCS,

Pérdida GV + fallo ECCS +

depresurización tardía RCS

Best Estimate MAAP4 WAVCO (L-P) XH2 media<8%

pAICC<pdiseño (6 bar)

Cálculos WAVCO, Juicio de expertos

Holanda SÍ SÍ

LB-LOCA, LB-LOCA+fallo

ECCS, Reinundación

Best Estimate MAAP4 WAVCO (L-P) pAICC<pdiseño Juicio de expertos


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3.3 CENTRALES NUCLEARES FUTURAS 3.3.1 El Reactor Europeo de Agua a Presión (EPR) A partir de la experiencia acumulada en tecnologías asentadas en los LWR en Francia y Alemania, industrias de ambos países han desarrollado de forma conjunta un diseño de PWR –el European Pressurised (water) Reactor (EPR)– en el que se hace particular hincapié en sus características de la prevención y mitigación de accidentes severos. En este diseño evolutivo se ha realizado una aproximación extensiva pero equilibrada en cuanto a la implantación de características pasivas (Weisshäupl, 1999). Los objetivos generales de seguridad de las centrales nucleares de próxima generación consisten en una profundización del concepto de “defensa en profundidad” con respecto a las centrales nucleares actuales. Estos objetivos conceden una importancia particular al edificio de contención como última barrera, y cuyas capacidades se ven mejoradas de forma sustancial mediante la consideración de escenarios mucho más severos (como aquéllos que presentan núcleo fundido fuera del primario) y los posibles fallos en su función de seguridad. De esta manera, la estrategia general adoptada frente al accidente severo consiste en la práctica eliminación de situaciones accidentales conducentes a liberaciones radiactivas significativas en el corto plazo y en la mitigación de los escenarios de baja presión con fusión de núcleo. De acuerdo a estos principios, el GPR (Groupe Permanent des Réacteurs) y la RSK (Reaktor-SicherheitKommission) desarrollaron la aproximación a seguir en la prevención y mitigación de los riesgos resultantes de la producción de hidrógeno (GPR-RSK, 1994). El diseño propuesto contempla la posibilidad de afrontar la producción de H2 correspondiente a la oxidación del 100% del zircalloy de las vainas de combustible por la reacción metal-agua. El edificio de contención debe diseñarse de forma que resista una deflagración global de la máxima cantidad de hidrógeno posible, así como una deflagración local rápida representativa. El volumen libre de la contención y las medidas de mitigación deben concebirse, pues, de tal modo que la posibilidad de una detonación global del hidrógeno quede excluida. Así, las estructuras internas de la contención deben diseñarse de forma que las concentraciones de hidrógeno esperadas sean lo más bajas posible dentro de lo factible. Si no es posible asegurar que la XH2 permanecerá en todo momento y lugar por debajo del 10%, se podrá recurrir a medidas como la inertización o el uso de muros reforzados en los compartimentos o en la propia contención (IPSN/GRS, 2000). Es más, las conclusiones de la reunión entre el GPR y la RSK sobre las necesidades de I+D sobre accidente severo (15 de Enero de 1997) fueron: “ El GPR y la RSK subrayan que existen incertidumbres significativas en relación con la producción de hidrógeno durante secuencias accidentales severas; incertidumbres que están ligadas fundamentalmente a fenómenos tales como la reinundación tardía de núcleos parcialmente dañados a temperatura elevada, el derrumbamiento de material fundido del núcleo sobre masas residuales de agua en el fondo de la vasija del reactor o las interacciones entre el corium y el material de sacrificio. Estas incertidumbres deben

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contemplarse en el diseño y la concepción de medidas de mitigación del hidrógeno en los futuros PWRs”. Así, el hidrógeno puede controlarse y mitigarse gracias a las siguientes características de diseño (Bittermann, 2001): • Contención de gran volumen y con geometría abierta de compartimentos. • Descargas del inventario del RCS en los compartimentos inferiores de la contención. • 40 PARs de tamaño grande distribuidos por las salas de equipos. • 4 PARs en la región de la grúa del edificio del reactor. Los 44 PARs se colocan principalmente en los habitáculos de los componentes con el fin de potenciar la convección, y por tanto el mezclado de la atmósfera, y para alejar las fuentes de calor del escudo de contención, pues este último está equipado con un revestimiento parcial compuesto (Eyink, 2001). Además de las roturas del primario, se pueden liberar mezclas H2/vapor a la contención a través del tanque de alivio del presionador en caso de despresurización intencionada del primario por la acción del operador. El escenario accidental que establece condiciones más penalizadoras para el sistema de mitigación corresponde a un LOCA pequeño (SB-LOCA) sin inyección de seguridad y con despresurización rápida del secundario, pues se caracteriza por elevadas cantidades totales y tasas de liberación de H2 a una atmósfera seca de contención (Bittermann, 2001). También se tuvieron en cuenta las consecuencias que, en cuanto a la producción de hidrógeno, pudiera tener el retraso en el inicio de la acción de despresurización, para contemplar así escenarios, de muy baja probabilidad de ocurrencia, que implicarían la reinundación in-vessel activa o pasiva durante la fusión del combustible (Wagner, 2000). Las estrategias de mitigación de hidrógeno propuestas en la lista anterior se justifican a través de la aplicación de códigos CFD y criterios experimentales para analizar el riesgo de FA o DDT –criterios σ y λ, (OECD, 2000c). El cálculo de simulación de la dinámica temporal de la distribución de las concentraciones en la atmósfera de contención y de las temperaturas se hizo con el código GASFLOW. En caso de que la FA no pudiese ser excluida, se recurrió al código COM3D para el cálculo de las cargas sobre las estructuras de contención por deflagraciones rápidas. Los principales resultados de estos análisis fueron (Bittermann, 2001): • En todos los casos analizados, la pAICC se mantuvo por debajo de 6.5 bar. • En todos los casos, la XH2 máxima se mantuvo por debajo del 10% vol. • El criterio de FA (índice σ) indica posibilidad de deflagración rápida sólo localmente

y durante breves períodos de tiempo, aunque • Las cargas dinámicas de presión sobre la contención no exceden el valor de la presión

de diseño, y • El diseño del revestimiento de la contención permite soportar las cargas de

temperatura.


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3.3.2 Reactores Avanzados de diseño USA La compañía Westinghouse ha desarrollado dos modelos de LWRs avanzados (ALWRs) (Hosler, 1996): (1) el AP600/1000, PWRs avanzados con sistemas de seguridad pasivos y simplificados, y (2) el BWR90+, BWR avanzado con características de seguridad y operabilidad mejoradas. En 1993, EPRI y los diseñadores ALWR adaptaron los requisitos de licenciamiento de estas unidades y recomendaron el uso de PARs como medida de referencia para el control del hidrógeno, con los criterios: (1) XH2 por debajo del LFL en caso de DBA, y por debajo de concentración detonable en caso de BDBAs en el AP600, y (2) XO2 por debajo de la concentración límite de inflamabilidad en contenciones pre-inertizadas SBWR. Tras la remisión por EPRI a la US-NRC de un informe con datos sobre experimentos y análisis simplificados sobre el uso de PARs tanto en DBAs como en accidentes severos en LWRs, la NRC concluyó que “los PARs son dispositivos aceptables para el control de gases combustibles en los ALWRs para el espectro completo de condiciones de DBA.”. En caso de accidentes severos, la NRC indicó que, además era necesario conocer: • El comportamiento de los PARs para XH2 por encima del 6% vol. • Efectos de envenenamientos por azufre (incendio de cables) y Te (producto de fisión

liberado en fusión de núcleo). • Efectos del CO (por MCCI) en condiciones pobres en O2 (como los BWRs). • Posibilidad de auto-ignición con XH2 por encima del 11% vol. En cuanto a los dos últimos aspectos, se afirma que “los ignitores pueden ser una opción en aquellos habitáculos donde son posibles elevadas XH2”. Finalmente, el enunciado de la NRC recalca la necesidad de programas de vigilancia específicos para asegurarse de que las condiciones operativas de la planta no degradan la función de diseño de los PARs. El programa propuesto por los diseñadores consiste en retirar elementos catalíticos de muestra durante las paradas de recarga, realizándoles en un banco de pruebas tests de aceptación de su capacidad recombinadora. La evaluación por la NRC de los PARs ha despejado el camino para su uso en los ALWRs. Los diseñadores del AP600 y del SBWR han adoptado los PARs para el control de gases combustibles en caso de DBA, sustituyendo a los recombinadores térmicos eléctricos que se encontraban dentro de la contención (AP600) o fuera de la misma (SBWR). Desde el punto de vista de EPRI, la principal ventaja técnica de los sistemas basados en PARs es que no se ven afectados en su funcionamiento por pérdidas de suministro eléctrico o por fallos en su activación por degradación de componentes activos o por errores del operador. Es más, como prueba de esta preferencia técnica, EPRI ha iniciado el cambio de los requisitos de licencia que podría establecer los recombinadores catalíticos como el medio principal de control del H2, si bien respaldados por un número limitado de ignitores en caso necesario, para evitar acumulaciones locales de H2, según el documento de posición de la NRC.

Capítulo 3

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En conclusión, se contempla la instalación de recombinadores catalíticos en los futuros ALWRs para condiciones de DBA y de accidente severo. El diseño del sistema de control de gases combustibles puede completarse mediante un número de ignitores limitado para controlar valores locales de la XH2 inaceptables. 3.3.3 Unidades Avanzadas VVER-1000 Las distintas organizaciones rusas están desarrollando una intensa actividad técnica y de investigación con el fin de diseñar un modelo de reactor avanzado. El reactor VVER-100/V-392 es una planta de nueva generación que satisface los nuevos requisitos de seguridad y eficiencia económica de la producción de energía. Y el riesgo asociado al hidrógeno y el confinamiento de los productos de fisión en condiciones accidentales se han tenido en cuenta en su diseño (Podshibiakin, 2001). El reactor avanzado VVER-1000/V-392 es una unidad de 1000 MWe de potencia con cuatro lazos de refrigeración del reactor. Presenta una doble contención para evitar el escape de radiactividad al exterior y para proteger al reactor de impactos externos. En cuanto a la posible generación de H2, el núcleo contiene 22000 kg de Zr, por lo que podrían producirse más de 1000 kg de H2 por la oxidación completa de las vainas de combustible. Respecto a las medidas de mitigación, el VVER-1000 avanzado cuenta con un sistema de control de gas combustible que evita la formación de mezclas explosivas en el interior de la contención en condiciones de operación y de accidente, incluyendo BDBAs. Este sistema consta de dos subsistemas: el sistema de de concentración de H2 en la contención (JMT) y el sistema de monitorización de H2 en la contención (JMU). El sistema JMT se basa en el principio de uso pasivo, por lo que no es necesario el control del sistema en la operación, y consta de PARs ubicados en los lugares de acumulación de H2 más probables. El sistema JMT está diseñado para ejercer su función (eliminar H2 y mezclar la atmósfera) bajo cualesquiera condiciones previstas de la atmósfera de contención. En caso de DBA, el sistema JMT elimina la posibilidad de deflagración global en la contención y, en caso de accidente severo, la detonación global y la deflagración acelerada. Para determinar la capacidad del sistema JMT, se consideró que hasta el 10% de los PARs de cada compartimento podrían quedar inutilizados simultáneamente (efecto de proyectiles), con una reserva de un 20% adicional para considerar otros posibles factores desfavorables. Esto hace que el sistema JMT conste de más de 100 PARs, cuya capacidad, ubicación y cantidad se determinaron mediante cálculos termohidráulicos realizados con el código KUPOL-M. En conclusión, el reactor nuclear avanzado VVER-1000/V-392 incorpora un sistema efectivo de control de hidrógeno durante la operación normal y de emergencia, incluyendo BDBAs. La efectividad del sistema de control se determina considerando el criterio de que, en un BDBA, se libera a contención el H2 generado por la oxidación


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completa del 100% del Zr en el combustible, así como por otras posibles fuentes. Para tener en cuenta estas y otras posibles incertidumbres, el sistema cuenta con un margen de sobredimensionamiento del 20%. 3.4 CONCLUSIONES SOBRE LAS CENTRALES NUCLEARES 3.4.1 Centrales Nucleares Actuales Se adoptan diversas aproximaciones a la hora de implantar recombinadores catalíticos en las centrales nucleares existentes, si bien todas ellas presentan varios aspectos comunes. En la mayoría de los países (excepto los Estados Unidos de América y los países de la Europa del Este) el propósito de los PARs está orientado a la mitigación tanto de los accidentes base de diseño como de los accidentes severos. 3.4.1.1 Producción de Hidrógeno En los accidentes severos, la producción de H2 procede fundamentalmente de la reacción química entre la vaina del combustible y el vapor, siendo de una magnitud muy inferior el resto de fuentes de producción del mismo. No todos los países consideran de forma completa la oxidación del Zr, pues el análisis del accidente severo se hace a través de aproximaciones “best estimate”, donde sólo se considera la producción de hidrógeno por descubrimiento del núcleo. La secuencia accidental analizada en la mayoría de los países como limitante en cuanto a la producción de hidrógeno consiste en un SB-LOCA con fallo del ECCS. La producción de H2 durante la reinundación del núcleo no suele tenerse en cuenta, pues es aún necesaria una investigación complementaria. La hipótesis de una oxidación del 100% del Zr permitiría cubrir todas las secuencias con generación de H2 durante la reinundación del núcleo. Sin embargo, conduciría a capacidades recombinadoras sobredimensionadas, en cuanto a costes y a dificultades de implementación. Una segunda contribución se atribuye a la producción de gases combustibles durante la MCCI, después del fallo de la vasija. Sólo Bélgica ha considerado este aspecto en sus análisis de accidente severo, aunque el modelo numérico utilizado en la predicción de la generación de H2 no ha sido aún validado. Por tanto, si se quiere evitar la hipótesis conservadora de la oxidación in-vessel del 100% del Zr, es necesario desarrollar modelos numéricos que permitan la predicción de la generación de hidrógeno en los procesos de reinundación del núcleo. Además, es también necesario mejorar los modelos predictivos de generación de hidrógeno por la MCCI. 3.4.1.2 Distribución de Hidrógeno Los procesos de mezclado de gases dependen de diferentes parámetros: geometría de la contención, propiedades termodinámicas de la mezcla, características de la rotura y de las fuentes de hidrógeno. La hipótesis de atmósfera de contención homogénea –como en el

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caso de Bélgica- supone una importante economía en cuanto a número de cálculos. Aunque dicha hipótesis dista de ser representativa, las incertidumbres asociadas a la simulación de la distribución de hidrógeno pueden compensarse si se utiliza un límite suficientemente bajo de XH2 a la hora de diseñar el sistema de control de hidrógeno. La compañía belga utilizó un límite del 5% para dimensionar la superficie recombinadora necesaria. Las autoridades reguladoras de dicho país recomendaron, además, incrementar dicha superficie en un 20% como margen de seguridad (por posibles heterogeneidades en la distribución del hidrógeno). La compañías alemanas emplearon, en cambio, una aproximación diferente, pues utilizaron tanto códigos L-P como 3D en sus análisis de distribución de H2. La propietaria de Neckarwestheim 2 consideró suficiente el uso de códigos L-P. Sin embargo, aún no se ha conseguido una validación global de los códigos utilizados para la distribución de hidrógeno. Además, para las plantas en operación, siempre ha sido necesario recurrir al juicio ingenieril para la instalación de recombinadores, pues éstos sólo se pueden colocar en las ubicaciones disponibles, y que no supongan un obstáculo para el acceso a otros componentes para su mantenimiento e inspección en servicio. La aproximación más adecuada para dimensionar un sistema de mitigación del riesgo por hidrógeno basado en recombinadores catalíticos consistiría en la aplicación de un código L-P, optimizando la nodalización de los recintos críticos basándose en el juicio de expertos, y añadiendo unos cuantos recombinadores más en las zonas de mayor riesgo, es decir, de más elevada XH2 o de inferior Xvapor por la presencia de superficies de condensación. Sin embargo, la aplicación de códigos 3D puede ser necesaria para analizar aspectos locales relacionados con la eficiencia de los recombinadores catalíticos (composición del gas a la entrada/salida del dispositivo, temperatura en la salida) y con el riesgo de aceleración de llama en caso de que el PAR pudiese causar la ignición de la atmósfera del habitáculo. Una visión interesante podría consistir en aplicar los códigos CFD sólo para los compartimentos “críticos”. 3.4.1.3 Recombinación y Combustión del Hidrógeno La evolución de la distribución de la XH2 en la contención depende del diseño del sistema de mitigación. Si éste consta de recombinadores catalíticos, esta evolución está determinada por su número, capacidad y ubicación. El criterio adoptado por la mayoría de los países a la hora de diseñar sus sistemas de control de H2 consiste en limitar la presión de AICC (o una fracción de la misma) de modo que siempre permanezca por debajo de la presión de fallo de la contención, y en evitar la detonación y las deflagraciones turbulentas globales. De este modo, los límites adoptados se encuentran entre el 5% y el 8% vol. Otro factor a considerar es el valor de la XH2 en la cual el recombinador catalítico actuaría como fuente ignitora. Los experimentos de ignición H2PAR y KALI H2 permiten establecer este umbral entre el 7% y el 10% vol., dependiendo del diseño del recombinador y de la presencia de vapor. Un factor más a tener en cuenta es que, cuantos


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más recombinadores haya, más se dificultan las tareas de mantenimiento e inspección en servicio en cuanto a costes, dosis y generación de desechos. En los códigos de cálculo, tanto de los tipos L-P como 3D, se han implementado diferentes modelos numéricos de recombinadores catalíticos (Framatome-ANP, NIS o AECL). Estos modelos permiten predecir: (1) las XH2 y XO2 a la entrada y salida del PAR, (2) las tasas de recombinación de H2 y O2, (3) la velocidad de los gases en el interior del recombinador y (4) el incremento de temperatura de la placa catalítica. Sin embargo, los modelos actuales no son capaces de predecir la ignición de la corriente de gases en el interior del recombinador ni la propagación de dicha combustión al exterior del dispositivo. Suele recurrirse al juicio ingenieril para la colocación de los recombinadores, atendiendo a criterios variados: (1) ubicación de las fuentes de H2, (2) accesibilidad de los PARs para su mantenimiento e inspección en servicio, (3) accesibilidad a otros componentes, sobre todo los relacionados con sistemas de seguridad, y (4) protección de los PARs frente a amenazas internas inducidas por el propio accidente (efecto látigo de tuberías, chorros, proyectiles, inundación de recintos,…). El sistema de PARs habrá de diseñarse de forma que la XH2 promedio en la contención y en sus compartimentos permanezca por debajo del 7% vol. o incluso inferior para que la presión de la AICC (o una fracción de la misma) se mantenga por debajo de la presión de fallo último de la contención. Esto proporcionaría un cierto margen de seguridad con respecto a los regímenes de combustión de aceleración de llama, transición deflagración-detonación, y a la posible ignición de la mezcla iniciada por los propios PARs. Se considera aceptable que la XH2 local supere el 7% en un compartimento durante un breve período de tiempo. Existe una gran necesidad de desarrollos numéricos en la ignición de hidrógeno inducida por los recombinadores catalíticos (inicio de la reacción heterogénea) y en la propagación de la misma al exterior de los dispositivos. 3.4.1.4 Gestión de los Recombinadores Catalíticos Si los PARs están destinados a la mitigación de accidentes base de diseño, deben ser considerados como sistemas de seguridad, siendo su función de seguridad evitar las combustiones de H2 que pudieran poner en riesgo la integridad de la barrera de contención. La consecuencia más directa de esto es que los recombinadores deben estar debidamente cualificados frente a seísmos y la adopción del criterio de fallo simple. 3.4.2 Centrales Nucleares Futuras En los nuevos diseños de centrales nucleares, se ha hecho un gran énfasis en la utilización de sistemas pasivos de seguridad basados en fenómenos naturales (convección, gravedad), de modo que las funciones de seguridad pasan a ser menos dependientes de sistemas y componentes activos susceptibles de fallo (bombas, válvulas, fuentes de alimentación). Los proyectos de nuevos diseños desarrollados durante la última década han sido muy

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diversos: European Pressurised Reactor (EPR), European Passive Plant, European Simplified BWR, AP 600/1000, SWR 1000, CANDU 9. Casi todos ellos incorporan sistemas pasivos de protección de la tercera barrera ante combustiones de hidrógeno en condiciones accidentales, tanto base de diseño como severas. Los BWRs evolutivos implementan la inertización de su contención para evitar la deflagración y detonación de mezclas combustibles, a menudo complementada con recombinadores para eliminar el oxígeno generado por radiólisis en el largo plazo. Los PWRs incorporan PARs en su diseño para limitar la XH2 durante los accidentes, además de una mayor capacidad de la contención para resistir explosiones de hidrógeno hasta cierto nivel: por ejemplo, el edificio de contención del EPR contempla en si diseño la deflagración global de la máxima cantidad de hidrógeno que pudiera producirse durante el transcurso de un accidente con fusión de núcleo, así como la capacidad de resistir una deflagración rápida representativa. La producción de H2 considerada corresponde al 100% de oxidación del Zr y la MCCI con ayuda de códigos de cálculo validados. En algunos reactores avanzados, está previsto implementar estrategias duales (ignitores + recombinadores catalíticos) para mitigar el riesgo local asociado a elevadas concentraciones de H2 que pudieran inducir detonación o deflagraciones turbulentas. La implantación efectiva de estas estrategias requiere considerar los siguientes aspectos previamente: • La capacidad de los ignitores para operar a elevadas XH2 (por encima del 8%). • La capacidad de los ignitores para operar en condiciones inertes (alta Xvapor). • El retraso en el tiempo de arranque de los ignitores con respecto a los PARs. • Los caminos preferentes de flujos de H2 hacia los ignitores frente a los PARs. • El incremento en el riesgo de detonación que los ignitores suponen. 3.5 OTRAS APLICACIONES EN EL CAMPO NUCLEAR 3.5.1 Contenedor de Transporte de Combustible El combustible nuclear se transporta a menudo en contenedores en condiciones secas, que podrían inducir deformaciones de la vaina. En el transporte de elementos combustibles irradiados en contenedores bajo condiciones de humedad, existe riesgo de radiólisis del agua y/o los gases por efecto de la radiación residual, con la producción de H2 y O2. Este efecto puede tener gran importancia si el propio contenedor se utiliza para el almacenamiento post-transporte, pues los gases generados pueden presurizar el contenedor y generar una mezcla inflamable en su interior. Se han desarrollado modelos de cálculo de los procesos de radiólisis en los contendores de transporte de combustible gastado, como FACSIMILE de AEAT (AEAT, 2001), (Walters, 1994), MAKSIMA-CHEMIST de AECL (Carver, 1979) y CHEMISUL de RNL (Kirkegaard, 2000).


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La estrategia básica de mitigación del riesgo asociado al hidrógeno en los contenedores de transporte de combustible consiste en la pre-inertización de la atmósfera del receptáculo. Si se supone que una generación de H2 y O2 homogénea y estequiométrica por efecto de la descomposición radiolítica del agua, la mezcla de gases alcanzaría límites inflamables cuando las concentraciones respectivas de ambos gases alcanzasen el 5% y el 10% vol. en el largo plazo. Es, por tanto, una situación paralela a la de los BWR pre-inertizados. Por tanto, se puede concebir una estrategia dual para los contenedores de transporte con usos de almacenamiento de combustible nuclear: pre-inertización con placas catalíticas. Por las dimensiones del contenedor, no se pueden colocar recombinadores catalíticos en él, pero sí placas catalíticas en el receptáculo del mismo. Las placas serían capaces de recombinar el H2 y el O2 cuando sus concentraciones rebasasen el 4% y el 2% vol., sin que sea excesivamente relevante el área catalítica necesaria, dadas las bajísimas tasas de generación de los gases por radiolisis del agua. El uso de catalizadores en estos contendores de combustible gastado los somete a nuevas condiciones, distintas de las de aplicaciones ya revisadas: • Condiciones ambientales específicas de la operación normal:

o Atmósferas saturadas en vapor, o Altos niveles de radiación γ.

• Consecuencias de la recombinación química, con: o Aumento significativo de la temperatura por reacción exotérmica, o Sobrepresurización del volumen interno del contenedor.

• Ausencia del “efecto chimenea”, lo que implica: o Menor capacidad de recombinación, o Posibles fenómenos de estratificación local.

• La posible inmersión en agua de las placas catalíticas (por caída del contenedor) podría suponer: o Aumento significativo del tiempo de retraso durante el arranque, o Riesgo de envenenamiento por productos químicos en el agua.

La utilización de placas catalíticas para mitigar el riesgo asociado al hidrógeno en los contendores de transporte de combustible se muestra como una opción viable, siempre y cuando se realicen pruebas complementarias y se consideren márgenes de seguridad suficientes en cuanto al área catalítica necesaria. Estudios suficientemente exhaustivos permitirían identificar los productos químicos presentes en el agua y analizar sus efectos sobre el catalizador mediante pruebas de cualificación complementarias. 3.5.2 Almacenamiento de Residuos El uso de catalizadores par la mitigación del H2 en los almacenamientos de residuos ya se estudió en la instalación de Hanford (HSGD: Hanford Site Grout Disposal Facility). Desde su llenado original en 1980, el tanque de residuos subterráneo 241-SY-101 ha estado liberando gases inflamables periódicamente como resultado de la rotación de la capa viscosa inferior de los desechos. Los gases H2, N2O, NH3 y CH4 se desprenden del

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tanque a intervalos de 100 a 150 días en concentraciones por encima del límite inferior de inflamabilidad. Se ha analizado la capacidad de una mezcla de catalizadores de metales nobles y de grado nuclear para catalizar la reacción H2-N2O y mitigar la posible acumulación de H2 en la instalación HSGD (Britton, 1994). El catalizador analizado fue una mezcla a partes iguales de catalizador nuclear Deoxo tipo A16430 y del catalizador hidrófobo AECL tipo 85-42. Para mezclas de gases con H2 y exceso de N2O o de O2, la mezcla analizada consigue catalizar la reacción de oxidación de hidrógeno a tasa mayores de 0.76 mg de H2 por hora y g de catalizador (mg/h/g), dejando una concentración residual de H2 por debajo del 0.15% vol. Esto se ha comprobado siempre que las concentraciones de CH4 y CO permanezcan suficientemente bajas (por debajo del 0.10% vol.) (Britton, 1994 y 1995) pues, según mostraron algunas pruebas de cualificación, el CO actúa como veneno catalítico por quimisorción (ocupa los espacios libres para la adsorción de especies, deteniendo la reacción) y el NH3 puede inhibir la reacción de recombinación. Con respecto al CO, la compañía Westinghouse Hanford recomendó sobredimensionar el lecho catalítico para así ir capturando el CO durante años y, una vez esté casi todo el catalizador envenenado, regenerarlo por exposición al aire. En los años 1994-1996, la compañía Westinghouse Hanford hizo un estudio preliminar con el catalizador mixto Deoxo-AECL, con unos primeros resultados convincentes de su eficiencia en atmósferas representativas de estos almacenamientos de desechos nucleares (presencia de N2O, CH4, CO). No obstante, es necesario tratar aspectos como efectos a largo plazo de la corrosión, fenómenos potenciales de estratificación o espectros de irradiación particulares. 3.5.3 El Reactor Termonuclear de Fusión La planta ITER-FEAT es un reactor de fusión que consta de los siguientes elementos (ITER, 1999): • El Tokamak propiamente dicho que, a su vez, contiene:

o La cámara de vacío y sus componentes internos, o El mato de recubrimiento y el divertor, o Las bobinas superconductoras y estructuras asociadas

• La crio-planta y la crio-distribución, • La fuente de alimentación eléctrica pulsada, • El criostato y sus escudos térmicos asociados, • El sistema de carga y escape, • El sistema de agua de refrigeración, • El sistema de calentamiento y generación de corriente, • Edificios y demás servicios. El plasma toroidal del ITER-FEAT posee un radio mayor de 6.2 m y un radio menor de 2.0 m, con una elongación de 1.85. El campo magnético toroidal alcanza en los ejes la


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intensidad de 5.3 T. El plasma se encuentra rodeado por el manto, que incluye una primera pared y el divertor. Todos estos elementos se encuentran en el interior de una vasija de vacío, que actúa como un blindaje de las bobinas superconductoras. El aparato completo se encuentra dentro de un criostato, y el sistema de calentamiento adicional (33 MW de potencia) se puede ubicar fuera del criostato si se opta por la inyección de neutros (Rebut, 1996). Desde la fase de diseño conceptual, la seguridad ha sido una parte integral del diseño del proyecto ITER, adoptando una aproximación que sigue los principios de seguridad más importantes en los reactores de fisión, como la incorporación de la defensa en profundidad, la estrategia de confinamiento completo (prevención, protección, mitigación), la integración de sistemas pasivos y la consideración de su naturaleza experimental. La estrategia de confinamiento del ITER es la principal función de seguridad, que incluye todas las medidas encaminadas a que no tenga lugar un escape incontrolado de material radiactivo o de otra naturaleza, pero que suponga un riesgo. Esta función de seguridad se basa en las líneas maestras del principio de defensa en profundidad (la seguridad mediante barreras de confinamiento y otros sistemas de seguridad como el aislamiento activo) y se ve particularmente amenazada por la presencia de hidrógeno, por el riesgo a la integridad del confinamiento que supone. Es más, las propias barreras de confinamiento deben evitar la formación de mezclas combustibles y controlar la ubicación del H2 con el objetivo de su confinamiento y/o eliminación (Chaudron, 1995). El sistema de confinamiento consta de tres barreras físicas: (1) la vasija de vacío y sus extensiones, con presión de diseño de 0.5 MPa, (2) la vasija del criostato y sus extensiones, con una presión de diseño de 0.2 MPa y (3) el edificio del reactor y sus sistemas de ventilación (dinámico y de confinamiento abierto). La principales fuentes de H2 previstas en una instalación de este tipo son (Bachellerie, 2001): • Reacciones Be-vapor en la primera pared a temperaturas superiores a 500ºC (corto

plazo). • Reacciones Be-vapor en la primera pared a temperaturas inferiores a 500ºC (largo

plazo). • Reacciones rápidas polvo de Be-vapor en superficies calientes (corto plazo). • Reacciones polvo de Be-vapor a temperaturas inferiores a 350ºC (largo plazo). • Reacciones químicas con vapor de polvo de C, W y material de la pared (largo plazo). • Reacciones químicas con vapor del reproductor (Li, LiPb) o del multiplicador de

neutrones (partículas de Be). El H2 se genera inicialmente en la vasija de vacío pero, con el tiempo, acaba migrando fuera de ella hacia el criostato u otros sistemas auxiliares, en caso de fuga o baipás del confinamiento. Las principales ubicaciones a considerar como de riesgo por H2 en la

Capítulo 3

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máquina ITER-FEAT son la vasija de vacío, el sistema de supresión de presión de la misma, el criostato, los sistemas auxiliares (tanque de blowdown, bombas, carga, salas de calentamiento) y el edificio del reactor. El escenario accidental de referencia en el ITER consiste en un accidente de pérdida de refrigerante fuera de la vasija que desemboca en un accidente con pérdida de refrigerante en el interior de la misma. La secuencia completa consta de una rotura en el sistema de transferencia de calor (HTS) sin apagado del plasma, la reducción de la refrigeración de la primera pared afectada (uno de tres lazos), con el fallo estructural de la primera pared y su rotura dentro de la vasija en pocos minutos. Como consecuencia, el vapor del sistema de refrigeración pasa desde la tubería de refrigeración y su fuga a través de la pared rota hacia la vasija de vacío, donde entra en contando con el berilio caliente. Las estimaciones de la generación de H2 de la reacción Be-vapor alcanzan entre 15 y 30 kg (Baumann, 2001). El diseño particular del reactor ITER-FEAT y de su sistema de confinamiento, conduce a las siguientes configuraciones accidentales en relación con el riesgo por hidrógeno: • Producción de H2 en presencia de vapor sin aire, seguido de entrada de aire. • Producción de H2 en presencia con entrada simultánea de aire. • Entrada de H2 y de aire en una atmósfera de vacío. • Entrada de H2 y de aire en una atmósfera inertizada (1 bar). • Entrada de H2 o de H2/vapor en atmósfera de aire seco (1 bar). Tras un análisis basado fundamentalmente en la ubicación del H2, se puede proponer una estrategia de mitigación del riesgo por hidrógeno optimizada y adaptada a las diferentes situaciones y cubículos (ver Tabla). El uso de recombinadores catalíticos puede adaptarse a algunas estancias: el criostato, la sala del HTS, la de la piscina y el edificio del reactor. Escenario genérico Prob Plazo de t Estrategia de Mitigación Vasija vacío Aire → H2+H2O +++ Corto Alta Xvapor

p>1.1 bar ⇒ extensiones VVPST Aire → H2+H2O +++ Corto Alta Xvapor

Adsorción de H2Criostato H2+aire → vacío ++ Medio Condensación de H2 (4 K)

PARs (T ambiente) Salas inertizadas

H2+aire → N2 ++ Medio Atmósfera inertizada Adsorción de H2

Sala HTS H2 → aire ++ Medio Dilución+ventilación PARs

Sala piscina H2 → aire + Medio Dilución+ventilación PARs

Edif. Reactor H2 → aire + Medio Dilución+ventilación PARs

El uso de PARs en el reactor ITER-FEAT se revela, por tanto, como una estrategia atractiva de mitigación del riesgo de hidrógeno en algunas habitaciones. Sin embargo, son necesarias algunas pruebas de cualificación, como el análisis del retraso en el arranque a


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baja temperatura (por debajo de 20ºC) o la evaluación del comportamiento del recombinador en caso de entrada simultánea de aire y de hidrógeno.

Capítulo 4 MÉTODOS ANALÍTICOS PARA LA INSTALACIÓN DE PARs El objetivo de un sistema de mitigación basado en PARs es la protección de la barrera de contención de las centrales nucleares –la última barrera de confinamiento de la radiactividad– frente a su pérdida de integridad ante el evento de una sobrepresurización interna causada por las condiciones de un hipotético accidente severo. No se trata en este trabajo tanto de establecer un conjunto de requisitos formales como de proporcionar una herramienta de apoyo para los diseñadores e ingenieros y es su interés la razón de que merezca un capítulo en este trabajo. En todo el proceso de análisis, deben tenerse en cuenta las especificidades propias de cada planta y sus requisitos de licencia. La aproximación del análisis necesario se divide en dos partes: una primera fase en la que se realiza un análisis global del riesgo asociado al hidrógeno en la central de interés, dedicándose la segunda fase al diseño del sistema de mitigación y al proceso de implementación de los recombinadores catalíticos. La metodología completa se compone de pasos elementales, desde la determinación de las principales características de la central hasta la definición del sistema de gestión y mantenimiento del sistema de mitigación del hidrógeno. 4.1 INTRODUCCIÓN 4.1.1 Consideraciones Preliminares Los PARs utilizan recubrimientos catalíticos (metales nobles como el Pd o el Pt) para transformar el H2 y el O2 en vapor de agua (H2O). Son dispositivos que se ponen en marcha y se alimentan de forma automática, incluso en condiciones frías y de atmósfera húmeda. El fenómeno de flotación gravitatoria de la masa caliente de gases de salida de los canales catalíticos promueve corrientes de flujo convectivo que facilitan los procesos de mezclado de la atmósfera de contención (Eckardt, 2002), ver Figura 4.1. Un sistema de mitigación del riesgo asociado al hidrógeno en accidentes severos basado en PARs consta de una serie de dispositivos individuales –entre unos 30 a unos 60 en un PWR típico- distribuidos por la contención con el fin de acomodarse a un amplio espectro de escenarios con liberación de hidrógeno. La colocación de cada uno de los PARs en la contención se realiza atendiendo a las tasas de liberación de hidrógeno previstas, la ubicación y distribución de las fuentes de hidrógeno, la geometría de la contención y posibles condicionamientos operativos en cuanto a áreas de mantenimiento y accesibilidad. La instalación del sistema completo debería poder completarse en una de las paradas para recarga (es decir, en unas dos semanas). Sin embargo, el tiempo total del proyecto completo de implementación de PARs, incluyendo los análisis de ingeniería, la fabricación de los dispositivos y su instalación final, puede prolongarse durante un año completo.

Capítulo 4

Figura 4.1 Representación esquemática de un recombinador autocatalítico pasivo (PAR) y el principio de su funcionamiento. La demostración de la eficiencia del sistema basado en PARs se obtiene mediante la comparación de los resultados con y sin recombinadores para una secuencia accidental severa de referencia. Tal comparación debería demostrar que sólo pueden aparecer mezclas combustibles en unas pocas ubicaciones localizadas durante lapsos de tiempo limitados, además de que los valores de la XH2 se reducen de forma significativa. También se considera un parámetro importante el tiempo en que la atmósfera de contención queda inertizada por el agotamiento del oxígeno. Con el fin de asegurar la capacidad funcional de un sistema basado en PARs, es necesario desarrollar programas de mantenimiento preventivo para que los PARs conserven sus capacidades de realizar la función de seguridad que tienen asignada durante su tiempo de vida en servicio. Estos programas constan de inspecciones visuales y pruebas en servicio de los catalizadores. En ellas, se retirará un conjunto representativo de placas catalíticas, que se colocarán en un equipo de inspección en servicio, sea o no portátil. En estos equipos de inspección, se somete a las placas a mezclas gaseosas de prueba que contienen H2, para comprobar su eficiencia recombinadora.

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Métodos Analíticos para la Instalación de PARs

4.1.2 Aproximación Global El proceso completo de análisis para la implementación de PARs en centrales nucleares comprende los siguientes aspectos y se esquematiza en la figura (Bachellerie, 2002): • Características de la planta, en cuanto a:

o Secuencias accidentales a considerar. o Fuentes de H2 / vapor. o Distribución de hidrógeno. o Riesgo de combustión del hidrógeno. o Condiciones ambientales propias del accidente.

• Cualificación de PARs. • Número de PARs. • Ubicación / distribución de los PARs por la contención. • Gestión y mantenimiento del sistema de PARs.

DEFINICIÓN DE UN SISTEMA DE MITIGACIÓN DE HIDRÓGENO

Características de la planta Secuencias Accidentales

Producción de H2 / vapor

Distribución de H2

Riesgo de combustión de H2

ANÁLISIS DEL RIESGO DE HIDRÓGENO

ANÁLISIS COMPLETO DE RIESGO POR HIDRÓGENO EFICIENCIA DEL SISTEMA DE PARs

Características de los PARs Condiciones Ambientales

Cualificación de PARs

Número de PARs

Ubicación PARs

DISEÑO E IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE PARs

Gestión / mantenimiento del sistema de PARs

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Capítulo 4

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4.2 ANÁLISIS DEL RIESGO POR HIDRÓGENO 4.2.1 Características de la Planta Nuclear Deben caracterizarse dos conjuntos de características de la planta: las globales (tipo de reactor, diseño de contención) y las específicas de los distintos habitáculos. La primera tarea de cualquier análisis de este tipo consiste en elaborar el modelo para la contención (esquema de nodalización). El diseño de la planta muestra muchas implicaciones de cara a posteriores etapas del análisis: el tipo de núcleo (BWR, PWR) y su potencia determinarían las características del término fuente de hidrógeno a contención, las características geométricas y de volumen total de la contención intervendrán en los valores de la XH2, y la distribución espacial y masas totales de acero y hormigón estructurales establecerán la capacidad de condensación de vapor y su concentración resultante en la atmósfera. Puede así elaborarse una lista de los principales datos globales a tener en cuenta (Breitung, 2000), (Rohde, 1999): • Núcleo: tipo y potencia (tamaño). • Contención: forma geométrica, volumen libre, dimensiones, tasa de fugas. • Rango de temperaturas esperadas (mínimas y máximas) en la contención. • Presión de diseño y presión de fallo de la contención. • Disposición geométrica de los compartimentos y sus conexiones. • Patrones convectivos en el interior de la contención a largo plazo. En cuanto a los datos específicos de los habitáculos: • Volumen libre y dimensiones de los compartimentos. • Condiciones termodinámicas iniciales (p, T, humedad). • Características de las estructuras de hormigón y acero:

o Geométricas: distribución espacial, áreas, espesores,… o Termodinámicas: densidad, capacidad calorífica cp, conductividad térmica k,

emisividad equivalente ε (estructuras radiantes). • Punto(s) de rotura: ubicación posible y áreas de escape de masas y energías. • Ubicación de los componentes de sistemas de seguridad. • Sistema de rociado de la contención (si interviene). • Presencia de venenos potenciales. • Conexiones de flujo entre compartimentos (tamaño, ubicación, direcciones):

o Conexiones existentes libres. o Conexiones aparecidas por apertura de dispositivos (puertas, paneles, discos de

ruptura) por efecto de presiones diferenciales. o Conexiones a través de sistemas y conductos de ventilación. o Caminos de drenaje de líquidos.


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4.2.2 Secuencias accidentales Para una central nuclear dada, la cantidad de secuencias accidentales que podrían derivar en la producción de cantidades significativas de hidrógeno puede ser inmanejable en la práctica. Por lo tanto, deben limitarse los escenarios a considerar de acuerdo a aproximaciones, bien deterministas, bien probabilistas. Si se opta por aproximaciones deterministas, el conjunto limitado de secuencias se seleccionará atendiendo a la clase de accidente, las características de la(s) fuente(s) de H2/vapor ya las condiciones de la contención que se postulen. Los análisis deterministas permiten seleccionar aquellas secuencias que produzcan las mayores cantidades de hidrógeno y/o las mayores tasas de liberación del mismo. Las autoridades de seguridad y las compañías de Alemania y de Francia han adoptado aproximaciones de este tipo. Al no ser posible ni necesario analizar todas las secuencias accidentales en cuanto a su riesgo por hidrógeno, es recomendable que esta selección de “escenarios de hidrógeno” incluya las principales categorías de accidentes (LOCAs y transitorios), las fuentes de hidrógeno más críticas (masas totales máximas, rápidas tasas de liberación), así como las condiciones de contención más adversas (baja Xvapor al principio de la liberación de hidrógeno). Cada accidente respondería a uno solo de estos aspectos. De esta manera, los criterios más importantes para la selección de escenarios accidentales representativos para el análisis del riesgo asociado al hidrógeno y del diseño de los sistemas de mitigación son (Rohde, 1999): • Liberaciones de hidrógeno y vapor a la contención:

o Máxima tasa de liberación. o Tasa de liberación media a largo plazo. o Masa liberada máxima. o Ubicación del escape en la contención.

• Pre-acondicionamiento de la contención durante los escapes de H2 y vapor: o Xvapor y XO2 locales. o Temperatura superficial de las estructuras de la contención (condensación). o Aperturas de conexiones en regiones afectadas por convección natural.

Así, las secuencias accidentales seleccionadas se seleccionarían de la siguiente lista genérica: • LOCA grande (degradación de núcleo rápida). • LOCA pequeño (degradación intermedia). • Pérdida total de suministro eléctrico (degr. intermedia). • Pérdida total de agua de alimentación con despresurización del primario (degr.

intemedia). • Pérdida de agua de alimentación auxiliar con despresurización del primario (degr.

lenta). • Rotura de tubos de generador de vapor con circuito secundario abierto (degr. lenta).

Capítulo 4

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En caso de aproximaciones probabilistas, puede optarse por análisis probabilistas de seguridad (APS) nivel 1 o nivel 1+/2. La primera de ellas permite establecer una jerarquía teniendo en consideración las características de los procesos de degradación del núcleo (rapidez, severidad) y su frecuencia esperada. El uso de criterios de corte puede no permitir tener en cuenta secuencias con frecuencias de ocurrencia anuales por debajo de 10-7. La adopción de metodologías APS nivel 1+/2 permite hacer un balance más equilibrado entre la severidad (estado de daño a la planta, incluyendo contención) y la frecuencia.

Tabla 4.1 – Descripción de secuencias accidentales (fenomenología)

Fuente H2/CO Fuente vapor Daño Núcleo Daño contención Experto X X APS – 1 X X X APS -1+/2 X X X X 4.2.3 Fuentes de H2/vapor En una central nuclear, las fuentes potenciales de hidrógeno en situaciones accidentales son (Starfingler, 1999): • Reacción Zr-vapor (fases tempranas) • Reacción B4C-vapor • Reacción acero-vapor • Reacción U-vapor • Reacción Zr-vapor (reinundación de núcleo sobrecalentado) • Relocalización de materiales ricos en Zr • Interacción corium-hormigón • Descomposición radiolítica del agua del primario • Corrosión de metales (Zn, Al, Fe)

Tabla 4.2 – Relación de fuentes de producción de H2 DBA Acc Severo Tasa típica (kg/s) Descomposición radiolítica del agua X X 0.001 – 0.05 Corrosión Zn, Al, Fe X X 0.0001 – 0.05 Reacción Zr – vapor (temprana) X 0.1 – 5.0 Reacción B4C – vapor X ? Reacción acero – vapor X 0.1 – 1.0 Reacción U – vapor X ? Reacción Zr – vapor (reinundación) X 1.0 – 5.0 Relocalización materiales con Zr X 0.1 – 0.5 Interacción corium – hormigón X 0.001 - 0.01


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En los accidentes base de diseño, la generación de hidrógeno es un proceso lento con magnitudes típicas de 0.001 a 0.05 kg/s para los PWRs. Para analizar la producción de H2 en condiciones de DBA, conviene considerar todas las fuentes de producción de hidrógeno. La generación radiolítica del H2 puede analizarse por medio de códigos de cálculo como CHEMKIN (SNL), CHEMISUL (RNL), FACSIMILE (AEAT), LARKIN (TUB) o MAKSIMA-CHEMIST (AECL). En los accidentes severos, la producción de hidrógeno tiene lugar a través de procesos mucho más intensos, dominados por la oxidación del Zr por el vapor durante la degradación del núcleo o en su reinundación, con tasas del orden de 0.1 a 5.0 kg/s, hasta el punto de que, en el corto plazo, pueden ignorarse los demás fenómenos. No obstante, estos últimos cobran una importancia cada vez mayor con el transcurso del accidente, y deben analizarse durante el medio y largo plazo de la evolución del mismo con el fin de asegurarse de que la potencia recombinadora requerida por las reacciones de oxidación de Zr permite la mitigación en el largo plazo. Las fuentes de producción de hidrógeno más intensas en cuanto a tasa de generación están asociadas a la oxidación del Zr por vapor en las fases tempranas de la degradación del núcleo y durante la reinundación del mismo en estado sobrecalentado. La cinética de estos procesos es uno o más órdenes de magnitud mayor que las demás fuentes. El análisis de los procesos de reinundación aún muestra incertidumbres importantes, dada la complejidad de los fenómenos físicos que intervienen. Se distinguen dos aproximaciones principales en cuanto a la generación de hidrógeno por oxidación del Zr: (1) las aproximaciones “best estimate” en las que se calcula el porcentaje oxidado del total de Zr según hipótesis y modelos realistas y (2) las aproximaciones conservadoras en las que se postula un porcentaje del 100%, es decir, la oxidación completa del Zr por el vapor. La opción más aplicada consiste en utilizar aproximaciones realistas con análisis de incertidumbres para el cálculo de la generación de hidrógeno en las plantas existentes, y en considerar la aproximación conservadora de la oxidación completa del Zr para las centrales futuras.

Tabla 4.4 - Códigos de análisis de las fuentes de hidrógeno en accidente severo

ASTEC GRS, IPSN ICARE2 IPSN MAAP-4 EPRI, FAI MARCH NRC

MELCOR 1.8.5 NRC, SNL SCDAP/RELAP5 INEL, NRC

THALES-2 JAERI

Para los análisis detallados sobre el riesgo asociado al hidrógeno y, por tanto, sobre la efectividad de los sistemas orientados a su mitigación, es necesario proporcionar como condiciones de contorno las masas y energías liberadas cuando se trata de realizar el

Capítulo 4

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análisis de la distribución de gases en la contención con la ayuda de códigos de cálculo. El uso de códigos integrales para el estudio de los fenómenos de daño al núcleo y el seguimiento de la generación y liberación del hidrógeno a contención para secuencias accidentales seleccionadas consiste en algo más que en una simple aproximación basada en hipótesis y correlaciones conservadoras (como la de Baker-Just para la cinética de oxidación del Zr). En general, las fuentes de hidrógeno pueden analizarse con buena aproximación sólo durante las primeras fases de la degradación in-vessel del núcleo. Con el avance del accidente las incertidumbres van en aumento, debido a la creciente complejidad en los fenómenos físicos y el desconocimiento de las condiciones de contorno de la reacción de oxidación del Zr (T, vapor). También es necesario realizar un seguimiento adecuado de las condiciones del vapor en la atmósfera de contención, puesto que la ocurrencia de una combustión de hidrógeno depende en gran medida de la Xvapor. Si el hidrógeno se libera en un entorno rico en vapor (por ejemplo, en LB-LOCAs), la concentración de vapor en el entorno de la rotura y en la contención puede ser lo bastante elevada como para impedir o retrasar la ignición de la mezcla aire/hidrógeno/vapor. En el caso de degradación de núcleo en condiciones con menores cantidades de vapor (SB-LOCAs), el hidrógeno puede verse liberado en una atmósfera relativamente seca, en la que los procesos de ignición y propagación de la combustión se ven favorecidos. De esta manera, la consideración que de la presencia de vapor se hace en las distintas familias de accidentes a analizar (DBAs frente a accidentes severos) es diferente: mientras que (1) los análisis de DBAs no consideran la presencia del vapor de acuerdo a su carácter conservador, (2) en el análisis de los accidentes severos debe contemplarse su presencia por su efecto inertizador, y por el usos de aproximaciones “best estimate”. La ubicación del punto de rotura/fuga/liberación del hidrógeno y el vapor en la contención es también un parámetro crucial. Según mostraron los experimentos realizados en la contención HDR, la liberación desde cotas medias o elevadas en la contención puede causar la separación entre el hidrógeno y el vapor: el hidrógeno se acumuló en la cúpula, mientras que el vapor permaneció en cotas bajas. La posterior inyección de vapor desde la rotura no consiguió romper esta estratificación (referencias HDR, NUPEC). Por el contrario, la liberación desde ubicaciones bajas del edificio conduce a condiciones de mezcla homogénea hidrógeno/vapor (referencias HDR, NUPEC, Zx,…) (Starfingler, 1999).

Tabla 4.5 - Caracterización de las fuentes de hidrógeno

Fuentes de H2 Tasa típica (kg/s) Presencia de vapor

DBA Radiolisis del agua Corrosión metales

0.001 – 0.05 0.0001 – 0.05 NO

Accidente severo Oxidación Zr Reinundación

0.1 – 5.0 1.0 – 5.0 SÍ


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4.2.4 Distribución del hidrógeno La evolución de los procesos de transporte y mezcla del hidrógeno/vapor en la contención y en sus distintos compartimentos es fundamental para determinar el momento y la naturaleza de la combustión del hidrógeno (de Boeck, 1999). La predicción de los fenómenos de estratificación y de la ubicación de posibles embolsamientos locales es esencial para evaluar el riesgo asociado al hidrógeno y, por tanto, para optimizar el sistema de mitigación. Además, la composición de la atmósfera en la que la descarga tiene lugar depende del diseño del reactor: (1) liberaciones hidrógeno/vapor en atmósfera de aire en PWRs, frente a (2) liberación de hidrógeno/vapor en atmósfera parcialmente inertizadas con nitrógeno en BWRs. Según los niveles de resolución espacial que permiten, pueden distinguirse tres aproximaciones en el análisis de la distribución de gases en la contención y sus compartimentos: • Aproximación 0-D (códigos puntuales): variación de la composición media con el

tiempo. • Aproximaciones 1-D (códigos L-P): variación temporal de la composición media en

regiones predefinidas. • Aproximación 3-D (códigos CFD): variación temporal de fenómenos

tridimensionales. Los códigos L-P y CFD son herramientas con capacidad predictiva para los procesos de distribución y estratificación en contenciones multicompartimentadas, mientras que las aproximaciones 0-D sólo proporcionarían información fiable en entornos de composición uniforme y homogénea en todo instante. El uso de códigos L-P es muy atractivo, pues suelen proporcionar predicciones razonablemente ajustadas (en torno a un 10% de desviación en esquemas de nodalización suficientemente refinados), requieren poco tiempo y recursos de cálculo, utilizan modelos simples que son fáciles de configurar y, sobre todo, han alcanzado un elevado grado de madurez basada en la sólida experiencia adquirida por una numerosa comunidad de usuarios y en una extensa base de validación. El uso de códigos CFD presenta cada vez un mayor atractivo por su mayor exactitud en el cálculo de la evolución de la composición de la mezcla gaseosa, la posibilidad de analizar con mayor precisión las cargas generadas en la contención o la facultad de simular flujos cruzados y a contracorriente en grandes regiones. Sin embargo, la elaboración de los datos de entrada es laboriosa y requieren mayores recursos de cálculo. Por tanto, están aún sujetos al balance entre los costes y la incertidumbre. Por tanto, aunque la aplicación de códigos CFD para el análisis de las regiones donde la composición de la mezcla de gases es particularmente crítica es muy atractiva, debe tenerse la precaución de que, en contenciones de complicada configuración geométrica,

Capítulo 4

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los cálculos de distribución y mezcla para una secuencia accidental completa pueden requerir tiempos de cálculo prohibitivos (Fröhmel, 1997). En el momento actual, la mayor parte de los expertos coinciden en que las metodologías óptimas para realizar los análisis del riesgo asociado al hidrógeno en las contenciones de las centrales nucleares contemplen la aplicación conjunta y equilibrada de códigos L-P y CFD.

Tabla 4.6 - Códigos L-P para análisis de distribución de hidrógeno

CONTAIN NRC, SNL FUMO DCMN

GOTHIC LPC EPRI, NAI JERICHO IPSN

MELCOR 1.8.5 NRC, SNL RALOC GRS WAVCO Framatome-ANP

Tabla 4.7 - Códigos CFD para análisis de distribución de hidrógeno

CASTEM2000 NRC, SNL CFX ANSYS Inc

FLUTAN FzK GASFLOW FzK,LANL,NRC

GOTHIC CFD EPRI, NAI α FLOW MITI, NUPEC STAR-CD CD-adapco

Los análisis de distribución se pueden conducir de diferentes formas: • Elevado número de escenarios con H2: pueden apoyarse en la comparación entre los

resultados de códigos L-P y CFD para escenarios de referencia. Si los resultados muestran un grado de coincidencia suficiente, puede utilizarse el código L-P para al análisis del resto, prestando particular atención a los compartimentos e intervalos temporales más críticos (composición de la mezcla en los rangos de deflagración o detonación, bajas Xvapor por procesos de condensación intensos, …).

• Número limitado de secuencias con H2 seleccionadas: la evolución de la composición de la atmósfera en el compartimento que alberga la rotura y sus habitáculos vecinos (donde es de esperar que la XH2 alcance o supere valores del 6-7% vol.) puede analizarse con códigos CFD. El resto de compartimentos de la contención puede analizarse con un código L-P mediante el acoplamiento adecuado entre ambos códigos, prestando particular atención a la consistencia de las condiciones de contorno.

• Número limitado de secuencias con H2 seleccionadas de corta duración: (como, por ejemplo, accidentes con degradación de núcleo muy rápida) la geometría completa de


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contención puede analizarse con CFDs en estas primeras fases, realizando con códigos L-P el análisis en el largo plazo si hay implicadas fuentes de hidrógeno como la MCCI o la radiolisis del agua.

El acoplamiento durante la ejecución entre códigos L-P y CFD es una opción prometedora. Si se alcanzasen determinados límites en una región (por ejemplo, el límite de ignición), el flujo de cálculo podría saltar del código L-P al CFD en esta zona para efectuar el análisis del transitorio de liberación o combustión. Su resultado, debidamente promediado, serviría de realimentación del código L-P para que éste continuase el análisis una vez terminada esta fase (Preuβer, 1996). Los códigos CFD deben aplicarse a los fenómenos locales que no se pueden describir de forma adecuada con códigos L-P. Estos fenómenos suelen tener importancia durante períodos de tiempo breves en comparación con la secuencia accidental completa. Tan sólo merece la pena realizar el gran esfuerzo de realizar cálculos CFD detallados para períodos de tiempo breves y en regiones críticas del dominio fluido. Como ejemplos de acoplamiento entre códigos L-P y CFD pueden citarse GOTHIC/WGOTHIC (AECL), WAVCO/FLUTAN (Framatome-ANP), TONUS LPC/TONUS CFD (IPSN). Los fenómenos más importantes a simular son (Breitung, 2000): • Flujos 3-D (turbulencia) • Condensación de vapor sobre superficies • Condensación de vapor en fase gaseosa • Evaporación de agua • Transmisión de calor por convección gas/estructuras • Transmisión de calor por radiación con elevadas Xvapor • Conducción de calor en estructuras • Presencia de condensadores de hielo • Sistemas de HVAC en o entre compartimentos • Tamaño óptimo de celda (nodalización) 4.2.5 Riesgo de Combustión de Hidrógeno Dependiendo de la composición y formación de la mezcla aire/hidrógeno/vapor, pueden presentarse o descartarse los distintos modos de combustión, pues el valor de la XH2 podría alcanzar valores del orden del 20%, con concentraciones de vapor entre el 20 y el 70%: llamas de difusión, deflagración, DDT y detonación (OECD, 2000c). Los códigos 3-D permitirían analizar los distintos regímenes: (1) llama de difusión no premezclada, (2) deflagración premezclada lenta, (3) deflagración turbulenta premezclada acelerada y (4) detonación estable en atmósfera aire/hidrógeno/vapor premezclada, si bien en la mayoría de los casos esto es practicable solamente en geometrías y condiciones muy simplificadas. Dependiendo de la composición de la mezcla aire/hidrógeno/vapor y del análisis de distribución de gases, este tipo de cálculos pueden verse justificados o no:

Capítulo 4

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• Si se produce una deflagración global rápida o una detonación global en la contención, el análisis detallado puede no presentar un excesivo interés, pues la integridad de la contención se verá seriamente comprometida en todo caso.

• Si se concluye que sólo se trata de una deflagración lenta en la contención, un cálculo permitiría comparar con la presión de diseño o de fallo de la contención, para así determinar si es necesario un sistema de mitigación.

• Si se produjera una deflagración rápida local, el cálculo podría estar justificado pues algunos compartimentos presentan estructuras muy resistentes que podrían actuar como una protección de la barrera de contención.

Los datos necesarios para la evaluación de las cargas de presión y temperatura incluyen: • Identificación de fuentes de ignición potenciales (aleatorias y/o deliberadas) • Densidad de energía de ignición en función del tamaño y duración de la fuente • Duración de la deposición de energía y cantidad total de energía depositada • Energía de combustión del H2 (kJ/kg) • Completitud de la combustión • Xvapor en la contención o en el habitáculo

Tabla 4.8 – Códigos de cálculo para combustión de hidrógeno CASTEM2000 IPSN, CEA deflagración lenta, detonación

CFX ANSYS Inc deflagración COMA NUPEC detonación (2D)

COMBUST BIG deflagración COM3D FzK, KI DDT DECOR GRS deflagración DET3D FzK detonación

DDTINDEX AECL, NAI aceleración de llama, deflagración, DDT FLUENT Fluent Inc aceleración de llama, deflagración GOTHIC EPRI, NAI deflagración

MELCOR(BUR)-HECTR SNL, NRC deflagración REACFLOW JRC DDT, detonación

SODIV-II KEP deflagración, DDT STANJAN Stanford combustión STAR-CD CD-adapco detonación

V3D FzK deflagración lenta La simulación completa de los procesos de combustión con el uso de códigos CFD presenta grandes dificultades, pues es necesario utilizar mallados muy finos y pasos de tiempo muy cortos. Además, la inclusión de las reacciones químicas precisaría –sobre todo en algunos regímenes- de su acoplamiento con modelos muy precisos de transporte turbulento de las especies y de la energía, lo que incrementa las dificultades de la simulación. A todo esto se añade que la transición entre regímenes de combustión añade mayor complejidad a los modelos de cálculo, muchos de los cuales se encuentran aún en


el estado del arte del conocimiento y desarrollo de la investigación en combustión del hidrógeno. El uso de criterios para la identificación a priori de los regímenes de combustión puede ser, por tanto, una útil herramienta simplificadora de los análisis. Caracterizando el tipo de régimen de combustión esperado, podría aproximarse el nivel máximo de carga esperable sobre la contención. Los criterios de identificación del régimen de combustión dependen, en principio, de las condiciones termodinámicas de la mezcla aire/hidrógeno/vapor (temperatura, presión, composición), por lo que pueden acoplarse de forma sencilla a los códigos de cálculo, complementando sus capacidades predictivas hacia el análisis de riesgo en contención (Martín-Valdepeñas, 2004). Los más conocidos son los criterios de aceleración de llama (FA) (criterio σ) y de transición deflagración-a-detonación (DDT) (criterio λ), desarrollados por el Forschungzentrum Karlsruhe y el Instituto Kurchatov a lo largo de diversos programas experimentales. Para su implementación práctica en un código CFD, puede añadirse a ellos el criterio de inflamabilidad de la mezcla que, en líneas generales, puede describirse mediante una parametrización del diagrama de Shapiro-Mofette (Figura 4.2).

Figura 4.2 Diagrama de Shapiro-Moffette de inflamabilidad de mezclas aire/hidrógeno/vapor.

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Capítulo 4

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4.2.5.1 Criterio de inflamabilidad Para que el proceso de combustión tenga lugar es necesario que exista una fuente ignitora y que la composición de la mezcla aire/hidrógeno/vapor se encuentre dentro de los límites de inflamabilidad, es decir, que los reactivos se encuentren en proporciones tales que se pueda producir una combustión mantenida. El análisis de fuentes ignitoras constituye uno de las más importantes fuentes de incertidumbre de los análisis de inflamabilidad, y habitualmente parte de la identificación de los posibles elementos que pudieran iniciar una combustión. En una situación accidental en condiciones realistas de una contención, puede esperarse que una gran cantidad de posibles elementos se comporten como fuentes ignitoras, hasta el punto de que, en la mayor parte de los análisis, se considera que el proceso de ignición es aleatorio o, en una visión conservadora, se postula que la ignición se produce en el lugar y momento más desfavorables a lo largo del accidente. La Universidad Carlos III de Madrid (Sánchez, 2002), (Kurdyumov, 2004), en su participación en el proyecto EXPRO del V Programa Marco de Investigación de la UE, exploró de forma teórica el problema de la ignición partiendo del hecho de que, dependiendo del ritmo de deposición de energía, la conducción térmica y las ondas de presión serían las responsables de la propagación de la energía. Bajo esta hipótesis, se investigaron los procesos de deposición de calor por una fuente concentrada de energía inmersa en un medio gaseoso infinito y homogéneo, a partir de la relación entre la tasa de deposición de energía, el tamaño característico de la región caliente –la región del gas que acumula dicha energía- y su incremento de temperatura. La integración posterior de las ecuaciones de transporte permite derivar valores mínimos de la densidad de energía necesaria para sostener la propagación de la reacción en el dominio gaseoso. La utilización de sistemas de coordenadas cartesianas, cilíndricas o esféricas permite obtener soluciones para fuentes de ignición planas, lineales o puntuales. En su participación en el mismo proyecto, la Universidad Politécnica de Madrid trató de correlacionar (Jiménez, 2003a) estos resultados analíticos con datos experimentales (Lewis, 1987) y (Lee, 1997), obteniendo ajustes en función de las variables presión, temperatura, razón de equivalencia φ y Xvapor. Es decir, todas ellas variables obtenidas mediante los análisis de distribución del gas en la contención. Sin embargo, el rango de los datos analizados (valores de φ entre 0.4 y 3) limitaría la aplicación de las correlaciones obtenidas a mezclas cercanas a la estequiométrica. La región de mezclas pobres en H2 con contenidos significativos de vapor es la que presentaría las mayores desviaciones, precisamente la de mayor interés en los análisis de riesgo de combustión en la contención. En cuanto a las propiedades inflamables de la mezcla, éstas dependen de: 1) la composición de la mezcla aire/hidrógeno/vapor, 2) si se trata de mezclas pobres –subestequiométricas-, ricas –sobrestequiométricas- o estequiométricas, 3) la orientación de la propagación de la llama y 4) las condiciones iniciales de temperatura.


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Los límites de inflamabilidad no son en pureza una propiedad de la mezcla, aunque presentan una gran utilidad en los análisis de ingeniería y de seguridad, pues indican la capacidad de la mezcla de sostener las propagación de la llama una vez la fuente de ignición ha depuesto la energía necesaria para iniciar la reacción (Stamps, 1991). Diversos estudios experimentales han evaluado estos límites para distintas temperaturas (Kumar, 1985), (Marshal, 1986). Habitualmente se presentan a modo de diagramas, como el conocido de Shapiro-Mofette. Stamps y Berman revisaron estos estudios experimentales y observaron que los límites de inflamabilidad se ensanchan con la temperatura. Además, a causa de los procesos de flotabilidad y difusión de especies, estos límites dependen de la orientación del frente de propagación, especialmente para las mezclas pobres en hidrógeno. Por último, la concentración de vapor afecta principalmente en la zona del vértice (en torno a Xvapor del orden del 50% vol.), donde aparecen las mayores incertidumbres en los resultados experimentales. La región de mezclas pobres está dominada por la disponibilidad de H2 (por tanto, de su concentración) y, por el contrario, la región rica está dominada por la XO2. Para parametrizar las distintas regiones del diagrama de Shapiro-Mofette con el objeto de sistematizar el análisis en códigos de cálculo, Byun (Byun, 2000) propuso funciones lineales de las fracciones molares de hidrógeno y vapor y de la temperatura, como se ha implementado en códigos como CFX (Martín-Valdepeñas, 2004). 4.2.5.2 Criterio de Aceleración de Llama Una vez la llama se ha producido y tiene lugar su propagación, se analizaría a continuación la posibilidad de que, en la interacción con los elementos presentes en la contención y por la propagación misma, el desarrollo de procesos turbulentos sea capaz de acelerar la llama hasta el punto de superar la velocidad del sonido en la mezcla de reactivos. Este proceso se conoce como aceleración de llama (FA) y está caracterizado por cargas dinámicas sobre la contención significativamente por encima de la presión de AICC (OECD, 2000c). Análisis realizados por el Forschungzentrum Karlsruhe y el Kurchatov Institute permitieron concluir que el proceso de aceleración de llama depende de las condiciones iniciales de la mezcla, siempre que se genere turbulencia en intensidad suficiente, (Breitung, 2000). El parámetro que mejor permite evaluar la ocurrencia de FA es la razón de expansión, conocida como parámetro σ de la mezcla. En caso de que el valor de σ superase un valor crítico, la combustión sería capaz de experimentar FA. Este valor crítico del parámetro σ* depende del número de Zel’dovich y del número de Lewis, habiéndose obtenido expresiones en función de la razón de equivalencia φ (Dorofeev, 2001). 4.2.5.3 Criterio de Transición Deflagración-Detonación (DDT) Los procesos de DDT tienen lugar cuando un núcleo local de reacción se amplifica y propaga, por efecto de ondas de presión, desde la zona de reacción hacia la mezcla no perturbada. Para ello, debe establecerse un acoplamiento estable entre la onda de choque

Capítulo 4

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y la zona de reacción. A partir de simulaciones numéricas, Dorofeev (Dorofeev 1989) dedujo que este proceso necesitaría de un tamaño mínimo de la mezcla reactiva para desarrollarse, como se vio demostrado en los programas experimentales emprendidos posteriormente (Breitung, 2000). En concreto, una condición necesaria para que la mezcla experimente DDT es que su tamaño característico sea mayor que 7 veces el tamaño de celda de detonación, conocido como parámetro λ (Dorofeev, 1996). El parámetro λ es una propiedad de la mezcla y puede obtenerse también a partir de su presión, temperatura y composición (OECD, 2000). 4.3 DISEÑO/IMPLEMENTACIÓN DE SISTEMAS BASADOS EN PARs Un sistema de PARs consiste en un conjunto de recombinadores catalíticos distribuidos por el interior de la contención en número y ubicación adecuados para mitigar un amplio espectro de escenarios accidentales con liberación de hidrógeno. La disposición de los recombinadores en el interior de la contención se determina partiendo de las condiciones previstas en el diseño del sistema: tasas de liberación de hidrógeno, posición de las fuentes, distribución y mezcla de los gases, geometría de la contención y restricciones operacionales sobre accesibilidad y mantenimiento en determinadas áreas. Antes de abordar el dimensionado y el diseño de un sistema de PARs, es conveniente realizar un estudio de viabilidad con la ayuda de herramientas de cálculo simples (como las correlaciones) y de juicio de expertos. Esta primera exploración permite una primera selección de los modelos disponibles en el mercado que mejor se adapten para su posterior implantación en la planta. Algunos diseños pueden verse descartados por sus excesivas dimensiones, su peso o su comportamiento insatisfactorio bajo ciertas condiciones requeridas (por ejemplo, la garantía de arranque a bajas temperaturas (por encima de 10ºC) en el caso de la central de Loviisa en Finlandia). 4.3.1 Cualificación Ambiental En los compartimentos y ubicaciones seleccionados para la ubicación de los PARs deben establecerse cuáles son las condiciones ambientales a que se verán sometidos durante la operación normal y accidental, tanto se trate de accidentes base de diseño como accidentes severos. De esta forma, se trata de construir una especie de envolvente de las condiciones ante las cuales el recombinador tuviera que operar y estar debidamente cualificado. Los parámetros a contemplar durante la operación normal incluyen: • Temperatura • Presión • Humedad • Nivel de radiación • Envejecimiento por la acción de venenos (salpicaduras de aceites, vapores de

pinturas, polvo suspendido)


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En condiciones accidentales, la lista es más extensa: • Rango de presiones en contención [mínima, máxima] • Rango de temperaturas en contención [mín, máx] • Evolución de la composición de la atmósfera (XH2, XO2, Xvapor, Xdiluyentes) durante el

accidente • Nivel de radiación, sobre todo en accidentes severos • Presencia de venenos específicos (sobre todo en accidentes severos):

o Ácido bórico, yodo, ioduro de metilo, aerosoles o Fragmentos de aislamiento térmico (distribución de tamaños, concentración) o Humos procedentes del incendio de cables (composición, temperaturas) o CO procedente de la MCCI (dependiendo del tipo de hormigón)

• Aditivo del sistema de rociado (ácido bórico, hidrato de hidracina, hidróxido potásico)

• Riesgos internos (inundación en la contención, látigos de tubería, chorros de líquido) A la vez que deben considerarse otros riesgos de naturaleza externa: • Inundación • Incendio • Explosión de depósitos • Terremoto de parada segura (aceleraciones verticales y horizontales, frecuencia) 4.3.2 Cualificación de PARs Aunque la batería de pruebas de cualificación es bastante extensa, es posible que aún queden por satisfacer algunos requisitos específicos de la planta, por lo que pueden ser necesarias pruebas de cualificación complementarias para comprobar el comportamiento ante determinadas condiciones en la atmósfera de contención, riesgos internos/externos u otras condiciones previsibles durante o después del accidente, entre las que pueden destacarse: Condiciones normales de operación: requisitos específicos relativos a los efectos de envejecimiento o envenenamiento y a las condiciones ambientales (rangos de presión, temperatura, niveles de radiación). Riesgos internos/externos: requisitos adicionales ante terremotos de parada segura (aceleraciones, frecuencias). Condiciones de accidente: requisitos específicos sobre condiciones termodinámicas, secuencias accidentales con bajas temperaturas en contención, ahogamiento por falta de oxígeno, presencia de diluyentes (N2, CO2). Los análisis sobre las fuentes de hidrógeno/vapor y la distribución y mezcla de los gases en la contención y/o en algunos compartimentos específicos, durante secuencias accidentales seleccionadas y en ausencia del sistema de mitigación de hidrógeno,

Capítulo 4

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proporcionan información suficiente sobre los rangos de variación esperados de los parámetros necesarios: presión, temperatura, composición de la atmósfera, aerosoles y productos de fisión. En la tabla siguiente se detallan las principales instalaciones experimentales donde llevar a cabo las posibles pruebas de cualificación específicas:

Tabla 4.9 – Instalaciones de cualificación complementaria de PARs KALI H2 CEA

Francia XH2 < 10% vol. Mezclas con CO, CO2, N2, vapor Medida de velocidad de entrada al PAR Inyección de aire caliente y rociado de agua Pruebas de arranque y eficiencia Pruebas de ignición

CTF LSVCTF CRL

AECL Canadá

XH2 < 12% vol. Vapor, rociado de agua Efectos de escala y de pared Pruebas de arranque y eficiencia Pruebas de ignición Envenenamiento

MISTRA CEA Francia

He como simulante del H2

PAR simulado como fuente térmica Análisis del efecto de los patrones convectivos

RECA Ciemat España

XH2 < 5-6% vol. Mezclas de N2, H2, aire Aerosoles Término fuente de BWRs

SURTSEY SNL Estados Unidos

XH2 < 8-10% vol. Mezclas con N2, vapor Medida de velocidad de entrada/salida al PAR Inyección de aire caliente Pruebas de arranque y eficiencia Efectos de escala y de pared Pruebas de ignición

THAI BIG Alemania

XH2 < 10-12% vol. Mezclas con CO, vapor Velocidad vertical y acimutal Aerosoles, yodo Efector del PAR en la atmósfera

4.3.3 Dimensionado del sistema de PARs Para establecer el número de recombinadores necesario para mitigar el riesgo asociado al hidrógeno puede acudirse a una aproximación de tres etapas: (1) elección de un criterio acorde con las cargas aceptables sobre la barrera de contención y con la planta en general,


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(2) análisis básicos para el establecimiento de la superficie catalítica equivalente y el número de recombinadores requeridos para cada habitáculo, y (3) cálculos detallados demostrativos de la capacidad del sistema para accidentes de referencia seleccionados o para el conjunto completo de accidentes seleccionados. El criterio indicado en el punto (1) puede hacer referencia a un valor límite de la XH2, o de los índices de la mezcla combustible o de la presión, plateados por toda la contención (global) o en un determinado habitáculo, con el objetivo de evitar: • Una deflagración global • Una detonación global • Una detonación local • Presiones por encima de la presión de diseño de la contención • Presiones por encima de la presión de fallo de la contención • Una ignición causada por el PAR Los cinco primeros tienen que ver con la protección de la contención, mientras que el último representa un criterio adicional que contempla el PAR como una fuente de ignición más de entre todas las posibles. Este último criterio varía con la composición de la mezcla gaseosa, así como con la tecnología del catalizador. El número de recombinadores necesario (2) puede establecerse entonces por medio de: • Cálculos de ingeniería básicos utilizando modelos empíricos de los recombinadores

(correlaciones) • Cálculos de un solo nodo para determinar la superficie catalítica equivalente • Cálculos 3D de exploración de fenómenos internos y externos acoplados La segunda opción proporciona directamente el valor de la superficie catalítica equivalente la cual, una vez establecida, deberá distribuirse por los distintos habitáculos de acuerdo a una regla bastante simple (Snoeck, 1996): la superficie asignada a cada compartimento es igual al producto de la superficie equivalente total multiplicada por la fracción que del volumen libre total de la contención representa el volumen libre del habitáculo en cuestión. Traducido en número de recombinadores, esto equivale en la práctica a un valor algo mayor que el calculado a través del criterio, pues este último representará un valor no entero de módulos que habrá de redondearse por exceso. De la experiencia en las centrales belgas se desprende que este tipo de aproximación conduce a dimensionados un 15-20% mayores que los derivados del cumplimiento del criterio. En un último paso, el procedimiento de diseño contempla un nuevo sobredimensionado de la superficie a instalar con el fin de tener un margen de seguridad ante las incertidumbres propias del método de análisis. La tercera opción de las anteriores se basa en la aplicación de códigos 3D para el análisis de la distribución de gas en cada compartimento, debidamente acoplados a módulos

Capítulo 4

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específicos que describan el comportamiento de los recombinadores catalíticos. Según el grado de desarrollo del modelo de PAR, se podrá analizar o no el impacto de los recombinadores en el flujo del gas y en la distribución de temperaturas a su alrededor. En los accidentes base de diseño debe contemplarse el criterio de fallo simple para establecer el número de recombinadores. En este caso, el recombinador debe considerarse un sistema de seguridad asociado al tercer nivel de la defensa en profundidad, y no como un sistema de mitigación asociado al cuarto nivel (accidente severo). En general, basta con dos recombinadores para asegura el control del hidrógeno producido por la corrosión de los metales.

Tabla 4.10 – Códigos numéricos para el diseño de sistemas de PARs

Código Modelo de PAR Desarrollado por CFX (CFD) 3D GRS

GASFLOW (CFD) correlación FzK GOTHIC (LP, CFD) correlación NAI, AECL

MARCH3 (0D) correlación TRACTEBEL MELCOR correlación SNL, NRC

RALOC (LP) 1D GRS STAR-CD (CFD) 2D Toshiba

WAVCO (LP) correlación Framatome-ANP 4.3.4 Ubicación de los PARs Es recomendable realizar análisis específicos para optimizar la distribución de los PARs, para así determinar la capacidad de eliminación del hidrógeno y analizar los efectos del sistema de recombinadores sobre los movimientos de distribución y transporte de los gases (Eckardt, 2001). Pueden adoptarse dos aproximaciones complementarias entre sí para conseguir este objetivo: los juicios de experto y los análisis con códigos de cálculo. Las centrales actualmente en operación presentan limitaciones en cuanto al número de ubicaciones disponibles, así como por las restricciones de accesibilidad de otros equipos de seguridad. No obstante lo anterior, lo primero y prioritario debería ser la instalación de PARs en aquellos habitáculos donde es previsible que se alcancen niveles críticos de hidrógeno en el transcurso de un accidente (Fröhmel, 1997). Igualmente, deben considerarse las ubicaciones de las fuentes de hidrógeno (recintos del presionador, tanque de alivio y generadores de vapor) para la ubicación adicional de capacidad recombinadora. La selección de los tamaños de los módulos PAR a implementar debe hacerse de acuerdo a las condiciones de los espacios disponibles tendiendo en cuenta, además, que deben satisfacerse los criterios de accesibilidad a dichos módulos sin entorpecer las actividades de mantenimiento en el edificio del reactor. La accesibilidad de los módulos PAR es fundamental para la extracción sin complicaciones de las placas catalíticas a la hora de su inspección en servicio. Los recombinadores catalíticos no deben interferir con la operación normal de la planta, cumpliéndose los criterios de seguridad tanto durante la


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operación a potencia como durante las paradas, asegurándose la seguridad del personal de operación (Snoeck, 1996). El estudio detallado de los planos del edificio del reactor, así como de otros documentos propiedad del explotador o rondas de inspección por la planta, permiten identificar los posibles elementos presentes en la contención que podrían obstaculizar el flujo de gases por convección natural o forzada, así como determinar el posible impacto del rociado en la capacidad del recombinador (período de arranque, eficiencia). Análisis de este tipo han sido realizados, por ejemplo, en Japón para los BWRs (Fujii, 1999), concluyendo que: (1) existen elementos que pueden dificultar los flujos forzados y, con ello, reducir la capacidad de recombinación, y (2) al utilizar recombinadores catalíticos dotados de chimenea, el agua del rociado puede caer directamente sobre el catalizador. Para decidir la ubicación final de los recombinadores conviene tener también en cuenta otros factores como: • Localización de las fuentes de hidrógeno más probables • Determinación y descripción de embolsamientos locales de H2 (posición, tamaño,

composición) • Lista de ubicaciones disponibles para ubicar PARs (muy limitada en algunas

centrales) • Interferencia de obstáculos en los patrones de convección forzada en la contención • Impacto del rociado de la contención en el comportamiento de los PARs (arranque,

eficiencia) • Facilidad de acceso para inspección en servicio (recambio de placas catalizadoras,

ALARA) • Accesibilidad de otros componentes de seguridad (mantenimiento) • Impacto sobre otros componentes de seguridad (temperaturas elevadas –de unos 700

ºC– cerca de la chimenea) • Protección frente a riesgos internos (efecto látigo de tuberías, inundación) y externos

(terremoto, incendios) El impacto potencial por la carga térmica de la acción de los recombinadores sobre equipos de seguridad debe analizarse con códigos 3D debidamente adaptados (Eyink, 2001). 4.3.5 Demostración de Funcionamiento Una vez diseñado el dispositivo y debidamente ubicado en la contención, debe verificarse su eficiencia mediante la comparación de resultados con una secuencia de accidente severo de referencia no mitigada, y la mejora conseguida con la instalación del sistema. Para llevar a cabo esta demostración es imprescindible la aplicación de códigos CFD con el fin de reproducir los fenómenos tridimensionales. Esta comparación debiera demostrar con suficiente margen que la concentración de hidrógeno se ha reducido de forma

Capítulo 4

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significativa, y que tan sólo pueden formarse mezclas combustibles en algunas áreas muy localizadas, estando limitadas en tamaño y tiempo de duración. También es importante determinar el tiempo necesario para que la atmósfera de contención alcance la inertización por agotamiento del oxígeno. 4.3.6 Gestión de un Sistema de PARs El uso de recombinadores catalíticos conlleva un riguroso control de los procesos de su transporte, almacenamiento y operabilidad. Los equipos del sistema de PARs, debidamente embalados para su transporte, deben resistir las vibraciones, así como las variaciones de las condiciones de humedad y temperatura. Con respecto a su almacenamiento, los recombinadores catalíticos deben permanecer en lugares cerrados –nunca a la intemperie- convenientemente ventilados a temperaturas de aire ambiente (15 a 50 ºC) y humedad relativa pro debajo del 80%. Debe también asegurarse que no existen agentes corrosivos en el entorno de los recombinadores. Con el fin de mantener las condiciones de trabajo de los dispositivos a lo largo de toda la vida de la central, es necesario contar con un programa de gestión de los PARs, en el que se definan las reglas de mantenimiento e inspección en servicio.. Las reglas que se proponen a continuación están basadas en la experiencia de Bélgica, país que cuenta con recombinadores catalíticos instalados en sus centrales desde 1997 (de Boeck, 2001). Cada placa catalítica está identificada por el número de lote y el número que le corresponde dentro del mismo. Esta información, junto con el número de serie del PAR se encuentra en una base de datos y permite una identificación sin ambigüedades y una gestión simplificada de las piezas (Snoeck, 1996). La instalación debe contar con un equipo portátil de inspección en servicio de los elementos que componen los PARs. Este equipo puede consistir de un horno on una sección de pruebas donde se ubica la placa catalítica. La prueba tiene lugar a temperaturas representativas de las condiciones de la contención durante la operación normal. Se introduce de forma continua aire con una baja concentración de H2 (el 2% vol.) en la sección de prueba, detectándose la recombinación bien por medio del aumento de temperatura, bien por la disminución de la XH2 saliente. En caso de prueba fallida, deben comprobarse más placas pertenecientes al mismo lote, para comprobar si el motivo del fallo es general o se debe a las condiciones locales (Snoeck, 1996). Tras un ciclo de una o dos paradas de recarga tras su instalación, deben haberse probado todos los PARs. Una vez hecho esto, la aproximación belga consiste en: • Inspección visual anual • Pruebas anuales (50% de los PARs, todos los lotes, el 2% de las placas) • Recambio o reactivación de placas defectuosas si hay más de 5% en un mismo PAR. • Colocación de una funda protectora durante las paradas de recarga • Sustitución de los PARs dañados (causas internas, error humano)


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El sistema de inspección en servicio debe conseguir de forma reproducible las condiciones auténticas de operación de los PARs (Eckardt, 2000): • Dirección del flujo de gas • Control de temperatura de prueba constante • Bajas XH2 • Prueba completa de placas individuales • Registro de la eficiencia catalítica En la figura de la página siguiente se esquematiza el proceso completo de diseño e implementación del sistema de PARs (Bachellerie, 2002).

Capítulo 4

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Cálculos Demostrativos con Códigos CFD / LP

Restricciones Geométricas

Posición de los PARs

Análisis de riesgo asociado al H2

Análisis Preliminar / de Viabilidad

¿Es necesario un sistema de mitigación?

Análisis de Condiciones Ambientales, Fuentes de Masa / Energía y Término Fuente

Condiciones Normales Riesgos Internos Riesgos Externos

Cualificación Complementaria de PARs

Elección de Criterios de Seguridad (protección de la tercera barrera o evitar ignición iniciada por PAR)

Aprox. 3D: Modelo PAR Aprox. 0-D: Correlación PAR

Número de PARs necesarios

Capítulo 5 MODELO PARUPM DE RECOMBINADOR AUTOCATALÍTICO PASIVO El fenómeno físico que se plantea en el modelo de recombinador autocatalítico pasivo (passive autocatalytic recombiner –PAR– en la nomenclatura anglosajona, ver Figura 5.1) corresponde al de un flujo de gas entre placas planas paralelas con orientación vertical y calentadas por efecto de la reacción catalítica que tiene lugar en su superficie. Este calentamiento de las placas se transmite al gas que se encuentra entre ellas, produciendo el movimiento ascendente de dicha masa de gases. Por la presencia de gradientes de temperatura y de composición química entre las placas y el gas circundante, se produce el intercambio de los mismos a través de la capa límite que se establece en la región gaseosa próxima a las placas que constituyen el canal. El calor producido en la reacción química se invierte en elevar la temperatura de las placas, si bien parte de él se la lleva la corriente gaseosa que sale del canal por la parte superior, y otra parte significativa se radia hacia los alrededores. El resto permanece en la placa metálica, elevando su temperatura.

Figura 5.1 Esquema de recombinador autocatalítico pasivo (PAR) de placas planas paralelas genérico.

Capítulo 5

Por tanto, el funcionamiento de un PAR consiste en una serie de fenómenos acoplados entre sí, de manera que es necesaria la presencia de los reactivos (H2 y O2) en unas concentraciones mínimas para que la tasa de reacción sea lo suficientemente elevada como para que el proceso de recombinación ocurra de forma autosostenida. Los procesos que, por tanto, deben modelarse a la hora de desarrollar un modelo detallado que describa los fenómenos que están teniendo lugar en las placas del recombinador son (ver Figura 5.2):

• Intercambio de calor por convección natural entre las placas y la corriente • Intercambio de calor por radiación entre el canal y su entorno • Difusión de las especies a través de la capa límite • Procesos de adsorción y desorción de especies en la superficie de las placas • Reacciones químicas entre las especies en la placa

Estos fenómenos transcurren de forma simultánea, y deben poder resolverse de forma acoplada. El acoplamiento se realizará por medio de expresiones del balance de masas y de energía en la interfase entre la placa catalítica y la corriente gaseosa que la baña de forma constante. Éstas son las bases del modelo que en este trabajo se plantea y que ha sido publicado recientemente por el autor (Jiménez, 2007) con el nombre de PARUPM. A continuación se pasa a explicar, uno por uno, los modelos utilizados para los diferentes fenómenos y, finalmente, se detallará su acoplamiento y las hipótesis principales.

Figura 5.2 Representación esquemática de los fenómenos acoplados que tienen lugar en el proceso de recombinación catalítica en un canal de placas paralelas.

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Modelo PARUPM de Recombinador Autocatalítico Pasivo

5.1 CONVECCIÓN NATURAL ENTRE PLACAS PLANAS PARALELAS. INTERCAMBIO DE ESPECIES POR DIFUSIÓN Ya en 1942, Elenbaas (Elenbaas, 1942) realizó un análisis teórico y experimental del problema de transmisión de calor en el interior de un canal vertical formado por dos placas planas paralelas a una temperatura Tw uniforme más caliente que la del gas circundante (T∞). La corriente de gas atraviesa el canal por efecto de la convección natural producida por la diferencia de temperaturas y, por tanto, este estudio puede utilizarse para analizar los procesos de intercambio térmico en el interior de los canales de un PAR. En principio, el análisis se refiere al puro intercambio de calor aunque, como se indicará más adelante, este análisis se extiende también a los procesos de intercambio de especies por difusión. Por otro lado, conviene también indicar que en esta sección se desarrollará un tratamiento adimensional ligeramente diferente al sugerido por Elenbaas, de forma que los adimensionales del problema son introducidos desde el principio del análisis. La situación analizada se muestra en la Figura 5.2, donde se dispone un canal formado por dos placas planas y paralelas de longitud L, separadas por una distancia b=2a, y que se encuentran a una temperatura uniforme Tw, superior a la del aire que llena el recinto (T). Se dispone el eje X en la dirección vertical, y el eje Y es perpendicular a las placas, de modo que éstas se encuentran sobre Y=±a. No se tiene en cuenta la variación en la dirección perpendicular al plano de la figura (eje Z), de modo que el problema se trata de forma estrictamente bidimensional. En estas condiciones, el comportamiento estacionario viene descrito por las ecuaciones

0)( =∂∂ UX

ρ [5.1] ρρν Δ

=∂∂

− gYU

2

2

[5.2]

2

2

YT

XTU

∂∂

=∂∂ α [5.3] 2

2

YC

DXC

U jj

j

∂

∂=

∂

∂ [5.4]

Con las condiciones de contorno U=0, T=Tw y Cj=Cjw sobre Y=±a. Como se muestra, los procesos de transmisión de calor [5.3] y difusión de las especies [5.4] responden a la misma ley, por lo que sus soluciones se tratarán de forma análoga. Introduciendo las siguientes variables adimensionales

LXx = ;

aYy = ;

∞

∞

−−

=TTTT

w

ϑ ; ∞

∞

−

−=

jwj

jjj CC

CCc ;

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ=

ρνρga

Uu2

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Capítulo 5

el sistema [5.1-4] se transforma en

0=∂∂xu

[5.5] 12

2

−=∂∂

yu

[5.6]

2

2

Pr'1

yGrxu

∂∂

=∂∂ ϑϑ

[5.7] 2

2

'1

yc

ScGrxc

u j

j

j

∂

∂=

∂

∂ [5.8]

Con las condiciones de contorno u=0, ϑ=1 y cj=1 sobre y=±1. Se han introducido en las expresiones anteriores los adimensionales del problema

2

3

ρνρΔ

=ga

La'Gr [5.9]

kc

Pr pμαν== [5.10]

jj D

Sc ν= [5.11]

El sistema de ecuaciones [5.5-8] admite soluciones de la forma

)1()(),( 21 ycyuyxu −== [5.12]

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−= − yeyx xc

2cos1),( 2

πϑ [5.13]

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−= − yeyxc xc

j 2cos1),( 2' π

[5.14]

Notar que la solución [5.14] para la concentración de las especies en la ecuación de la difusión [5.8] es análoga a la solución [5.13] para la variable temperatura de la ecuación [5.7]. También es conveniente indicar que la función velocidad [5.12] no depende de la variable x, como muestra la ecuación de la cantidad de movimiento [5.5]. Ésta es una significativa diferencia de la solución con la del tratamiento original (Elenbaas, 1942), que era dimensional.

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Introduciendo las soluciones [5.12-14] en las ecuaciones [5.5-8] y aplicando las condiciones de contorno, se obtienen los valores de c1, c2 y c2’:

12

2

−=∂∂

yu

sobre y=±1 ⇒ c1=1/2 [5.15]

sobre y=0 ⇒ c1=1/2

2

21yPr'Grx

u∂∂

=∂∂ ϑϑ

en y=±1 ⇒ 0 = 0

en y=0 ⇒ c2=π2/(2Gr’Pr) [5.16]

2

2

'1

yc

ScGrxc

u j

j

j

∂

∂=

∂

∂ también implica c2’=π2/(2Gr’Scj) [5.17]

De esta manera, las soluciones [5.12-14] pueden explicitarse:

)1()( 221 yyu −= [5.18]

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−=

−yeyx Gr

x

2cos1),( Pr'2

2

πϑπ

[5.19]

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−=

−

yeyxc jScGrx

j 2cos1),( '2

2

ππ

[5.20]

A continuación, se realizará un tratamiento integral del problema de transmisión de calor, de forma paralela a como lo hizo Elenbaas, a fin de obtener una expresión que permita evaluar la transmisión de calor promediada a toda la longitud del canal. El resultado final de este tratamiento se aplicará al problema de difusión de especies entre la corriente y las placas, por medio de la analogía de intercambio de masa y de calor. El flujo calorífico (adimensionalizado) intercambiado sobre una de las placas a lo largo de todo el canal puede obtenerse entonces mediante

convcwxc

wy

h)e(Pr'Grk

dxekdxy

kq =−==∂∂

= −−

=∫∫ 22 1

21

01

1

0 ππϑ

[5.21]

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Capítulo 5

Donde el subíndice w corresponde a las propiedades del gas evaluadas en las condiciones próximas a la pared. El valor de q así obtenido corresponde al del coeficiente de transmisión de calor por convección hconv, al ser el canal de longitud unidad y también unitaria la diferencia de temperaturas entre la placa y la corriente exterior. Por tanto, puede obtenerse la expresión del número de Nusselt para este problema, suponiendo que kw≅k:

)e(Pr'Grk

h'Nu Pr'Grconva

2

2

1π

π−

−=⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛= [5.22]

A continuación, se analiza el problema en sus dos situaciones extremas. Aproximación de canal infinitamente largo. En esta aproximación b/L→0, por lo que c2→∞ al ser Gr’→0 (Figura 5.3 izq). Esta aproximación sería también válida cuando Tw→T. La expresión para el Nu' en esta situación, según [5.22]:

πPr'Gr'Nu a → [5.23]

El valor del flujo calorífico intercambiado por convección corresponderá al incremento de entalpía de la corriente que, en este caso, saldrá del canal a una temperatura Tw:

pwpwpconv cdyycdyyuchq ρρρ 31

1

0

221

1

0)1()( =−=== ∫∫ [5.24]

según se obtiene integrando a medio canal (una de las placas) y recordando que el incremento de temperaturas Δϑ es unitario. De esta forma,

πρ Pr'Gr

kc

kh

'Nu pwconva ==⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= 3

1 [5.25]

el factor 1/π pudiera corregirse más bien a 1/3. Con lo que se adopta la expresión

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

−Pr'Gr

a ePr'Gr'Nu 23

13

π

[5.26]

- 158 -


Figura 5.3 Soluciones y condiciones de contorno del problema de transmisión de calor y masa entre dos placas paralelas. Soluciones asintóticas según el análisis de (Elenbaas, 1942): el canal infinitamente largo (L>>b, izquierda) frente al canal infinitamente corto (L<<b, derecha). Aproximación de canal infinitamente corto. Por el contrario, ahora b/L→∞, es decir Gr’→∞ y c2→0. Es obvio que la expresión general [5.22] –o, si se prefiere, la expresión corregida [5.26]– ya no es aplicable en esta situación, pues conduce a valores de Nu'a→π y, por tanto, hconv→0. Evidentemente, ello se debe al hecho de que la situación b>>L ha dejado de corresponder a la de un flujo en el interior de un canal como el de la Figura 5.3 izq, sino que responde más bien al flujo a lo largo de un conjunto placas verticales aisladas entre sí (Figura 5.3 dcha). En estas condiciones, se conocen con anterioridad soluciones como la de Schmidt, Polhausen y Beckmann para flujo laminar

( ) 41

5250 PrGr.NuL = [5.27] o como la de Lorenz

( ) 41

5480 PrGr.NuL = [5.28]

- 159 -

Capítulo 5

Soluciones cuya característica es que NuL se expresa como (GrPr)1/4. Por tanto, se propone una nueva forma de la expresión [5.22], que siga siendo válida para grandes valores de b/L sin perder el ajuste para canales infinitamente largos. Dicha extensión, propuesta por Elenbaas (Elenbaas, 1942) responde a la forma:

321

131

c

Pr'Grc

a

c

ePr'Gr'Nu ⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛−=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−

[5.29]

con la restricción c2 c3 = ¾, a fin de que se satisfaga el comportamiento (Gr’Pr)1/4 de [5.27] y [5.28] para grandes valores de Gr’. Desarrollando el paréntesis de [5.29] para pequeños valores del exponente (es decir, cuando Gr’→∞) se obtiene

( ) 414

3

14

3

131

1311

31

3

1132

32

Pr'Grc

Pr'Grc

Pr'Gr

Pr'Grc

Pr'GrPr'Gr

cPr'Gr'Nu

cccc

a

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−≈

[5.30]

Es decir, las soluciones conocidas para el flujo sobre una placa vertical se satisfacen si c13/4/3=0.525 para [5.27] (es decir, c1=1.83) o bien c13/4/3=0.548 para [5.28] (c1=1.94), por lo que se tomará un valor aproximado de c1=2. El análisis de Elenbaas (Elenbaas, 1942) proporcionaba un valor algo mayor para c1=35/16≅2. Igualmente, su análisis mostraba que los valores c2=1 y c3=3/4 ajustaban muy bien los resultados experimentales observados (de hecho, la primera igualdad en [5.30] lleva implícito un valor de c2=1) por lo que se propone utilizar la expresión

432

31 1

/

Pr'Gra ePr'Gr'Nu ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

− [5.31]

que, en función de la anchura b del canal se convierte en

4332

241 1

/

Pr'Grbb

bePr'Gr'Nu⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛−=

−

[5.32]

El estudio se completa con la expresión del número de Sherwood para su extensión a la difusión de especies a través de una capa límite semejante, como ya se ha indicado, gracias a la analogía de Chilton-Colburn - 160 -


4/3

'32

241

, 1'' ⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛−=

−jScGr

jjb eScGrSh [5.33]

De esta manera, se completaría la descripción del problema en cuanto a transferencia de masa y de calor entre la corriente gaseosa y las placas catalíticas que constituyen el canal. Conviene, sin embargo, reconsiderar las hipótesis iniciales del planteamiento y su aplicabilidad al problema de interés. La más importante de ellas hace referencia a la uniformidad de las propiedades sobre las placas. A la vista de la (Figura 5.2) y, según muestran los estudios y análisis detallados sobre los procesos de transporte que tienen lugar en los PARs (Heitsch, 2000), es evidente que las mayores concentraciones de los reactivos se concentran en el borde de ataque de las placas y, por tanto, la tasa de reacción química y la temperatura. El carácter metálico de la placa podría hacer pensar en una cierta uniformización de la misma. De hecho, análisis recientes muestran que esta tendencia a la homogeneización se produce en el tiempo, aunque, por ejemplo, se mantiene una diferencia de unos 230 K entre ambas bases de las placas al cabo de media hora ante una concentración de hidrógeno del 5% (Reinecke, 2004), ver Figura 5.4.

- 161 -

Figura 5.4 Variación temporal del perfil de temperaturas a lo largo de una placa catalítica alimentada con una corriente constante de una mezcla aire/H2 con XH2=4%, T=25ºC, u=0.5 m/s. Se observa la tendencia a la uniformización de la temperatura en la placa, aunque la zona más cercana al borde de ataque es la más caliente. Tomada de (Reinecke, 2004).

Capítulo 5

Este efecto puede tenerse en cuenta a través de un factor de corrección, que puede obtenerse mediante la comparación entre una modelización cero-dimensional como ésta y un análisis que proporcione dichos perfiles de propiedades y los flujos de intercambio como, por ejemplo, un estudio detallado con CFD. En concreto, el análisis (Tahara, 1999), aunque realizado para PARs de diseño NIS, proporciona un factor de corrección del flujo másico por difusión en un canal similar, comparando dos análisis con el código STAR-CD, uno con un solo nodo y el otro con 200 nodos en el canal, obteniendo:

0031.0

Um eR

−= [5.34]

factor que, por las razones que se ha indicado, se ha aplicado también a la convección de calor con buenos resultados. Una posterior corrección afecta al transporte difusivo de especies gaseosas a través de la capa límite. La analogía entre el transporte de masa y de calor es válida a concentraciones muy diluidas de la especie que se difunde (Rohsenow, 1961). En sistemas donde se esperan intensos flujos difusivos a través de la capa límite –como podría ser el canal de un PAR– es necesario introducir una nueva corrección a través del llamado “factor de succión”. Este factor de succión ha sido aplicado, por ejemplo, en (Herranz, 1998 y 2002) y (Martín-Valdepeñas, 2004) al problema de la condensación de vapor sobre superficies, con el fin de tener en cuenta la absorción del vapor difundido en una película líquida. Esto crea un vacío en la interfase que distorsiona la capa límite, agudizando los gradientes a su través e incrementando las tasas de transferencia. En el problema de un PAR, la adsorción de las especies difundidas en la placa catalítica desempeña un papel comparable al de la película líquida para el vapor, de manera que se hará uso de la expresión genérica del factor de succión definido por (Herranz, 2002) para cada especie j:

∞≠

≠

=ΘT

TXX med

jimed

jiw

j [5.35]

Donde se tiene en cuenta el efecto de succión por el cambio de la temperatura y de las concentraciones de los gases a través de la capa de transporte. Los promedios que aparecen en la expresión son logarítmicos. Para una magnitud cualquiera, x, su promedio logarítmico se calcula como:

( )w

wmed xx

xx

x−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

=∞

∞log [5.36]

Teniendo en cuenta estos factores de corrección, se definen los números de Nusselt y de Sherwood modificados - 162 -


mbb RNuNu '* = [5.37]

jmjbjb RShSh Θ= ,*, ' [5.38]

y las siguientes expresiones permiten formular las tasas de intercambio de calor y de especies químicas a través de la capa límite entre la corriente gaseosa –con propiedades (T∞, ρ∞, Cj

∞)– y la superficie en íntimo contacto con las placas, donde las propiedades son (Tw, ρw, Cjw):

( ∞∞→ −= TTb

kNuq w

wbconvw

*

) (W m-2) [5.39]

( ∞∞→ −= j

wj

wjbdifjw CC

bDSh

m*,

,& ) (mol m-2) [5.40]

Por otro lado, conviene indicar que los dispositivos que se pretende modelar constan de un número finito de placas que constituyen un conjunto finito de canales. Por simplicidad, se supondrá en el modelo que todos ellos se comportan del mismo modo. Es decir, no se tendrán en cuenta los efectos de borde por los que las placas situadas en los extremos separarían flujos no simétricos. Si bien Elenbaas introdujo factores de corrección (Elenbaas, 1942) por este efecto y por la dimensión limitada de las placas en la dirección Z (perpendicular a la Figura 5.2), las correcciones son muy pequeñas (del orden de un 5%) para valores de b ≥ 0.5 cm, como es el caso de los PARs cuyo modelo se presenta (b del orden de 1 cm). Este factor de corrección puede ser del orden de 2 en caso de que las placas se encuentren mucho más juntas entre sí (b=1mm). Por otro lado, tales factores de corrección aplicarían a cadenas de placas sin carcasa exterior, donde se consideraría también la posibilidad de flujos perpendiculares que en la configuración objeto de este estudio quedan descartados. Debe aclararse que la velocidad u de la corriente a lo largo del canal ha desaparecido del tratamiento y, por lo tanto, no constituye una variable de entrada del modelo. Una posibilidad de estimar un valor característico de dicha velocidad consiste en suponer que la fuerza ascensional por diferencia de densidades es, al menos, capaz de compensar las pérdidas de carga a lo largo del canal, esto es:

221 UkLg c ρρ ≥Δ [5.41]

donde U∞ correspondería al valor de la velocidad de entrada al canal, k es el coeficiente de pérdida de carga –del orden de la unidad–, Δρ es la variación de densidad que la corriente ha experimentado en su paso por el canal y Lc la dimensión característica de actuación de la fuerza ascensional (tamaño de la nube). En la aproximación de canal

- 163 -

Capítulo 5

suficientemente largo (L >> b), el valor de la densidad de la corriente a la salida es ρ=ρw y, por tanto, puede obtenerse un valor representativo de la velocidad a la entrada del canal haciendo Lc∼L:

gLUw

ww

ρρρ

ρρ −∞

∞

~0 (m s-1) [5.42]

expresión donde se ha hecho uso de la equivalencia ρ∞ U0 = ρw Uout por continuidad. En el caso de que el recombinador presente una carcasa que actúe como chimenea para intensificar el efecto de tiro gravitatorio, es más adecuada la sustitución de Lc por un valor del orden de la altura H de dicha carcasa en las expresiones [5.41] y [5.42]. 5.2 INTERCAMBIO DE CALOR POR RADIACIÓN ENTRE EL CANAL Y EL EXTERIOR En la configuración de flujo del canal problema de este análisis (Figura 5.2) debe tenerse en cuenta la pérdida de calor de las mismas por radiación hacia el ambiente y estructuras en el exterior. Por su proporcionalidad con la diferencia entra las cuartas potencias de las temperaturas de los objetos que intercambian calor, esta contribución puede ser muy significativa a elevadas temperaturas de las placas (del orden de 1000 K) características de atmósferas donde la [H2] adquiere valores importantes. Sin tener en cuenta una vez más los posibles efectos de borde y los asociados al tamaño limitado de las placas en la dirección perpendicular a la Figura 5.2, en un tratamiento puramente bidimensional como el que se plantea, puede considerarse al canal como una cavidad cerrada radiante donde hay dos cuerpos radiantes intercambiando calor: las dos placas a temperatura Tw, y los extremos de entrada y salida del canal, que corresponden a superficies en condiciones ambiente a temperatura T∞. Las áreas de intercambio de estas superficies son aw = 2Lh y a∞ = 2 hb. Bajo, además, las siguientes hipótesis: • Superficies emisoras grises y difusas. • Temperaturas y propiedades en las superficies con distribución uniforme. • El entorno del habitáculo es suficientemente grande y de propiedades homogéneas. • El extremo de salida del canal puede suponerse expuesto a las condiciones del

habitáculo (es decir, las placas se encuentran desnudas en ausencia de carcasa). En estas condiciones (Incropera, 2001) puede obtenerse la potencia calorífica radiada al ambiente del recinto desde las placas que constituyen el canal:

- 164 -


∞∞

∞

∞

∞∞→ −

++−

−=

aFaa

EEQ

wwww

w

bbwradw

εε

εε 111

(W) [5.43]

y el flujo de calor por unidad de área de placa catalítica

LhQ

qradwrad

w 2∞→

∞→ = (W m-2) [5.44]

Donde es necesario calcular el factor de vista Fw∞ como sigue:

( )( ) ( )( )

( )( ) ⎪

⎪

⎭

⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

−−+

+

++

++⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡++++

=

−=

−−−

−

∞

YYXXX

YXY

Y

XYXYXYX

XYF

FF

ww

www

11

212

1212

212

1212

21

22

22

2,1

2,1

tantan1

tan1

1tan1

111ln

2

1

π [5.45]

Siendo X=L/b e Y=h/b. Los términos Ebi corresponden a la potencia total de emisión de radiación del cuerpo negro Ebi = σTi4. En ausencia de datos definidos de la emisividad para las superficies, por la gran dispersión de datos consultados para superficies metálicas con distintos acabados, se adopta un valor de εw=0.5. Para el ambiente del habitáculo se adopta también un valor ε∞ =0.5. 5.3 PROPIEDADES DE TRANSPORTE EN LA FASE GASEOSA En las expresiones de intercambio de calor y masa por transporte a través de la capa límite [5.39] y [5.40] –donde intervienen los adimensionales del problema Nu'b, Pr, Sh’b,j y Scj– es preciso introducir las propiedades de la mezcla gaseosa en contacto con las superficies de las placas (de forma consistente con [5.21] y [5.22]) en unas condiciones (Tw, Cjw) en general muy diferentes de las de la corriente principal (T∞, Cj

∞). Las variaciones en dichas propiedades de transporte en función de la composición y la temperatura se derivarán a partir de las de las especies individuales como se explica a continuación. El cálculo de estas propiedades se realiza en el módulo GASPROP del modelo. El resto de propiedades (densidad, peso molecular medio, etc) se ha calculado mediante la ecuación de estado suponiendo mezcla de gases ideales. Capacidad calorífica específica a presión constante: la propiedad de la mezcla se obtiene componiendo las capacidades caloríficas de cada especie según sus fracciones másicas Yj:

- 165 -

Capítulo 5

∑=j

jpjp cYc , (J kg-1 K-1) [5.46]

obteniendo la capacidad calorífica específica individual mediante polinomios

( )R

WTATATATAATATA

cj

jp

44

33

2210

11

22

,++++++

=−

−−

− [5.47]

los coeficientes Ak de cada especie se han obtenido de módulos de los códigos MELCOR (Gauntt, 2000) y CEA (McBride, 1996). Wj corresponde al peso molecular de la especie j (en kg mol-1) y R es la constante universal de los gases (8.314 J kg-1 K-1). Conductividad térmica: la propiedad de la mezcla se compone de las propiedades de las especies según sus fracciones molares Xj gracias a la expresión de Wassiljewa:

∑∑=

ij

ijj

ii

XXk

kψ

(W m-1 K-1) [5.48]

Con ψij según la expresión

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+

=

j

i

i

j

j

i

ij

WW

WW

18

1

24

12

1

μμξ

ψ [5.49]

En la que el valor de ξ viene dado por la corrección de Mason & Saxena

( )( )

( )2142.041.2

1ji

jiij

WW

WWWW

+

−−+=ξ [5.50]

corrección que suele tomarse igual a la unidad en la mayoría de las mezclas gaseosas, como puede comprobarse. Las conductividades individuales de las especies se obtienen mediante expresiones del tipo

( )DCTBTTAk j +++= −−− 214 logexp10 [5.51]

- 166 -


Los coeficientes A, B, C, D para cada especie se obtienen según las librerías de los códigos MELCOR y CEA. Viscosidad: De forma similar a la conductividad térmica, la viscosidad de la mezcla se obtiene a través del promedio de Wilke según fracciones molares Xj:

∑∑=

ij

ijj

ii

XXϕ

μμ (kg m-1 s-1) [5.52]

Con ϕij según

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+

=

j

i

i

j

j

i

ij

WW

WW

18

1

24

12

1

μμ

ϕ [5.53]

y obteniéndose las viscosidades individuales de las especies mediante la ecuación de Chapman-Enskog

v

jj

TWΩ

×= −2

6 1000106693.2

σμ (kg m-1 s-1) [5.54]

en la que Ωv es la llamada integral de colisión, cuyo valor puede obtenerse a partir de la temperatura adimensional T’=kBoltzT/ε (expresiones analíticas o tablas, según intervalo) y σ es el potencial de Lennard-Jones, medido en Å. Difusividad: Para cada par de gases (i,j) se obtiene a través de una expresión de Chapman-Enskog en función de la presión p (en Pa) y la temperatura T (en K):

ijDij

jiij p

WWT

D,

2

3

2

11001.0

1088292.1Ω

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

×=

−

−

σ (m2 s-1) [5.55]

con el diámetro efectivo de colisión σij=1/2 (σi + σj) (medido en Å). ΩD,ij es la integral de colisión para la difusión, obtenida a partir de la temperatura adimensional T*ij =kBoltzT/εij, siendo ahora εij=(εiεj)1/2.

- 167 -

Capítulo 5

A partir de éstas, la difusividad de la especie gaseosa j en una mezcla de especies diferentes se obtiene mediante

∑≠

−=

jk jk

k

jmixj

DXX

D1

[5.56]

5.4 ADSORCIÓN Y DESORCIÓN DE ESPECIES QUÍMICAS Y REACCIONES QUÍMICAS ENTRE LAS MISMAS EN LA SUPERFICIE DE LAS PLACAS Un aspecto fundamental a la hora de estudiar con detalle los fenómenos que dan lugar al proceso de recombinación consiste en el análisis detallado de la química que está teniendo lugar sobre la placa catalítica. Ya se ha explicado cómo se produce el intercambio de especies químicas (y de calor) entre la corriente y la superficie de las placas catalíticas a través de la capa límite convectiva que se establece. Sin embargo, el “motor” de estos procesos se encuentra en la superficie de las placas, donde se libera el calor necesario para mantener el flujo de reactivos a través del dispositivo. Como ya se ha explicado en el Capítulo 3, el interés de las reacciones catalizadas sobre superficies consiste en que, de este modo, puede producirse la reacción de combustión a bajas temperaturas sin que ésta se propague de forma incontrolada a la fase gaseosa (reacción heterogénea). Es decir, en el modelo químico a implementar sólo se van a considerar las reacciones químicas que tienen lugar en la superficie. Esta aproximación no es estrictamente cierta pues, como se recordará, la tasa de reacción química depende en gran medida de la concentración de radicales libres producidos, y éstos también se difunden hacia la capa límite, por lo que se producen de hecho reacciones en la fase gaseosas (reacción homogénea). No obstante lo anterior, a temperaturas moderadamente elevadas la cantidad de radicales producida es tan pequeña que las reacciones homogéneas tienen lugar muy cerca de la placa, pues los radicales se consumen enseguida, y a una tasa de reacción que supondremos despreciable. Esto permite desacoplar las reacciones que tienen lugar sobre la placa de las reacciones en la corriente gaseosa (que se supondrá químicamente congelada). En el problema resultante, el campo fluido gaseoso exterior y la combustión catalítica heterogénea en la superficie se encuentran acoplados a través de los flujos de calor y especies en la superficie catalítica (Mellado, 2002). Sin embargo, con temperaturas cada vez más altas, la cantidad de radicales producida es cada vez mayor, incrementándose la tasa de reacción homogénea, y propagándose a regiones cada vez más alejadas de las placas (ignición). En ausencia de placa catalítica, puede producirse la ignición espontánea de la mezcla (autoignición) si la temperatura es suficientemente elevada (entre 500 y 570 ºC para mezclas estequiométricas hidrógeno-aire en condiciones normales, según configuración) (NASA, 1997).

- 168 -


- 169 -

La presencia de CO en la mezcla de gases, al menos en pequeñas cantidades, no parece alterar de forma significativa las características de las mezclas H2/aire. La presencia de CO en atmósferas de contención bajo condiciones de accidente severo ha sido objeto de análisis por el PWG4 del CSNI de la NEA (OECD, 2000b). Las principales conclusiones de este estudio indican que: • Las mezclas aire/CO puras no sufren combustión en condiciones atmosféricas, por

la ausencia de reacciones de propagación. La presencia de vapor o H2 permiten la formación y propagación de los radicales necesarios para la reacción.

• La mayor influencia mutua entre ambos gases combustibles aparece cerca de los límites inferiores de inflamabilidad de ambos (4% vol. para H2, 12.6%vol. para CO).

• La temperatura de autoignición es similar (en el caso del CO, siempre que haya una tercera especie que permita la combustión).

• Aunque la presencia de CO debiera reducir la velocidad de llama laminar del H2, ambos gases deben contemplarse como equivalentes en número de moles cuando se trata de calcular la presión de AICC.

• En cuanto al tamaño de celda de detonación (parámetro λ) el CO parece comportarse también como equivalente al H2 en razón molar.

En lo referente a los mecanismos químicos de reacción que tienen lugar sobre la placa catalítica, éstos implican las especies gaseosas O2, H2, H2O, CO y CO2, es decir, las especies que participan en el mecanismo de combustión de hidrocarburos como el metano. En el campo de la combustión catalizada de metano a bajas temperaturas se encuentran multitud de análisis para el desarrollo de quemadores catalíticos cerámicos de tipo monolito (o de panal de abeja) (Kolaczkowski, 1995 y 1999). Las aplicaciones industriales de estos combustores revisten un gran interés por su capacidad de producir la combustión del metano (u otros alcanos) a bajas temperaturas en las cercanías de los límites de inflamabilidad (Dogwiler, 1999), (Goralski, 1999), por lo tanto, con bajas concentraciones de radicales (O, OH) en la fase homogénea. De ahí que sus más importantes aplicaciones se orienten hacia la reducción de emisiones de NOx en la producción de energía (turbinas de gas, calderas industriales o domésticas), así como a la producción de gas de síntesis. Estos modelos acoplan diferentes mecanismos de reacción en las fases heterogénea (la superficie) y homogénea (la corriente gaseosa). En el problema objeto de esta tesis, el interés se centra en los mecanismos heterogéneos pues, como ya se ha indicado, el modelo propuesto supone despreciables las reacciones homogéneas en la corriente gaseosa y, por tanto, considera un mecanismo de tipo heterogéneo para la combustión de CO y H2 catalizada con Pt. Si bien se proponen distintos mecanismos en la literatura, en este estudio se hará aplicación del modelo de Deutschmann para la combustión del Pt (Deutschmann, 1996), implementado en el código ChemKin®. El modelo completo se muestra en la tabla siguiente.

Capítulo 5

- 170 -

Tabla 5.1 – Modelo de Deutschmann de combustión superficial del metano catalizada sobre Pt

Reacción Elemental Sia Ai (unids SI) Eacti (J/mol) 1a H2 + 2 Pt(s) → 2H(s) 0.046 - - 1d 2H(s) → H2 + 2Pt(s) - 3.7×1017 R(8110-722θH) 2a O2 + 2 Pt(s) → 2O(s) 0.07×(300/T) - - 2d 2O(s) → O2 + 2Pt(s) - 3.7×1017 R(25631-7220θO) 3a H2O + Pt(s) → H2O(s) 0.75 - - 3d H2O(s) → H2O + Pt(s) - 1013 40300 IV OH + Pt(s) → OH(s) 1.00 - - 4 H(s) + O(s) → OH(s) + Pt(s) - 3.7×1017 11500 5 H(s) + OH(s) → H2O + Pt(s) - 3.7×1017 17400 6 OH(s) + OH(s) → H2O + O(s) - 3.7×1017 48200 7a CO + Pt(s) → CO(s) 0.84 - - 7d CO(s) → CO + Pt(s) - 1013 125500 8d CO2(s) → CO2 + Pt(s) - 1013 20500 9 CO(s) + O(s) → CO2(s) + Pt(s) - 3.7×1017 105000 10 CH4 + 2 Pt(s) → CH3(s) + H(s) - 4.63×1016 - 11 CH3(s) + Pt(s) → CH2(s) + H(s) - 3.7×1017 20000 12 CH2(s) + Pt(s) → CH(s) + H(s) - 3.7×1017 20000 13 CH(s) + Pt(s) → C(s) + H(s) - 3.7×1017 20000 14+ C(s) + O(s) → CO(s) + Pt(s) - 3.7×1017 62800 14- CO(s) + Pt(s) → C(s) + O(s) - 1014 184000 Donde (s) hace mención a las especies en su estado adsorbido en la placa catalítica y Pt(s) representa la presencia de un hueco en la matriz sólida para albergar un radical químico. Los descriptores a/d indican que se trata de reacciones de adsorción/desorción de especies, respectivamente. El modelo de Deutschmann de combustión catalítica del CH4 consta de las 20 reacciones mostradas en la Tabla 5.1, que no incluyen reacciones con el nitrógeno, dada su baja reactividad a las temperaturas de la pared catalítica y su bajísimo coeficiente de acomodación. Para su aplicación al modelo de PAR, no es necesario el conjunto completo de reacciones del mecanismo de Deutschmann. La razón es que las reacciones 10 a 13 inclusive de la Tabla 5.1 (indicadas en gris) corresponden a sucesivos pasos de deshidrogenación del metano, y no se incluyen sus reacciones inversas, que consistirían en sucesivas hidrogenaciones del carbono. Por lo tanto, estas reacciones no tendrán lugar en las placas catalíticas de un PAR en el recinto de contención mientras no exista CH4 en la atmósfera de contención, como normalmente ocurre. No obstante, en ocasiones, podría llegar a contemplarse la formación de metano por reacciones entre los gases desprendidos en la interacción corium-hormigón (CO + 3 H2 → CH4 + H2O), con lo que debieran introducirse estas reacciones si se produjesen cantidades significativas de metano. Por otro lado, la reacción IV (también indicada en color gris) correspondería a la adsorción del radical OH desde la corriente gaseosa, donde se encuentra a muy bajas


- 171 -

concentraciones en cuanto que se han despreciado las reacciones homogéneas. Por tanto, queda eliminada del modelo, si bien éste contempla la presencia de radicales OH en la placa a través de la reacción número 4. La presencia de radicales OH es fundamental pues participan en las reacciones de terminación 5 y 6 que producen H2O como producto de la reacción. Despreciando estas cinco reacciones, el esquema de 20 reacciones queda reducido a 15. En realidad, a 10, teniendo en cuenta las reacciones directas e inversas: 1a/1d, 2a/2d, 3a/3d, 4, 5, 6, 7a/7d, 8(d), 9 y 14+/14-. El modelo de Deutschmann, como muchos otros, responde a un modelo simplificado de reacciones, mediante la eliminación de las reacciones que presentan mayores tiempos de inducción (Mellado, 2002). Se obtiene así un modelo de 9 reacciones para la combustión H2/O2 (en realidad, seis reacciones, con los números 1 a 6 en la Tabla 5.1) más 6 reacciones (las cuatro reacciones con los números 7, 8, 9 y 14) para la combustión CO/O2. Los mecanismos de reacción catalítica H2/O2 han sido objeto de numerosos análisis, que han proporcionado otros modelos como los de Kasemo (Fridell, 1994) y Schmidt (Hickman, 1993) (también de 10 reacciones). Por otro lado, las reacciones 2a/2d, 7a/7d, 8(d) y 9 corresponden al modelo simplificado de Treviño (Treviño, 1999) para combustión catalítica CO/O2. De esta forma, las únicas especies implicadas en el intercambio con la corriente gaseosa son las moléculas de H2, O2, H2O, CO y CO2, suponiendo que los radicales H, O, OH y C están presentes solamente en la placa. Por lo tanto, y en virtud de la hipótesis de desaparición de las reacciones que implican las especies CHn, una característica de este sub-modelo es que los combustibles H2 y CO experimentan su combustión de forma separada, en el sentido de que químicamente no interactúan entre sí más que compitiendo por los radicales O presentes en la placa. La consideración de reacciones homogéneas –es decir, extendidas a la fase gaseosa de la corriente entre las placas– invalidaría el tratamiento desacoplado, precisando de un conjunto de reacciones mucho más complejo por las mayores temperaturas implicadas y por ampliarse el conjunto de especies químicas y radicales a considerar en el intercambio. Por ejemplo, el mecanismo GRI-mech de combustión del metano incluye nada menos que 277 reacciones en su versión 3.0 de 1999 (http://www.me.berkeley.edu/gri-mech), de las cuales unas 60 implican al nitrógeno. Por lo tanto, simulaciones numéricas con este tipo de modelos, también simplificados, son de gran interés para analizar la formación de NOx, lo que queda fuera del alcance de este trabajo. Para este tipo de análisis, suelen emplearse códigos CFD acoplados con paquetes de cinética química como ChemKin®. Como puede apreciarse en la Tabla 5.1, el mecanismo de Deutschmann de reacciones químicas incluye reacciones de distintos tipos: • Reacciones de adsorción (a) / desorción (d). • Reacciones entre radicales y especies adsorbidas. Cuyas constantes cinéticas se suministran en las tres siguientes columnas de la Tabla 5.1. Se observa que los procesos físicos de adsorción/desorción de especies en la placa

http://www.me.berkeley.edu/gri-mech

Capítulo 5

admiten un tratamiento propio de las reacciones químicas, según el modelo HKZ (Hellsing, 1991). Las principales hipótesis de este modelo son, según (Rinnemo, 1997a) y (Mellado, 2002): • La adsorción del H2 y del O2 es disociativa y competitiva, siendo la dependencia de la

tasa de adsorción del H2 menos dependiente que la del O2 con respecto a la fracción de huecos libres θv. Esto favorecerá la adsorción de H2 frente a O2 con bajas disponibilidades superficiales de huecos libres (θv<<<1). De esta forma se simula el comportamiento biestable de la ignición partiendo de condiciones de envenenamiento por uno de los reactivos (θH ó θO ~ 1).

• La desorción del radical OH puede considerarse despreciable. • El nitrógeno no participa en el mecanismo superficial de reacciones. Dado su elevado

coeficiente de acomodación y su baja reactividad en la superficie catalítica se considera tan sólo como especie portadora.

• Los ritmos de las reacciones en la superficie son mucho mayores que los ritmos de adsorción.

• Las energías de activación de los ritmos de desorción del H2 y del O2 son dependientes de sus concentraciones superficiales θH2 y θO2.

Las reacciones de desorción de especies (d) vienen descritas por una cinética de tipo Arrhenius, donde la constante de reacción kid está en función del factor pre-exponencial Ai y de la energía de activación de la reacción Eacti:

TT

iRTE

iid

idiact

eAeAk−−

== [5.57] Donde se ha hecho uso de la definición de temperatura de activación Eacti=RTi. Según las hipótesis del modelo HKZ, puede observarse en la Tabla 5.1 que las constantes de reacción de desorción en el caso del H2 y del O2 (reacciones 1d y 2d, respectivamente) son, efectivamente, dependientes de sus fracciones de ocupación sobre la superficie (θH y θO). Por su parte, las reacciones de adsorción de especies sobre la superficie se reproducen mediante el uso del correspondiente factor de acomodación Sia:

j

iaia RTW

Sk

π2Γ= [5.58]

Donde Γ es la densidad superficial de huecos disponibles en la superficie del material catalizador (mol m-2). Un valor típico de Γ que se utilizará en este estudio es de 2×10-5 mol m-2. Como puede comprobarse, las adsorciones de H2 y O2 son disociativas, es decir que, cuando dichas moléculas se adsorben, existen en la superficie en forma de dos radicales H y O.

- 172 -


El resto de reacciones, que corresponden a reacciones catalíticas entre las especies adsorbidas en la superficie, son del tipo general de Langmuir-Hinshelwood. De esta forma, las tasas de reacción ωi vienen dadas por expresiones generales del tipo

inversaidirectaii ,, ωωω −= (s-1) [5.59] En la que las tasas de las reacciones directa e inversa estarán dadas por

∏−

=jreactivos

mmjjk βω ][ (s-1) [5.60]

donde βj es el índice de reacción para el reactivo j, que no tiene por qué coincidir con el coeficiente estequiométrico del reactivo j en la fórmula de la reacción. De esta forma, pueden escribirse las tasas de reacción del esquema:

2111 2 Hdv

wHa kpXk θθω −=

22

222 2 Odv

wOa kpXk θθω −=

vapdvwvapa kpXk θθω 333 −=

OHk θθω 44 =

OHHk θθω 55 = [5.61] 2

66 OHk θω =

COdvwCOa kpXk θθω 7

277 −=

288 COk θω −=

OCOk θθω 99 =

vCOOC kk θθθθω −+ −= 141414 donde puede apreciarse que la tasa de reacción es proporcional a los productos de las concentraciones superficiales de los reactivos [j] = θjΓ (mol m-2). Por tanto, θj corresponde a la fracción de ocupación de la superficie catalítica por la especie j (0≤θj≤1). La fracción de huecos libres (Pt(s)) se considera también como si fuese una especie (θv). Obviamente la suma de todas ellas debe ser igual a la unidad en todo momento (θv=1-Σθj=H,O,OH,vap,CO,CO2,C). Se comprueba en efecto que, aunque la reacción de adsorción del H2 (1a) requiere de dos huecos libres en el catalizador (para albergar los dos radicales H generados), su orden de reacción respecto de θv es igual a la unidad. Mientras que, como indican las hipótesis del modelo HKZ, la reacción de adsorción del O2 (2a) es de orden 2. Esta modificación - 173 -

Capítulo 5

parece reproducir mucho mejor los resultados experimentales (Rinnemo, 1997a), (Mellado, 2002). Es más, la molécula de CO, si bien parece requerir tan sólo de un hueco para su adsorción (7a), responde a un orden de reacción 2 con respecto a θv (Deutschmann, 1996), (Treviño, 1999). En las expresiones [5.61] aparecen las siguientes constantes de reacción:

w

i

TT

ii eAk−

Γ= para las reacciones i=1d, 2d, 4, 5, 6, 9, 14+ y 14-

w

i

TT

ii eAk−

= para las reacciones i=3d, 7d y 8 [5.62]

jw

iai WRT

Sk

π2Γ= para las reacciones de adsorción i=1a, 2a, 3a y 7a

según la tasa de reacción sea una expresión de segundo o de primer orden en las θj. Conviene indicar que, en las expresiones [5.58] y [5.62] para las constantes de las reacciones de adsorción, se ha omitido el producto por la presión para que, de esta forma, en las expresiones de las tasas de reacción [5.61] quede explicitada la proporcionalidad de la tasa de adsorción de la especie gaseosa j con la presión parcial de dicha especie en la fase gaseosa justo en la interfase con la superficie. Igualmente, se ha hecho uso de la equivalencia entre la fracción molar Xj y la fracción másica Yj:

wjj

wj WYWX = [5.63]

Y donde todas las propiedades de la mezcla se encuentran evaluadas en las condiciones de la pared (superíndice w). 5.5 BALANCES DE MASA Y ENERGÍA ENTRE LA SUPERFICIE CATALÍTICA Y LA CORRIENTE GASEOSA Mediante el uso de los modelos introducidos en las expresiones anteriores, pueden expresarse en régimen transitorio los flujos de especies químicas y de energía que tiene lugar a través de la superficie imaginaria que separa la corriente gaseosa en contacto con la pared catalítica (donde tienen lugar la difusión y desorción de especies y el intercambio de calor por convección) y la pared misma (donde transcurren las reacciones químicas, con la consiguiente liberación de energía, se produce la adsorción de las especies y se radia calor al exterior) mediante los siguientes balances:

- 174 -


( )[ ] ( ) ([ ]14987543212 ωωωωωωωωω )θ+++−++++−=

dtd v [5.64a]

5412 ωωωθ

−−=dt

d H [5.64b]

149642O 2

dtd

ωωωωωθ

−−+−= [5.64c]

653 ωωωθ

++=dt

d vap [5.64d]

654 2ωωωθ

−−=dt

d OH [5.64e]

1497 ωωωθ

+−=dt

d CO [5.64f]

982 ωω

θ+=

dtd CO [5.64g]

14ωθ

−=dt

d C [5.64h]

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= ∞

∞

1

*,

12

2222 1 ωρ w

wwH

wH

wHHb

wH WX

WWX

bDSh

LdtdX

[5.64i]

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= ∞

∞

2

*,

12

2222 1 ωρ w

wwO

wOOOb

wO WX

WWX

bDSh

LdtdX

[5.64j]

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= ∞

∞

3

*,

1

1 ωρ w

wwvap

wvapvapvapb

wvap WX

WWX

bDSh

LdtdX

[5.64k]

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= ∞

∞

7

*,

1

1 ωρ w

wwCO

wCOCOCOb

wCO WX

WWX

bDSh

LdtdX

[5.64l]

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= ∞

∞

8

*,

12

2222 1 ωρ w

wwCO

wCOCOCOb

wCO WX

WWX

bDSh

LdtdX

[5.64m]

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−Γ= ∞→∞→∑ rad

wconvw

iiiplaca

pe

w qqqcdt

dTω

ρ )(1

2

[5.64n]

Los balances de masa de los segundos miembros de las expresiones [5.64i-m] están expresados por unidad de área y de tiempo, mientras que los primeros miembros

- 175 -

Capítulo 5

- 176 -

corresponden a la variación de la composición de la corriente por unidad de volumen y de tiempo. Por tanto, ambos balances deben estar relacionados a través de una longitud unitaria L1=1 que aparece en las expresiones. Las expresiones [5.64] constituyen un sistema de ecuaciones no lineales que consta de 14 ecuaciones: [5.64a]: variación de la fracción de huecos libres sobre la superficie en función de las tasas de adsorción/desorción y de reacción de las demás especies. [5.64b] a [5.64h]: variaciones en las concentraciones superficiales de cada una de las 7 especies adsorbidas sobre la placa en función de las tasas de reacción y adsorción/desorción. [5.64i] a [5.64m]: variación en la composición de la corriente gaseosa cercana a la pared por efecto de la difusión y la adsorción/desorción de especies. [5.64n]: incremento de la temperatura de la placa catalítica a través del balance de energía por efecto del calor de reacción química, la convección y la radiación. Y en el que participan 14 incógnitas: • Las concentraciones superficiales θj, incluyendo la de huecos libres (j=v, H, O, vap,

OH, CO, CO2, C), sujetas a la condición Σj=1…8 θj =1 (8 variables). • Las fracciones molares de las especies en la corriente gaseosa a las condiciones de la

pared Xwj (j=H2, O2, vap, CO, CO2), que satisfacen la ligadura Σj=1…5 Xwj = (1-XwN2) (5 variables).

• La temperatura del gas en contacto con la placa catalítica, igual a la de la placa, Tw (1 variable).

Pues las ωi están únicamente en función de estas variables, según las expresiones [5.61], así como las propiedades de transporte en la mezcla gaseosa según [5.48], [5.52] y [5.56], propiedades que se evalúan en las condiciones de temperatura y composición de la placa (superíndice w). Conviene recordar una vez más que, por las características de este modelo, no se considera la distribución espacial de las propiedades anteriores a lo largo de la dirección X en el canal y, por tanto, tanto las placas como la corriente gaseosa entre cada dos de ellas están caracterizadas por un único valor de estas variables, que corresponderá a un valor promedio. Por estas razones, no se contempla la difusión de especies ni la transmisión de calor a lo largo de la capa límite en la fase gaseosa, al igual que se ignora la posible migración de especies adsorbidas sobre la placa y la conducción de calor 1D a lo largo de la misma. Como una nueva simplificación, tampoco se ha tenido en cuenta la conducción del calor en la dirección transversal en el interior de la placa, aproximación tanto más válida cuanto menor sea su espesor y mayor su difusividad térmica. El sistema de ecuaciones [5.64] responde a una transformación vectorial:


( )ΧΧ Fdtd

= [5.65]

En el que X es el vector de las variables X=(θv, θH, θO, θvap, θOH, θCO, θCO2, θC, XwH2, XwO2, Xwvap, XwCO, XwCO2, Tw) y F(X) es el vector formado por los segundos miembros de las expresiones [5.64], que corresponden a una transformación del vector de variables X según el operador F. Es evidente que el operador F es no lineal, según las expresiones [5.64], por lo que, para la resolución del sistema, no puede aplicarse un esquema implícito puro del tipo

( 11 ++ Δ+= nnn tF ΧΧΧ ) [5.66] Sin embargo, siempre que el paso de tiempo Δt considerado sea lo suficientemente corto, puede seguirse la siguiente aproximación de primer orden (Meglicki, 2001):

( ) ( ) ( nnnnn

FFF ΧΧΧ

ΧΧΧ

−∂∂

+≈ ++ 11 ) [5.67]

Expresión en la que aparece (∂F/∂X)|Xn como la matriz jacobiana J del sistema [5.64]. Introduciendo esta aproximación en el esquema implícito [5.66] se obtiene un algoritmo semi-implícito

( nnn FtFtn

ΧΧ

ΙΧΧΧ

Δ⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

∂∂

Δ−+=−

+

1

1 ) [5.68]

De modo que la resolución del sistema [5.64] requiere la inversión de la matriz (I-Δt J), donde I es la matriz identidad. Los elementos de la matriz J se obtienen derivando los segundos miembros de las expresiones [5.64] respecto de las componentes del vector de variables X. Así se obtienen las expresiones de los elementos Jij que responden a la formulación genérica:

j

iij

FJ

Χ∂∂

= [5.69]

expresiones que se detallan en el Apéndice A y por su extensión no se reproducen aquí. Una vez calculados los elementos de la matriz J, pasa a resolverse numéricamente el sistema mediante la aplicación del esquema [5.68]. Para ello, es preciso invertir la matriz (I-Δt J) recién calculada según los valores de las variables Xn en el paso de tiempo anterior. La inversión de la matriz se realiza mediante el uso de las librerías LAPACK de álgebra lineal (LAPack, 2000), gracias a las rutinas DGETRF, DGETRI, DGEMV y sus rutinas auxiliares.

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Capítulo 5

- 178 -

Por el carácter no lineal del sistema [5.64] a resolver, se introduce un algoritmo de control de la divergencia de la solución para asegurar su estabilidad. De este modo, se realizan una serie de chequeos que, en caso de no cumplirse, conducen a una reducción del paso de tiempo Δt utilizado en el esquema semi-implícito, repitiendo el cálculo. Estos controles de convergencia son ligaduras de las soluciones del sistema de ecuaciones, de manera que: • Los valores de todas las θj están comprendidos entre 0 y 1. • Además, Σθj=1, dentro de una tolerancia (que se fija en un valor Δ ≤ 10-6). En caso de no cumplirse alguno de estos controles, el paso de tiempo Δt se reduce en un factor 1/10 cada vez. En general, la solución del esquema semi-implícito [5.68] es bastante estable, salvo en el transitorio de ignición y en caso de cambios súbitos de la composición de la atmósfera exterior. En todo caso, el algoritmo de convergencia asegura que se obtienen soluciones bastante estables. 5.6 ESTADO INICIAL EN LA PLACA El modelo introducido en esta sección se ha desarrollado en el módulo PARUPM escrito en FORTRAN que permite, de esta forma, conocer la evolución de las 14 variables del problema a lo largo del tiempo, discretizado éste en intervalos Δt donde se supondrán constantes: • Las concentraciones superficiales de las especies θj=H,O,OH,vap,CO,CO2,C. • Las concentraciones en fracción molar de los gases XwH2,O2,vap,CO,CO2. • La temperatura media de la placa Tw. A partir de ellas, pueden calcularse el resto de magnitudes del problema, en particular y de modo destacado, las tasas de reacción ωi o los flujos de calor qconv y qrad intercambiados con la corriente gaseosa y el ambiente exterior. Como se ha indicado, las únicas variables de entrada necesarias para plantear el esquema son: • Las características geométricas de la batería de placas: L, h, b=2a, e • Su capacidad calorífica específica cp, emisividad εw y densidad de huecos libres para

adsorción Γ. • Las variables de estado de la corriente gaseosa en el exterior del canal: composición

Xj=H2, O2, vap, CO, CO2, presión p y temperatura T. El esquema semi-implícito [5.68] se aplica a un problema transitorio, por lo que es necesario establecer las condiciones iniciales del problema para poder afrontar su


solución. Las particulares condiciones de aplicación del modelo y su acoplamiento a códigos de simulación de la evolución de accidentes severos con generación de hidrógeno en la contención de reactores nucleares implican el tratamiento de una fenomenología muy variada que comienza en principio mucho antes de que se produzcan los gases combustibles considerados H2 y CO. Por lo tanto, el estado inicial corresponde, en líneas generales, al de la atmósfera de contención en las condiciones ordinarias de presión y temperatura, con un cierto contenido en vapor. De este modo, el estado inicial sobre la placa corresponderá al equilibrio entre las especies O, H2O, OH y Pt(s). Según las investigaciones de (Deutschmann, 1996) y los trabajos de (Mellado, 2002), dependiendo de las condiciones, uno de los dos reactivos principales (el combustible H2 o CO y el oxidante O2) cubre la superficie por completo antes de la ignición. Obviamente, en las situaciones postuladas el combustible aún no está presente, por lo que debe ser el oxígeno quien ocupe la mayoría de la superficie recombinadora en su ausencia, estando presentes las demás especies en mucha menor proporción. De hecho, en comparación con el vapor, la única otra especie posiblemente presente, puede comprobarse que el oxígeno es quien predomina pues k2d <<< k3d. Es decir, una vez ha sido adsorbida una molécula de O2 se necesitaría de mucha más energía para desorberla y ser sustituida por otra de vapor. Tras un tiempo suficientemente largo, puede suponerse entonces que la superficie catalítica está totalmente cubierta de radicales O (es decir θO(t=0)≈1). Combinando linealmente las ecuaciones [5.64], y teniendo en cuenta las expresiones de las tasas de reacción [5.61], en el estado estacionario (dθj/dt)=0 puede obtenerse, para el sistema H2/aire/vapor

21 20 ωω −= ⇒ ( )22

222

2121 2 Odv

wOaHdv

wHa kpXkkpXk θθθθ −=− [5.70]

Teniendo en cuenta que el primer miembro es aproximadamente nulo por la ausencia de H2 en el gas exterior, puede aproximarse

pXkk

wOa

dv

22

2≈θ [5.71]

que es, efectivamente, mucho menor que θO. Del mismo modo, puede obtenerse una relación similar para el vapor a partir de [5.64d] pues, al ser θH, θOH <<< 1

vapdvwvapa kpXk θθωωωω 3336530 −=≈++= ⇒

- 179 -

Capítulo 5

pXkk

kpXk

wOa

d

d

wvapa

vap22

2

3

3≈θ [5.72]

Obviamente, la posible presencia de radicales H y OH en la superficie se debería a la disociación de las moléculas de vapor adsorbidas, pues en el exterior no hay hidrógeno y no se contempla la presencia de radicales OH fuera de la placa. Igualmente, debe cumplirse θH<<<θOH pues, de lo contrario, los radicales H reaccionarían con los O –presentes en gran cantidad– para producir más radicales OH. Bajo estas hipótesis

26464654 2220 OHHO kk θθθωωωωω −=−≈−−= ⇒

2

4

62 OHH kkθθ ≈ [5.73]

Con todo esto, combinando

64654

642

2200

ωωωωωωωω

−≈−−=+−=

⇒ ⇒ 02 26

22 =− OHva kk θθ

⇒ 6

22kk d

OH ≈θ [5.74]

Y, de acuerdo con [5.73], puede comprobarse que se puede aproximar θH ≈ 0 para el estado inicial, pues el del orden de θOH2. De acuerdo a las condiciones iniciales del problema, se ha desarrollado el módulo PARINIT para llevar a cabo esta inicialización de las variables sobre la placa. El desarrollo del módulo PARUPM se ha realizado en dos vías: por un lado, se ha desarrollado un módulo FORTRAN independiente que permite reproducir el problema supuestas condiciones fijas en el ambiente que rodea al dispositivo recombinador. Por el otro, el módulo se ha introducido en el flujo de cálculo del código MELCOR (Gauntt, 2000) con el fin de añadir este nuevo modelo y mejorar los ya presentes en el paquete ESF/PAR. Obviamente, en este último caso el mayor esfuerzo de adaptación ha correspondido a la definición de las variables de intercambio de entrada/salida entre ambos códigos. Se explica más detalladamente este desarrollo en el Apéndice B.

- 180 -

Capítulo 6 ANÁLISIS PARAMÉTRICO DEL PROCESO TRANSITORIO DE RECOMBINACIÓN EN UNA SITUACIÓN DE REFERENCIA Con el fin de ilustrar el comportamiento y el acoplamiento de los distintos procesos que tiene lugar en el recombinador, se ha realizado un análisis paramétrico con el módulo independiente en un caso de referencia, del que se han variado diversos parámetros. Se ha simulado el comportamiento de un recombinador de diseño Siemens FR-90/320 (32 placas catalíticas de 130×140 mm2, 0.1 mm de espesor), en unas condiciones de referencia (p=100300 Pa, T∞=356 K, X∞

vap=31.8%, X∞H2=5.26%). Estas condiciones de referencia

corresponden a uno de los puntos experimentales medidos para el PAR#3 durante el experimento BMC-Zx02 (Kanzleiter, 1997a), en el que se detectó una tasa de recombinación de hidrógeno con un valor igual a 378 g/h. La simulación del comportamiento transitorio del dispositivo con el módulo de cálculo independiente se muestra en las Figuras 6.1, 6.2 y 6.3, por medio de la curva indicada como “Referencia”. En la situación inicial (t=0), la placa está ocupada completamente por radicales O. Como puede observarse en las Figuras 6.1 y 6.2, durante los primeros minutos no se produce un aumento significativo de la tasa de reacción ni de la temperatura. La Figura 6.3 ilustra el proceso de cambios de composición química en la placa, en el que todas las especies parecen alcanzar una concentración estable al cabo de unos 60 segundos. A continuación se presenta una fase cuasiestacionaria, en la que la energía liberada en las reacciones químicas iniciales se está invirtiendo en: vencer la inercia térmica de la placa, compensar las pérdidas de calor hacia el exterior y la creación de huecos libres por la continua desorción del oxígeno. Esto causa el progresivo incremento de la temperatura de la placa hasta que ésta alcanza un valor de ignición en el que se produce un cambio súbito en las magnitudes anteriores, donde las tasas de las reacciones se incrementan bruscamente, incluidas las de desorción, con la consiguiente generación de huecos libres (Figura 6.3) a partir de unos 1000 s. El transitorio dura apenas 5 minutos, tras los cuales la reacción se estabiliza a una tasa de recombinación de unos 374 g/h, muy cercano al valor experimental de 378 g/h. A partir de esta simulación de “Referencia”, se realizan variaciones paramétricas en los coeficientes de los procesos de transporte de calor para así estudiar su importancia relativa. De este modo, se analiza la importancia de los procesos de convección y radiación mediante su multiplicación por un factor 2 o cero. En el caso de la radiación, se considera, además, un factor de ½. Los resultados a analizar corresponden a la temperatura y a la tasa de recombinación (Figuras 6.1 y 6.2).

Capítulo 6

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Time (s)

Hyd

roge

n re

com

bina

tion

rate

(g/h

)

ReferenceNo RadiationNo Convection2*Qconv2*QradQrad/2

Figura 6.1 Influencia de los principales procesos de transferencia de calor por radiación y convección en el transitorio de arranque de la tasa de recombinación por un PAR de diseño Siemens FR 90/320 bajo condiciones de referencia.

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Time (s)

Plat

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re T

w (K

)

ReferenceNo RadiationNo Convection2*Qconv2*QradQrad/2

Figura 6.2 Influencia de los principales procesos de transferencia de calor por radiación y convección en el transitorio de temperatura durante el arranque de un PAR de diseño Siemens FR 90/320 bajo condiciones de referencia.

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Análisis Paramétrico del Transitorio de Recombinación

1.0E-151.0E-141.0E-131.0E-121.0E-111.0E-101.0E-091.0E-081.0E-071.0E-061.0E-051.0E-041.0E-031.0E-021.0E-011.0E+001.0E+01

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Nor

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con

c. o

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( θj)

H(s)O(s)H2O(s)OH(s)void Pt(s)

Figura 6.3 Evolución transitoria de las concentraciones superficiales θj de las especies adsorbidas en la placa catalítica bajo las condiciones externas fijas de referencia. Este análisis muestra lo siguiente: • Cuando no se consideran las pérdidas de calor en el modelo (casos NoConv, NoRad)

o se reducen (Qrad/2), se produce un arranque más rápido del recombinador. • En estas situaciones, el estacionario alcanzado en las variantes del fenómeno de

radiación corresponde a una tasa similar a la de referencia, si bien a una temperatura algo más elevada.

• Por el contrario, el caso NoConv conduce a un estado estacionario que, tras un máximo local, se establece a una tasa de recombinación mucho menor que la de referencia y a una temperatura mucho más elevada.

• Por otro lado, al incrementarse las pérdidas de calor (2*Qconv, 2*Qrad), el arranque se retrasa, y el estacionario se establece a condiciones cercanas a las de referencia, ligeramente inferiores en el caso 2*Qrad, y con significativas diferencias en el caso 2*Qconv.

• Por el contrario, se observa que los mayores retrasos y adelantos en los arranques se producen en las variaciones sobre la radiación y no sobre la convección.

• Como conclusión, las pérdidas de calor por radiación parecen más bien afectar a los procesos de arranque del recombinador (química superficial), mientras que el comportamiento a largo plazo (tasa de recombinación y temperatura de placa en estado estacionario) parece estar regido por el enfriamiento convectivo.

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Capítulo 6

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Se proporcionan a continuación algunos resultados numéricos de los parámetros más importantes: • Tasa de reacción (máximo): todas las variantes de la radiación alcanzan en torno a los

374 g/h. En cuanto a los casos por convección, varían entre los 359 g/h del caso 2*Qconv a los 278 g/h (tras el máximo a 387 g/h) del caso NoConv. Se recuerda que el valor de Referencia es de 374 g/h.

• Tiempo hasta alcanzar el estado estacionario: 1140 s (caso NoRad) a 1450 s (caso 2*Qrad). Valor de referencia: 1257 s.

• Temperatura estacionaria de placa: desde los 680 K (caso 2*Qconv) hasta los 1436 K (NoConvection), con un valor de referencia de 838 K.

No se ha encontrado en la documentación del experimento (Kanzleiter, 1997a) datos sobre la temperatura en la misma placa, sino de la corriente que sale del recombinador y de su carcasa: unos 640 K. Por otro lado, el estudio realizado por Reinecke et al. en el FzJ (Reinecke, 2004) proporciona valores de la temperatura de placa de entre 370 ºC y 450 ºC (640 a 720 K) para XH2=4% y sin vapor en la corriente H2-aire. Por lo tanto, los resultados del modelo en cuanto a temperatura de las placas se encuentran dentro de los rangos reportados por otros autores en sus análisis, incluyendo algunas medidas experimentales. Como ya se ha indicado, la predicción adecuada del valor de la temperatura de las placas es muy importante, pues no debe en principio alcanzar el valor de autoignición de la mezcla gaseosa que circula por entre ellas. 6.1 EFECTO DE LA PRESENCIA DE CO EN LA MEZCLA Debido a los elevados valores del coeficiente de acomodación y de la energía de activación de desorción del CO en comparación con las demás especies adsorbidas, la principal característica química del CO es la de actuar como veneno de la reacción catalítica, impidiendo la ignición en condiciones de baja temperatura (tasa de reacción congelada o muy débil). Sin embargo, en circunstancias de muy bajas concentraciones, la ignición pudiera presentarse en cortos períodos a temperaturas bajas –del orden de los 400K– (Rinnemo, 1997b). Previsiblemente esta circunstancia permitió observar la recombinación espontánea de CO a bajas temperaturas durante los experimentos de cualificación H2PAR (OECD, 2000b), (Bachellerie, 2002). Por otro lado, si la temperatura de la superficie Tw es lo suficientemente elevada, la tasa ω7 de la reacción de adsorción/desorción del CO puede verse desplazada hacia la desorción del CO, dejando de este modo huecos libres en la matriz, lo que permitiría una reacción autosostenida, controlada por el ritmo de adsorción de O2. A temperaturas mayores de 900 K, la cinética de la reacción se invierte, pasando a estar controlada por el ritmo de adsorción del CO. En estas condiciones, puede llegar a producirse la extinción si la superficie se enfría y las concentraciones de cualquiera de ambas especies alcanzan los


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valores θCO, θO ∼ 1 (Treviño, 2000). Una descripción más detallada de la cinética de la reacción CO-O2 catalizada se encuentra en (Rinnemo, 1997b). Para comprobar estos efectos por la presencia de CO en la mezcla, se realiza con el módulo de cálculo independiente un nuevo análisis paramétrico a partir de las mismas condiciones de referencia de la sección anterior (es decir, p=100300 Pa, T∞=356 K, X∞

vap=0.318, X∞H2=0.0526), añadiéndose de forma instantánea una concentración

adicional de CO (X∞CO) en la mezcla transcurrido un tiempo de retraso tCO. Este

momento de aparición de CO en el entorno del PAR se hará coincidir con momentos representativos de la curva de arranque del PAR: condiciones iniciales (tCO=0 s), al comienzo del transitorio de arranque (tCO=1000 s), en la mitad de dicho transitorio (tCO=1250 s), y al final del transitorio, una vez se está alcanzando el régimen de reacción estacionario (tCO=1500 s). Las Figuras 6.4, 6.5, 6.6 y 6.7 muestran los resultados del análisis para una concentración de CO del 1% (X∞

CO=0.01) durante los primeros 50 minutos del transitorio de funcionamiento del PAR. En ellas se muestra el efecto del envenenamiento por CO en superficies frías durante los primeros instantes (tCO=0, 1000 s) al ocupar casi completamente los huecos (θCO→1 en la Figura 6.4) mediante el desplazamiento del resto de especies (por ejemplo, θO→0 en la Figura 6.5). Esto imposibilita la aparición o la continuación de reacciones H-O en la superficie, pues quedan muy pocos huecos disponibles para los procesos de adsorción, reacción y desorción (θv cae por debajo del valor 10-5 en la Figura 6.6). Por tanto, la temperatura sólo es capaz de incrementarse unos 20 K hasta Tw=378 K por efecto de las reacciones H2-O2 justo antes de que el CO se haga presente. Por su parte, la Figura 6.7 muestra la evolución de la temperatura de la superficie Tw. Los bajos valores para tCO=0 y tCO=1000 s son indicativos de ausencia de reacciones o de la extinción temprana de las mismas. Sin embargo, si las reacciones de recombinación H-O se han iniciado y la temperatura de la superficie Tw se eleva por encima de unos 750 K (tCO=1250, 1500 s), el efecto inicial del desplazamiento de los radicales O de la superficie por efecto de la adsorción de CO (Figuras 6.4 y 6.5) se ve compensado por la reacción superficial CO-O, viable a temperaturas más altas. Se forma así una mayor fracción de huecos vacíos suficiente como para que la reacción se mantenga (Figura 6.6). Puede observarse un comportamiento oscilatorio en la tasa de reacción y las variables θO y θCO. Si se atiende a la temperatura de la placa, ésta alcanza el valor Tw=887 K, en torno al valor indicado por (Treviño, 2000) en el que los procesos de adsorción de CO y O2 se alternan en el control de la tasa de reacción. La reacción H2-O2 proporciona la energía suficiente para que la placa no se enfríe, evitando así la extinción de la reacción. No obstante, el CO y el O se alternan en su papel de reactivo predominante en la superficie. Los máximos de θCO coinciden con los mínimos de θO y viceversa. Los valores de θCO se encuentran en el rango [10-4, 10-2], los de θO varían en [10-2, 1], de modo que θv oscila en torno a [0.1, 1]. Las tasas de recombinación también varían en torno a los 660 g/h para la reacción CO-O2 y unos 750 g/h para H2-O2, mostrando mínimos coincidentes con los mínimos de θO.

Capítulo 6

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CO

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once

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tion

( θC

O)

tco=0 s

tco=1000 s

tco=1250 s

tco=1500 s

Figura 6.4 Efecto de la aparición instantánea de un 1% de CO en la mezcla de referencia en diferentes instantes tCO durante la fase de arranque del PAR. Evolución temporal de θCO según el modelo PARUPM en módulo aislado.

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cent

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O)

tco=0 stco=1000 sReferencetco=1250 stco=1500 s

Figura 6.5 Efecto de la aparición instantánea de un 1% de CO en la mezcla de referencia en diferentes instantes tCO durante la fase de arranque del PAR. Evolución temporal de θO según el modelo PARUPM en módulo aislado.

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time (s)

Void

site

frac

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urfa

ce c

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( θv)


Figura 6.6 Efecto de la aparición instantánea de un 1% de CO en la mezcla de referencia en diferentes instantes tCO durante la fase de arranque del PAR. Evolución temporal de θv según el modelo PARUPM en módulo aislado.

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Plat

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)


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Figura 6.7 Efecto de la aparición instantánea de un 1% de CO en la mezcla de referencia en diferentes instantes tCO durante la fase de arranque del PAR. Evolución temporal de Tw según el modelo PARUPM en módulo aislado.

Capítulo 6

Las Figuras 6.8, 6.9, 6.10 y 6.11 ilustran cuál es el comportamiento a esperar en caso de que se incremente algo más la presión parcial de CO en la atmósfera que envuelve al PAR. En concreto, se introduce ahora una fracción molar de CO del 5% (X∞

CO=0.05) en los mismos instantes de tiempo. En las situaciones donde se ha producido la ignición estable de la mezcla (tCO=1250 y 1500 s) se alcanza ya un comportamiento estacionario: θCO=5.2×10-5 (Figura 6.8), θO=0.69 (Figura 6.9), θv=0.33 (Figura 6.10). Esta situación se alcanza a una temperatura Tw=1063 K (Figura 6.11) suficientemente por encima del umbral de 900 K. Por tanto, la tasa de reacción se encuentra totalmente dominada por la adsorción de CO (el reactivo en minoría con respecto a los radicales O). Las tasas de reacción ascienden a unos 350 g/h para el H2 y 3920 g/h para el CO, confirmando así los resultados respecto a tasas de recombinación semejantes para H2 y CO observados por AECL en sus experimentos. Sin embargo, el período de transición necesario para alcanzar las condiciones de estado estacionario se ha incrementado significativamente hasta los 4000 s.

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tco=0 s

tco=1000 s

tco=1250 s

tco=1500 s

Figura 6.8 Efecto de la aparición instantánea de un 5% de CO en la mezcla de referencia en diferentes instantes tCO durante la fase de arranque del PAR. Evolución temporal de θCO según el modelo PARUPM en módulo aislado.

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n ( θ

O)


Figura 6.9 Efecto de la aparición instantánea de un 5% de CO en la mezcla de referencia en diferentes instantes tCO durante la fase de arranque del PAR. Evolución temporal de θO según el modelo PARUPM en módulo aislado.

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site

frac

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ce c

onc.

( θv)


Figura 6.10 Efecto de la aparición instantánea de un 5% de CO en la mezcla de referencia en diferentes instantes tCO durante la fase de arranque del PAR. Evolución temporal de θV según el modelo PARUPM en módulo aislado.

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Figura 6.11 Efecto de la aparición instantánea de un 5% de CO en la mezcla de referencia en diferentes instantes tCO durante la fase de arranque del PAR. Evolución temporal de Tw según el modelo PARUPM en módulo aislado. A modo de conclusiones, este análisis ha permitido mostrar lo siguiente: • El modelo PARUPM es capaz de proporcionar información detallada sobre los

procesos físico-químicos que tienen lugar durante el transitorio de arranque de un PAR en condiciones normales de funcionamiento.

• Las pérdidas de calor por convección posibilitan que, a largo plazo, la reacción tenga

lugar a temperaturas de placa suficientemente bajas. • La transmisión de calor por radiación, sin embargo, parece más bien afectar a los

procesos de arranque del recombinador (química superficial), pues establecen la duración de dicho transitorio y, una vez alcanzado el estacionario, las condiciones del mismo dependen muy poco de la radiación.

• La duración del transitorio y las propiedades del estado estacionario se ajustan a los

datos experimentales conocidos.

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• En cuanto al análisis con CO, a pesar de la carencia de datos experimentales detallados, el modelo PARUPM ha permitido realizar el análisis detallado para condiciones XCO iguales a 1% y a 5%.

• En ambos casos, se ha observado la combustión de CO, permitida por las altas

temperaturas en la placa. • No obstante en el caso con 1% de CO, la temperatura estable de la placa se

encuentra cerca de los 900 K, valor en el que los que los procesos de adsorción de CO y O2 se alternan en el control de la tasa de reacción.

• En el caso de 5% de CO, la mayor temperatura de la placa hace que la reacción se

encuentre totalmente dominada por la adsorción de CO.

Capítulo 7 EJERCICIOS DE VALIDACIÓN DEL MODELO PARUPM Como diversos ejercicios de validación del modelo propuesto en el Capítulo 5, éste se ha contrastado frente a los resultados de distintos experimentos y modelos disponibles en la bibliografía: Validación del módulo independiente (cálculos estacionarios): • Experimentos Gx de Battelle (Gx6 y Gx8) • Experimentos Zx de Battelle • Correlaciones de la Universidad de Pisa y Framatome-ANP • Experimentos Reko3 del FzJ Validación del módulo acoplado a códigos de cálculo (cálculos transitorios): • Experimentos Zx de Battelle (Zx08 y Zx02) • Ejercicio PARIS de intercomparación de códigos y modelos (SARNET) 7.1 CÁLCULOS ESTACIONARIOS. VALIDACIÓN DEL MÓDULO INDEPENDIENTE En esta sección se presentan los ejercicios de validación del modelo de PAR propuesto en el Capítulo 5 que da origen al módulo PARUPM.f, cuya ejecución se ha aplicado a diversas situaciones de las que se dispone de datos experimentales. Por el carácter del propio código, las condiciones externas se supondrán fijas en el tiempo por lo que, salvo que se dispusiera de datos sobre el transitorio de arranque, el principal carácter de la validación de este modelo correspondería al cálculo del régimen transitorio de funcionamiento para unas condiciones de la atmósfera exterior ([Xi], p, T) fijas. Conviene indicar que, ante la ausencia de especificaciones de los experimentos sobre el valor de la densidad superficial de huecos libres Γ, en todas las simulaciones se ha supuesto un valor igual a 2×10-5 mol/m2, según se encuentra típicamente en la bibliografía. Por tanto, es en este apartado donde puede efectuarse también la comparación con las predicciones de los modelos tipo correlación utilizados en los distintos códigos de cálculo. 7.1.1 Experimentos de la serie Gx en la BMC La Battelle Model Containment (BMC) es una instalación experimental propiedad de Battelle Ingenieurtechnik GmbH ubicada en Frankfurt, en la que durante los años 1990s se realizaron varias series de experimentos para analizar el comportamiento de distintos tipos de recombinador en diversas condiciones. En el Capítulo 2 se proporciona una descripción más completa de la instalación y de cuantos experimentos se realizaron en ella.

Capítulo 7

En la serie de experimentos Gx se utilizó un recombinador de placas (precursores del diseño Framatome-ANP) de acero inoxidable recubiertas de Pt, dispuestos en un subconjunto de compartimentos de la BMC que totalizaban un volumen libre de 209 m3. El prototipo utilizado constaba de una batería de 16 placas de 15 cm de altura, 11.6 cm de anchura y 0.5 mm de espesor, con un espaciado entre placas de 1 cm, ubicada en la parte inferior de una carcasa prismática de aproximadamente 1 m de altura (1025 mm), 11.6 cm de frente y 16 cm de fondo, en cuya parte inferior se dispuso una tobera de admisión también prismática de 575 mm de altura para uniformizar el flujo a la entrada de la batería de placas. De este modo, se trabajó con un dispositivo exageradamente esbelto. Como particularidad de este experimento, el canal de flujo se dispuso adosado a una de las paredes del recinto, con las placas catalíticas orientadas en paralelo a la pared (ver Figura 7.1).

Figura 7.1 Recombinador prototipo empleado en los experimentos Gx de la BMC (Kanzleiter, 1991a) y (Heitsch, 2000). La instrumentación de medida constaba de: • Termopares sobre las placas, en el interior del canal de admisión y en el conducto de

descarga, cerca de la rejilla de salida. • Un anemómetro en el canal de admisión.

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Ejercicios de Validación del Modelo PARUPM

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• Medidores de concentración de H2 en la admisión y junto a la rejilla de salida. Aunque no se dispone de resultados detallados de la evolución de los experimentos, sí se pudo acceder a algunos resultados experimentales, proporcionados por Heitsch en la validación de sus análisis de los experimentos Gx6 y Gx8 realizados con el código CFX-4.1 (Heitsch, 2000). Con el fin de analizar adecuadamente el comportamiento del recombinador, Heitsch seleccionó un par de puntos de funcionamiento cuasi-estacionario en los que basar la validación. De este modo, para el ejercicio de validación puede aplicarse el módulo standalone del modelo de PAR, suponiendo las condiciones exteriores fijas en el tiempo y obteniendo el resultado para el estado estacionario. Los resultados obtenidos en los puntos seleccionados han sido los siguientes: Gx6(355K, 30% vap, 2.93% H2) Gx8(373 K, 60% vap, 8% H2) Exper CFX PARUPM Exper CFX PARUPM TasaRec (mg/s) 1.71 1.74 1.87 3.94 4.75 4.15 Tw (K) 535-632 620 687 550-750 965 908 Q (W) 205 209 216 472 570 552 Donde se aprecia una buena correlación del modelo propuesto con los resultados experimentales y numéricos. Conviene indicar que la simulación (Heitsch, 2000) no tuvo en cuenta pérdidas de calor por radiación en la placa, por lo que el punto de funcionamiento del PAR tiene lugar en unas condiciones de temperatura más elevada, según se ha avanzado en el estudio paramétrico. 7.1.2 Experimentos de la serie Zx en la BMC La serie Zx (Kanzleiter, 1997a, b y c) fue la más importante de las que en cuanto a recombinación de hidrógeno se llevaron a cabo en esta instalación, pues en ella se simularon condiciones realistas de la fenomenología propia de la contención en situación de accidente severo, en cuanto a: • Geometría completa de la BMC • Liberación de H2 con y sin vapor • Condiciones de atmósfera estratificada y homogénea • Actuación del rociado • Fenómenos de convección natural • Interacción de los PARs con la atmósfera de contención Los experimentos Zx03, Zx04 y Zx08 se realizaron dentro del proyecto VOASM del IV Programa Marco de Investigación de la CE, mientras que los Zx02 y Zx05 lo fueron en el proyecto HYMI. Ambos proyectos fueron participados por el Departamento de Ingeniería Nuclear de la ETSII-UPM, gracias lo cual se dispone de información detallada de algunos de ellos. Los experimentos fueron cofinanciados por el Ministerio de Educación, Ciencia, Investigación y Tecnología de Alemania Federal (BMFT) bajo contrato con el GRS.

Capítulo 7

- 196 -

En estos experimentos se dispuso a la vez de tres recombinadores de diseño real en diferentes recintos de la instalación BMC: • Reco#1: de diseño Siemens (actualmente Framatome-ANP) modelo FR90-150.

Recombinador de 15 placas de acero inoxidable recubiertas de Pt, de 14 cm de altura y 13 cm de anchura, espesor de 0.1 mm y espaciadas 1 cm. La carcasa es de forma prismática, de 1 m de altura, 20 cm de frente y 166 mm de fondo. Se colocó entre los habitáculos R1 y R3 de la BMC.

• Reco#2: de diseño NIS (a escala 1/8) formado por 11 cartuchos de bolitas cerámicas de Al2O3 de 2 a 4 mm de diámetro y recubiertas de Pd. Los cartuchos son de 20 cm de alto, 45 de ancho y 1 cm de grosor y se encuentran espaciados 1 cm. Los cartuchos se alojan en la parte prismática de la carcasa, y están coronados por un colector con reducción de la sección de paso para acelerar el flujo. La altura total del dispositivo es de 76 cm. En algunos experimentos se dispuso, además, una chimenea para aumentar el tiro natural a través del PAR. Esta chimenea era de 50 cm de altura en los experimentos Zx02 y Zx05, y de 1 m en los Zx03 y Zx04. El PAR#2 se ubicó en la base del domo de la contención, compartimento R9 superior.

• Reco#3: también de diseño Siemens, modelo FR90-320. El diseño es en todo semejante al PAR#1, pero con 32 placas en lugar de 15. Por lo tanto, las dimensiones del dispositivo son de 1 m de altura, 37 cm de frente y 166 mm de fondo. Se encontraba ubicado en la parte baja del compartimento R9 inferior, en consecuencia, en una situación bastante desfavorable para su funcionamiento óptimo teniendo en cuenta que la liberación de hidrógeno tenía lugar en el compartimento R3 o en el R2.

La instrumentación utilizada en los experimentos Zx incluía: • presión en la BMC: dos transductores redundantes en el recinto anular R9. • Tatm y [vapor] en saturación: 40 termopares NiCrNi en los distintos habitáculos. • Tparedes: 22 termopares de NiCrNi en paredes, suelos y techos. • Velocidad de flujo: tres caudalímetros de turbina redundantes en las tres uniones

(U49A, U69, U89) entre el recinto anular R9 y los compartimentos R4, R6 y R8, respectivamente.

• Nivel de agua: sensores capacitivos en sumideros de R3, R4, R6, R8 y R9 anular. • [H2] y composición del gas: 25 puntos de toma de muestras en contención. El H2 se

mide de forma remota en base seca (es decir, el vapor presente se enfría, condensa y extrae de la línea).

En cuanto a los recombinadores, con el fin de determinar su tasa de recombinación, estaban instrumentados con: • Reco#1: una tobera de admisión de 300 mm de largo, con un termopar, un

caudalímetro de turbina y un punto de muestreo de gases en la embocadura. Junto a la rejilla de descarga, un punto de muestreo de gases y un termopar en el interior de la corriente.

• Reco#2: una tobera de admisión de 300 mm de largo, con un termopar, un caudalímetro de turbina y una toma de muestreo de gases. Tres termopares más en el


- 197 -

cuerpo principal del PAR: uno en el cartucho central, otro en un cartucho lateral y el tercero en el exterior de la carcasa. En el colector de descarga, una toma de muestras de gases y un termopar.

• Reco#3: una tobera de admisión de 300 mm de largo, con un termopar, un caudalímetro de turbina y un punto de muestreo de gases en la embocadura. Tres termopares en el exterior de la carcasa del PAR: dos a la altura de las placas y uno cerca de su desembocadura. Junto a la rejilla de descarga, un punto de muestreo de gases y un termopar en el interior de la corriente.

En esta serie experimental –también denominada Multi-Reco al operar varios recombinadores simultáneamente– se mantuvo la misma configuración de la geometría de la BMC, con los compartimentos R5 y R7 aislados y la apertura completa de las conexiones entre los compartimentos R3-R1-R2 para formar un gran espacio central. De este modo, el volumen total disponible en los experimentos fue de 558 m3. La liberación de H2 y, eventualmente, de vapor, podía tener lugar desde el recinto R3 (en la parte inferior del cilindro central) o desde el R2 (parte alta del mismo). La realización de los experimentos Zx permitió caracterizar una serie de puntos de funcionamiento instantáneo de los PARs en las distintas condiciones de composición, temperatura y presión de los recintos en que se encontrasen. Como resultado, por ejemplo, la Universitá degli Studi di Pisa desarrolló unas correlaciones empíricas para simular el funcionamiento de los PARs utilizados en los experimentos Zx (Carcassi, 1997) dentro de los proyectos HYMI y VOASM. Dichas correlaciones son de aplicación al funcionamiento del PAR “en caliente” y no son, por tanto, aplicables al transitorio de arranque de los dispositivos. Ante la rápida respuesta del dispositivo una vez en caliente ante cambios pequeños y graduales de las condiciones de la atmósfera circundante (reacción dominada por el transporte difusivo de las especies), puede suponerse que los puntos de funcionamiento así obtenidos son suficientemente representativos del funcionamiento en estado estacionario, si bien no lo serían en sentido estricto hasta transcurrido un tiempo suficientemente largo. Las correlaciones de la Universidad de Pisa proporcionan la tasa de recombinación TR (en kg/h) en función de la [H2] (en mol/m3) y se ajustan a expresiones potenciales del tipo: TR=K [H2]m constantes K y m a determinar [7.1] O, en su defecto, se proporcionan también ajustes lineales: TR= A[H2]-B con A y B a determinar (presenta el problema TR<0 para

valores muy bajos de la [H2], por lo que precisa de un umbral de corte) [7.2]

Por otro lado, los únicos recombinadores que mantuvieron su configuración a lo largo de todos los experimentos fueron los Recos #1 y #3 (diseño Siemens), pues el Reco#2 (diseño NIS 1/8) fue dotado de distintos tipos de chimenea. Además, por las características del experimento Zx05 (atmósfera de contención estratificada), el Reco#3

Capítulo 7

- 198 -

estaba situado en una posición desfavorable a su funcionamiento óptimo (gradiente de densidades opuesto). Por estas razones: • Las correlaciones proporcionadas por la Universidad de Pisa para el Reco#2 están

determinadas por la configuración de la chimenea acoplada al mismo. • Las correlaciones de la Universidad de Pisa para el Reco#3 están determinadas por

las condiciones de gradiente inverso de densidades en la atmósfera exterior en el experimento Zx05.

De forma que, salvo que se pretenda simular específicamente tales situaciones, se entiende que dichas correlaciones son de una aplicación limitada a las condiciones específicas del experimento en que se obtuvieron. Así, los puntos de funcionamiento obtenidos para los Recos#1 y #3 en los experimentos Zx08 y 02 lo fueron para PARs de una configuración conocida no modificada y en condiciones de atmósfera prácticamente homogénea. Pueden, por tanto, utilizarse como representativos del funcionamiento de los dispositivos en condiciones de entorno homogéneo y se utilizarán para el ejercicio de validación. Estos puntos experimentales, junto con las tendencias correspondientes a las correlaciones de la Universidad de Pisa y de Framatome-ANP, se muestran en la Figura 7.2 comparados con los resultados de la ejecución del módulo PARUPM.f para situación estacionaria. También se incluyen los puntos de funcionamiento estacionario de los experimentos Gx6 y Gx8. Con el fin de hacer equiparables tanto las diferentes configuraciones de los PARs reproducidos como las diferentes condiciones experimentales, las variables de representación adecuadas son la potencia recombinadora por unidad de superficie catalítica (en g/h por m2) en función de la concentración molar de H2 (en moles/m3). A la vista de la Figura 7.2, puede apreciarse, como resultado de este ejercicio de validación, que: • Los valores proporcionados por el modelo PARUPM se encuentran dentro de la

dispersión de los valores experimentales y de las correlaciones, aunque mostrando una ligera tendencia a la sobrestimación en valores bajos de la [H2] entre 0.5 y 1 mol/m3.

• Las correlaciones desarrolladas por la Universidad de Pisa o por el fabricante Framatome-ANP muestran su mejor ajuste en valores de [H2] medias o bajas, donde existen más puntos experimentales. Por el contrario, muestran una mayor dispersión a concentraciones elevadas, donde existen muy pocos puntos experimentales.

• Para este rango de condiciones de operación, el modelo lineal de la Universidad de Pisa se comporta mejor que el modelo potencial, si bien presenta el problema de la abscisa no nula para TR=0.

• No obstante, la tasa de recombinación normalizada puede muy bien aproximarse por una ley lineal a concentraciones de hidrógeno bajas y moderadas (por debajo de 2 mol/m3).


0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3Concentración de H2 (mol/m3)

Tasa

reco

mb

de H

2 por

uni

dad

de s

uper

f (g/

h y

m2) Zx08-Reco#1

Zx08-Reco#3Zx02-Reco#1Zx02-Reco#3Gx08Gx06UPisa (potencia)UPisa (lineal)Framatome-ANPUPM

Figura 7.2 Comparación de los resultados del modelo standalone PARUPM con los resultados experimentales de los experimentos seleccionados de las series Zx y Gx en la BMC (símbolos sueltos) así como con los obtenidos a través de las correlaciones de la Universidad de Pisa y de Framatome-ANP. 7.1.3 Validación frente a los experimentos Reko-3 del FzJ El modelo desarrollado en el módulo independiente PARUPM.f se ha aplicado también a los experimentos realizados por el FzJ en la instalación Reko-3 (Drinovac, 2006), descrita en el Capítulo 2. La principal característica de estos experimentos es que se realizan en condiciones de flujo forzado, con el fin de caracterizar el caudal de las distintas especies que pasa a través del recombinador. El objetivo de los experimentos Reko-3, aún en período de planificación y ejecución, es la investigación de los procesos detallados que tienen lugar en los recombinadores de tipo placa (cinética de las reacciones, temperaturas del catalizador, transferencia de calor, etc), para lo cual es necesario disponer de un estricto control de las condiciones de la corriente de gases.

- 199 -

Los experimentos se realizan a presión atmosférica, primero introduciendo aire puro en las condiciones previstas de caudal y temperatura. A continuación, se va añadiendo progresivamente el H2 (comenzando por un 2% vol.), reduciendo el caudal de aire para mantener constante el caudal volumétrico total. La temperatura de las placas catalíticas se ve incrementada por la reacción química y, cuando se alcanza el estado estacionario (tras unos 30 a 60 minutos), se realizan las medidas de concentración en la corriente por la inserción de una probeta en 14 posiciones verticales a lo largo del canal central. La inserción de esta probeta altera la temperatura de las placas al eclipsar la radiación de calor, produciendo un pequeño descenso en las lecturas de los distintos termopares a los

Capítulo 7

que se acerca. Finalizada la fase de medida, se realiza una última medición de la concentración en la sección de entrada para comprobar la consistencia de los datos. Una vez comprobados, se pasa al siguiente valor de XH2. La operación de la instalación se inició en Agosto de 2000, y continúa operativa desde entonces, habiéndose realizado hasta ahora las siguientes series experimentales y configuraciones: • Serie H: 4 placas con recubrimiento catalítico parcial o total, experimentadas en

condiciones de atmósfera seca. • Serie K: 4 placas con recubrimiento catalítico completo más otras 3 sin recubrir, en

atmósfera seca. • Serie N: 4 placas con recubrimiento catalítico total, atmósfera húmeda. Si bien la instalación Reko-3 corresponde a una configuración de flujo forzado y controlado en las líneas de inyección y, aunque el modelo propuesto en el presente trabajo se aplica de forma estricta a las condiciones de flujo por convección natural, se ha considerado de gran utilidad la comparación con estos experimentos por ser los únicos que hasta la fecha han proporcionado datos exhaustivos sobre el caudal en el canal y sobre el perfil de temperaturas a lo largo de las placas, utilizando el promedio de la misma como valor representativo con el que comparar el resultado único del modelo PARUPM.f. El ejercicio de validación realizado se refiere a los experimentos con placas prototípicas del diseño Siemens o Framatome-ANP, fabricadas en acero 1.4571 recubiertas con platino por toda su superficie y de 1.5 mm de espesor y dimensiones 143 mm de altura por 143 mm de anchura (escala real). En los experimentos analizados se dispusieron cuatro placas paralelas con una separación de 8.5 mm. Los conjuntos de datos facilitados corresponden a las siguientes condiciones: • Aire seco, T=25ºC, u=0.25, 0.5 y 0.8 m/s, XH2=1, 2, 3, 4 y 5% vol. • Idénticas condiciones, pero con T=110 ºC. • Idénticas condiciones, con T=110 ºC y un 20%vol. de vapor. Según se ha mencionado en el Capítulo 5, la velocidad de la corriente en el canal no constituye en sí misma una variable del problema en el módulo PARUPM. Por tratarse de un problema de convección natural desaparece al adimensionalizar las ecuaciones, si bien puede establecerse como parámetro de comparación el valor de la velocidad a la entrada proporcionado por la expresión [5.42]

cw

ww gLUρρρ

ρρ −

= ∞

∞0 [7.3]

suponiendo flujo totalmente desarrollado y un valor de Lc del orden de L. La ejecución del módulo independiente PARUPM en las condiciones de los experimentos

- 200 -


Reko3 ha proporcionado valores de U0 del orden de unos 0.5/s en el estado estacionario, completamente en el rango de los mismos. De esta forma, los resultados de los cálculos del modelo de convección natural para una mezcla de condiciones dadas se contrastarán con las líneas de tendencia de los distintos experimentos realizados en las mismas condiciones con los diferentes caudales.

Reko3 - Temperatura de la Placa (ºC)Mezcla a T=25ºC

XH2=5%

XH2=4%

XH2=3%

XH2=2%

XH2=1%

0

100

200

300

400

500

600

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

velocidad de entrada al canal (m/s)

Tem

pera

tura

(ºC

)

XH2=1% XH2=2% XH2=3%XH2=4% XH2=5% UPM Lpar=0.4LUPM Lpar=0.7L UPM Lpar=L UPM Lpar=1.5L

Figura 7.3a Comparación de los resultados del módulo standalone PARUPM con los del experimento Reko3 a T=25ºC. Temperatura de las placas. Las Figuras 7.3a, b y c muestran los resultados del modelo PARUPM para la temperatura de las placas (ºC) representados frente a la velocidad en el canal para los distintos valores de XH2.Los resultados de la simulación con un valor de la longitud característica Lc igual a la longitud de la placa L se indican con el símbolo del triángulo negro. La elección del valor de este parámetro se establece a priori, pues en [7.3] el valor de la densidad a la salida del canal de recombinación se encuentra entre ρ∞ y ρw, siendo igual a esta última sólo en el caso de que pueda asumirse la hipótesis de canal infinitamente largo (ver Capítulo 5). Para no penalizar excesivamente el modelo de cálculo, se adopta ρw como densidad de la corriente saliente en todas las condiciones, por lo que un valor de Lc/L del orden de 1.0 puede ser una indicación de que la hipótesis es válida. De este modo, en la Figura 7.3a puede observarse que, para las mezclas H2/aire seco consideradas a 25ºC de temperatura, las predicciones del modelo PARUPM se ajustan a los resultados experimentales de temperatura de la placa para XH2=3% vol. con Lc∼L, siendo de hasta 1.5 L a concentraciones más bajas e inferior a concentraciones mayores.

- 201 -

Capítulo 7

Reko3 - Temperatura de la Placa (ºC)Mezcla a T=110ºC

XH2=1%

XH2=2%

XH2=3%

XH2=4%

XH2=5%

0

100

200

300

400

500

600

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8


Tem

pera

tura

(ºC

)

XH2=1% XH2=2% XH2=3%XH2=4% XH2=5% UPM Lpar=0.4LUPM Lpar=0.7L UPM Lpar=L

Figura 7.3b Comparación de los resultados del módulo standalone PARUPM con los del experimento Reko3 a T=110ºC. Temperatura de las placas.

Reko3 - Temperatura de la Placa (ºC)Mezcla a T=110ºC con 20% vapor

XH2=5%

XH2=4%

XH2=3%

XH2=2%

XH2=1%

0

100

200

300

400

500

600

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8


Tem

pera

tura

(ºC

)

XH2=1% XH2=2% XH2=3%XH2=4% XH2=5% UPM Lpar=0.4LUPM Lpar=0.7L UPM Lpar=L

Figura 7.3c Comparación de los resultados del módulo standalone PARUPM con los del experimento Reko3 a T=110ºC y un 20% de vapor. Temperatura de las placas.

- 202 -


Al no depender la solución del modelo PARUPM fuertemente del valor de la velocidad U0, también se comprueba que se obtiene el mismo valor de temperatura de la placa para unas condiciones dadas de la mezcla que se introduce en el canal, independientemente del valor de la longitud característica elegido. A continuación, si bien las Figuras 7.3b y c muestran resultados muy similares para T=110ºC, se observa una temperatura de las placas algo menor en el experimento realizado en presencia de vapor. En todos los casos, el ajuste del modelo se obtiene con valores de la dimensión característica de la fuerza de flotación del orden de 1.0 L para XH2=1% vol y decreciendo cuanto más rica es la mezcla. Las Figuras 7.4a, b y c siguientes muestran una comparación en los mismos términos, pero en relación a la tasa de recombinación TR medida en (g/h). El resultado de los análisis es paralelo al que se acaba de hacer en cuanto a la temperatura de placa, observándose una vez más cómo el valor obtenido de la tasa de recombinación no se ve afectado por la determinación de la velocidad de entrada de la corriente al canal en función de la longitud característica elegida.

Reko3 - Tasa de Recombinación de H2 (mol/h)T=25ºC

XH2=5%

XH2=4%

XH2=3%

XH2=2%

XH2=1%

0

5

10

15

20

25

30

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8


TR (m

ol/h

)

XH2=1%XH2=2%XH2=3%XH2=4%XH2=5%UPM Lpar=0.4LUPM Lpar=0.7LUPM Lpar=LUPM Lpar=1.5L

Figura 7.4a Comparación PARUPM-Reko3 a T=25ºC. TR frente a U0.

- 203 -

Capítulo 7

Reko3 - Tasa de Recombinación de H2 (mol/h)(T=110ºC)

XH2=5%

XH2=4%

XH2=3%

XH2=2%

XH2=1%

0

5

10

15

20

25

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

velocida de entrada al canal (m/s)

TR (m

ol/h

)

XH2=1%XH2=2%XH2=3%XH2=4%XH2=5%UPM Lpar=0.4LUPM Lpar=0.7LUPM Lpar=L

Figura 7.4b Comparación PARUPM-Reko3 a T=110ºC. TR frente a U0.

Reko3 - Tasa de Recombinación de H2 (mol/h)(T=110ºC + 20% vapor)

XH2=5%

XH2=4%

XH2=3%

XH2=2%

XH2=1%

0

5

10

15

20

25

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8


TR (m

ol/h

)

XH2=1%XH2=2%XH2=3%XH2=4%XH2=5%UPM Lpar=0.4LUPM Lpar=0.7LUPM Lpar=L

Figura 7.4c Comparación PARUPM-Reko3 a T=110ºC y 20% de vapor. TR frente a U0. A pesar de lo anterior, resulta más interesante el ejercicio de validación si se repara en que, en el rango de los experimentos Reko-3, se observa un comportamiento de la tasa de

- 204 -


recombinación de H2 (en mol/h) casi proporcional al caudal molar de flujo a través del canal (n-m3/h). Conviene observar que esta propiedad es característica de los modelos de funcionamiento de los recombinadores en condiciones estacionarias, cuando la tasa de reacción está dominada por los procesos de transporte de masa y no por las reacciones químicas en la superficie. De ahí que muchos de estos modelos sean de tipo correlación (Framatome-ANP, Universidad de Pisa) como muestra la Figura 7.2 o también semiempíricos de balance estacionario (Reinecke, 2004). De esta forma, se han representado conjuntamente los resultados de los experimentos realizados en las mismas condiciones en las Figuras 7.5a, b y c siguientes (las líneas continuas corresponden al ajuste lineal de los resultados experimentales). A la vista de estas Figuras, puede observarse que los resultados del modelo PARUPM ajustan los resultados para la T=25ºC con valores de Lc variable: del orden de 0.4 L para XH2=1% vol., incrementándose hasta 1.5 L para el 5% vol. Sin embargo, para T=110ºC se obtienen buenos ajustes para Lc del orden de 0.4 L.


XH2=5%

XH2=4%

XH2=3%

XH2=2%

XH2=1%

0

5

10

15

20

25

30

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

QH2 (nm3/h)

TR (m

ol/h

)

Reko-3

UPM Lpar=0.4L

UPM Lpar=0.7L

UPM Lpar=L

UPM Lpar=1.5L

Figura 7.5a Comparación PARUPM-Reko3 a T=25ºC. TR frente a QH2.

- 205 -

Capítulo 7


XH2=5%

XH2=4%

XH2=3%

XH2=2%

XH2=1%

0

5

10

15

20

25

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

QH2 (nm3/h)

TR (m

ol/h

)

Reko-3

UPM Lpar=0.4L

UPM Lpar=0.7L

UPM Lpar=L

Figura 7.5b Comparación PARUPM-Reko3 a T=110ºC. TR frente a QH2.

Reko3 - Tasa de Recombinación de H2 (mol/h)(T=110ºC + 20% vapor)

XH2=5%

XH2=4%

XH2=3%

XH2=2%

XH2=1%

0

5

10

15

20

25

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

QH2 (nm3/h)

TR (m

ol/h

)

Reko-3

UPM Lpar=0.4L

UPM Lpar=0.7L

UPM Lpar=L

Figura 7.5c Comparación PARUPM-Reko3 a T=110ºC y 20% de vapor. TR frente a QH2.

- 206 -


- 207 -

Como conclusiones de este ejercicio de validación pueden indicarse las siguientes: • Si bien los experimentos Reko-3 corresponden a condiciones de flujo forzado,

pueden simularse con el modelo PARUPM, aunque con ciertas limitaciones. • Si se admiten los experimentos Reko3 como representativos de las situaciones

homólogas en convección natural, con el modelo PARUPM se muestra que la longitud Lc característica de la escala de fuerzas ascensionales es del orden de la longitud de placa L (entre 0.4 y 1.0 veces L), con un valor más cercano a 0.4 L.

• Tal como demuestran los experimentos y correlaciones más conocidos, el modelo PARUPM también predice un comportamiento de la tasa de recombinación prácticamente proporcional al caudal volumétrico de hidrógeno a través del canal en este rango de condiciones.

7.2 CÁLCULOS TRANSITORIOS. VALIDACIÓN DEL MODELO ACOPLADO A CÓDIGOS DE CÁLCULO No se pretende en este trabajo realizar una validación exhaustiva del código MELCOR para la simulación de experimentos de distribución y mezcla del H2 como los Zx, para lo cual se refiere al lector interesado a la labor realizada por el Departamento de Ingeniería Nuclear de la ETSII-UPM (Pontejo, 1999). Como resultado de este y de otros trabajos se concluye que el código MELCOR muestra su mejor aplicabilidad –y, en general, los códigos de tipo L-P– en escenarios de composición homogénea, como se ha puesto de manifiesto en el Capítulo 2 y en otras referencias (OECD, 1999). Como consecuencia, y teniendo en cuenta el carácter transitorio de estos experimentos, el ejercicio de validación ha correspondido al módulo acoplado al código MELCOR 1.8.5, para que su alcance se extienda a la simulación completa del experimento. Ahora bien, por las limitaciones del código para la simulación de escenarios no homogéneos o estratificados, y por entenderse que las desviaciones en las predicciones del modelo de PAR serían en gran medida motivadas por las deficiencias del propio código MELCOR en proporcionar los resultados correctos de composición y temperatura en los distintos recintos de la BMC, el ejercicio de validación no ha comprendido estas situaciones (caso del experimento Zx05). Por todo lo anterior, la validación se ciñe a los escenarios de los experimentos Zx08 y Zx02, para la que se utilizará básicamente el esquema de nodalización de MELCOR diseñado en (Pontejo, 1999) e ilustrado en la Figura 7.6. Con el fin de tener en cuenta posibles efectos de borde en los canales laterales, el Reco#1 se ha supuesto compuesto de 13 placas (en lugar de 15) y el Reco#3 de 31 elementos (en lugar de 32).

Capítulo 7

Figura 7.6 Esquema MELCOR de la nodalización de la Battelle Model Containment (BMC) utilizado para la simulación de los experimentos Zx. 7.2.1 El experimento Zx08 El experimento Zx08 (Kanzleiter, 1997b) se realizó el 16 de agosto de 1996. Tras el cierre de las válvulas de aislamiento de la parte baja de la contención, se inyectó hidrógeno en el compartimento R3 (fondo del cilindro central), unos 2.8 kg en total, durante 1 hora y 46 minutos. Las condiciones de la atmósfera de contención antes de la inyección de H2 eran de atmósfera cuasi-homogénea y seca (0% de humedad): Temperatura en los distintos compartimentos

R9 domo entre 42.5 y 46.5 ºC R3 entre 42 y 46.5 ºC

R6 45 ºC R8 43 ºC presión total 1.012 bar [vapor] 0.0 %vol. La inyección de H2 se produjo a una tasa uniforme de aproximadamente 2 kg/h durante la primera hora, y reducida de forma escalonada en los 45 minutos siguientes. El inicio de la simulación (t=0 s) corresponde al aislamiento de la contención, de forma que la inyección de H2 comienza a los 2160 s (36 minutos). Los resultados de la simulación muestran la rápida evolución de la XH2 en el recinto R3, - 208 -


donde se encuentra el Reco#1 (Figura 7.7). Se aprecia la sobrestimación de esta propiedad en el recinto durante el transitorio de liberación de H2 en este recinto –de aproximadamente un 1% en términos absolutos– previsiblemente por las limitaciones de los códigos L-P ya apuntadas en el Capítulo 2 en cuanto a la aparición de chorros libres en receptáculos pequeños (Bachellerie, 2002). En el máximo, esta desviación es de un 0.5%, pasando a ser negativa durante el transitorio de evacuación de H2 del recinto. Lamentablemente, esta desviación condiciona la predicción de la tasa de recombinación del Reco#1 según el modelo PARUPM. Para ilustrar, se muestra también el resultado con la inclusión vía función de control de MELCOR (gracias a la opción IPROPT>0) del modelo de correlación de la Universitá degli Studi di Pisa, algo menos sensible al valor de la [H2], como puede comprobarse.

Zx08 XH2 en R3inf

0%

1%

2%

3%

4%

5%

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

X H2 (

%)

MELCOREXPER

Figura 7.7 Zx08: evolución de la fracción molar XH2 en el compartimento R3 de la BMC. Comparación del resultado MELCOR con las medidas experimentales. Para el Reco#2, ubicado en la región del domo del compartimento R9, se aplica el modelo de Fischer (opción IPROPT=0) implementado en MELCOR por ser de tipo NIS. La Figura 7.9 muestra el retraso en la predicción de la respuesta del recombinador en comparación con el experimento, independientemente del modelo con el que se simula.

- 209 -

Capítulo 7

Zx08 Reco#1

0.0E+00

1.0E-05

2.0E-05

3.0E-05

4.0E-05

5.0E-05

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

TR (k

g/s)

PARUPM-Reco#1UPisa-Reco#1EXPER-Reco#1

Figura 7.8 Zx08: evolución de la tasa de recombinación (TR) de H2 por el Reco#1. Comparación de las predicciones de los modelos PARUPM y Universidad de Pisa con los resultados experimentales.

Zx08 Reco#2

0.0E+00

2.0E-05

4.0E-05

6.0E-05

8.0E-05

1.0E-04

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

TR (k

g/s)


Figura 7.9 Zx08: evolución de la tasa de recombinación (TR) de H2 por el Reco#2. Comparación de las predicciones de los modelos de Fischer y de la Universidad de Pisa con los resultados experimentales.

- 210 -


Sin embargo, la evolución de la fracción molar de H2 (XH2) en la cúpula del edificio BMC –ilustrada en la Figura 7.10– muestra que este retraso no está condicionado por la composición del gas en este volumen de control, sino más bien lo contrario: la simulación de la tasa de recombinación por el Reco#2 conduce a valores inferiores durante el transitorio ascendente y valores superiores durante el tramo descendente, cuando en la composición de la atmósfera ocurre al revés. En todo caso, la correlación de la Universidad de Pisa proporciona resultados muy similares a los del modelo de Fischer en las mismas condiciones.

Zx08 XH2 en R9domo

0%

1%

2%

3%

4%

5%

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

X H2 (

%)

MELCOREXPER

Figura 7.10 Zx08: evolución de la fracción molar XH2 en el compartimento R9 domo de la BMC. Comparación del resultado MELCOR con las medidas experimentales. El funcionamiento del Reco#3 se muestra en las Figuras 7.11 y 7.12. Como en la ubicación anterior, la evolución de la XH2 en la atmósfera es similar a la medida en el experimento durante el transitorio ascendente (Figura 7.11), siendo algo inferior durante el descendente y con sobrestimación del máximo. Sin embargo, la evolución de la tasa de recombinación en las simulaciones (Figura 7.12) presenta un significativo retraso en el arranque frente al experimento, observable tanto para el modelo PARUPM como para el de la Universidad de Pisa. Para ambos modelos de cálculo, se aprecia que el arranque del Reco#3 se produce de forma efectiva cuando la XH2 en el recinto alcanza un valor del orden del 2%. Este valor umbral es un parámetro requerido para la aplicación de los modelos basados en una correlación –Universidad de Pisa– sin embargo, el modelo PARUPM (que no requiere valor umbral) parece confirmar este límite. En el caso del Reco#1, el arranque temprano es un resultado engañoso, pues lo que ocurre en ese habitáculo es que el código MELCOR anticipa un valor más elevado de la XH2 durante el transitorio ascendente, de manera que el umbral del 2% se alcanza coincidiendo con el punto de arranque del resultado experimental.

- 211 -

Capítulo 7

Zx08 XH2 en R9inferior

0%

1%

2%

3%

4%

5%

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

X H2 (

%)

MELCOREXPER

Figura 7.11 Zx08: evolución de la XH2 en el compartimento R9 inferior de la BMC. Comparación del resultado MELCOR con las medidas experimentales.

Zx08 Reco#3

0.0E+00

2.0E-05

4.0E-05

6.0E-05

8.0E-05

1.0E-04

1.2E-04

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

TR (k

g/s)



- 212 -


Como balance final, se recoge en la tabla la masa total de H2 recombinado por cada PAR (en kg) según las distintas simulaciones:

Zx08 masa rec (kg) Exper PARUPM UPisa Reco#1 0.621 0.536 0.546 Reco#2 0.733 0.828 0.762 Reco#3 1.243 1.221 1.132 TOTAL 2.597 2.586 2.441

Donde se muestra que, aunque la simulación PARUPM había sobrestimado inicialmente la tasa de recombinación de H2 por el Reco#1, ha ocurrido lo contrario en cuanto a la masa total integrada por dicho PAR. No obstante, esto se ha visto compensado por una mayor masa recombinada por el Reco#2, de modo que la masa total recombinada coincide con la constatada experimentalmente (2.6 kg). Sin embargo, cuando se utilizan las correlaciones de la Universidad de Pisa se produce una ligera subestimación de un 6%. Es importante indicar que esta deficiencia no tiene por qué deberse tanto a la correlación en sí como a la determinación de los criterios de concentración para arranque/parada del PAR necesarios para el uso de este tipo de modelos. Finalmente, puede realizarse una última comparación en cuanto al caudal volumétrico que atraviesa cada uno de los PARs, pues se dispone también de esta variable de salida en el fichero de resultados MELPTF. El valor de Qent (m3/s) es una de las variables de salida del modelo PARUPM pues, establecida la velocidad de entrada U0 al recombinador según la expresión [7.3], puede calcularse como

bhUQent 0= [7.4] expresión en la que interviene una vez más la longitud Lc característica de las fuerzas ascensionales por diferencia de densidad. Como ya se apuntó en el Capítulo 5, esta longitud Lc debe ser del orden de la altura H de la carcasa del PAR. En el diseño de los Recos#1 y #3, esta altura es de 1 m. No obstante, a partir de los experimentos Reko-3, se concluyó que una fracción del orden de 0.4 veces esta longitud característica ajusta mejor los resultados. Por tanto, se introducirán en las simulaciones valores de Lc iguales a 0.5 H para el Reco#1 y a 0.4 H para el Reco#3. Mientras que, para el modelo de PAR implementado en MELCOR en el módulo ESF (Gauntt, 2000), el caudal volumétrico puede obtenerse mediante el ajuste

bHent XaQ 2= [7.5]

Donde se proporcionan los valores a=0.67 m3/s y b=0.307 para recombinadores del tipo NIS. Al carecer de bibliografía relativa a los valores de los parámetros correspondientes para el diseño Siemens/Framatome-ANP, se emplearán los mismos valores por defecto para los Recos#1 y #3.

- 213 -

Capítulo 7

Zx08 Reco#1

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0 10000 20000 30000 40000 50000 60000 70000

tiempo (s)

caud

al Q

ent (

m3 /s

)

PARUPM-Reco#1

EXPER-Reco#1

UPisa-Reco#1

Figura 7.13 Zx08: caudal volumétrico a través del Reco#1.

Zx08 Reco#3

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

0.03

0.035

0.04

0.045

0 10000 20000 30000 40000 50000 60000 70000

tiempo (s)

caud

al Q

ent (

m3 /s

)

PARUPM-Reco#3EXPER-Reco#3UPisa-Reco#3

Figura 7.14 Zx08: caudal volumétrico a través del Reco#3. Los resultados se ilustran en las Figuras 7.13 para el Reco#1 y 7.14 para el Reco#3. Ambas figuras muestran que, en el caso del modelo PARUPM, la elección del valor Lc

- 214 -


- 215 -

permite ajustar el valor correspondiente al máximo de la curva, aunque sobrestimando este valor. Por otro lado, el valor de Qent con la expresión del modelo de Fischer queda claramente por debajo del valor experimental en el caso de los Recos#1 y #3. 7.2.2 El experimento Zx02 El experimento Zx02 (Kanzleiter, 1997a) se realizó el 29 de julio de 1996. Las condiciones fueron semejantes a las del Zx08 (misma geometría de la contención, atmósfera homogénea), si bien en este experimento se introdujo vapor en la instalación y se dotó al Reco#2 de una chimenea de 50 cm de altura. El experimento se inició con una fase de preacondicionamiento de la atmósfera y estructuras de la contención, que constó de: - inyección de vapor: primero desde la parte alta del compartimento R2 (duración 35 min) y después desde el fondo del compartimento R3 (1 h 49 min), en condiciones de presión del recinto constante (venteos al exterior abiertos) - finalizada la fase de inyección de vapor, se cerraron las válvulas de aislamiento del recinto y se siguió inyectando vapor para mantener constante la presión en el interior durante 1 hora más. Transcurrida esta fase de preacondicionamiento, las condiciones de la atmósfera de contención al inicio del experimento (instante inicial t=0) fueron las siguientes: Temperatura en los distintos compartimentos (y Xvapor)

R9 domo 76 ºC (40%) R9 anillo inf entre 71 y 74.5 ºC (32.5 a 38 %)

R3 entre 70.5 y 76.3 ºC (32 a 40.5 %) R6 68 ºC (29 %)

R8 72 ºC (34 %) presión total 1.004 bar En este momento (t=0 s en la simulación), se inyectó hidrógeno en el compartimento R3 (fondo del cilindro central), unos 2.9 kg en total, durante 2 horas y 7 minutos. También se introdujo vapor simultáneamente vapor en la misma ubicación para mantener la presión constante e igual a 1 bar. La inyección de H2 se produjo a escalones de 15-20 minutos de unos 2, 0, 1, 2, 1 y 2 kg/h, mientras que el vapor se introducía a razón de unos 500 kg/h y a unos 100 ºC. El comportamiento de los PARs durante el experimento y su simulación se muestra en las figuras siguientes. La Figura 7.15 muestra en las simulaciones un transitorio inicial de arranque en el Reco#1 a los 1500 s en el modelo PARUPM, no detectado en el experimento. Parece extraño que en estas circunstancias no se hubiera detectado el arranque del Reco#1 pues, en efecto, la Figura 7.16 muestra que, en ese período de tiempo, la XH2 en el máximo local a t=1250s es del orden del 1.8%, valor muy cercano al del límite de arranque de los PARs tipo Siemens. La correlación de la Universidad de Pisa predice también un arranque temprano a los 3000 s, cuando se alcanza el valor del 2%.

Capítulo 7

Zx02 Reco#1

0.0E+00

1.0E-05

2.0E-05

3.0E-05

4.0E-05

5.0E-05

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

TR (k

g/s)



Zx02 XH2 en R3inf

0%

1%

2%

3%

4%

5%

6%

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

X H2 (

%)

MELCOREXPER

Figura 7.16 Zx02: evolución de la fracción molar XH2 en el compartimento R3 de la BMC. Comparación del resultado MELCOR con las medidas experimentales.

- 216 -


Zx02 Reco#2

0.0E+00

2.0E-05

4.0E-05

6.0E-05

8.0E-05

1.0E-04

1.2E-04

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

TR (k

g/s)


Figura 7.17 Zx02: evolución de la tasa de recombinación (TR) de H2 por el Reco#2. Comparación de las predicciones de los modelos de Fischer y de la Universidad de Pisa con los resultados experimentales.

Zx02 XH2 en R9domo

0%

1%

2%

3%

4%

5%

6%

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

X H2 (

%)

MELCOREXPER

Figura 7.18 Zx02: evolución de la fracción molar XH2 en el compartimento R9 domo de la BMC. Comparación del resultado MELCOR con las medidas experimentales.

- 217 - Por otro lado, la pendiente de arranque en la curva experimental es casi vertical, lo que

Capítulo 7

indica un brusco arranque del dispositivo. Además el Reco#2, a pesar de ser de diseño NIS –de arranque más lento– ya ha iniciado su arranque a los 2000 s (Figura 7.17) con una evolución similar de la XH2, como muestra la Figura 7.18. Un proceso similar se observa en el Reco#3 (ver Figuras 7.19 y 7.20). La evolución de la XH2, según muestran las Figuras 7.16, 7.18 y 7.20, indica una rápida migración del H2 por todo el edificio, y los Recos#1 y #3 no muestran apenas retraso en su funcionamiento (Figuras 7.15 y 7.19). Esto puede deberse a la existencia de un patrón de circulación ya establecido en la atmósfera de la contención por la inyección de vapor y su condensación sobre las estructuras durante la fase de preacondicionamiento. En cuanto a la tasa de recombinación, las medidas experimentales (Kanzleiter, 1997a) parecen mostrar que, hasta que se produce su arranque, el Reco#3 se encuentra sometido a una situación de gradiente de densidades inverso (T y XH2 ligeramente mayores a la salida que a la entrada del PAR) que retrasaría su arranque. Aunque podría sospecharse la misma causa para el comportamiento del Reco#1, muy parecido al del Reco#3, no se ha podido constatar este extremo en el informe de resultados experimentales.

Zx02 Reco#3

0.0E+00

2.0E-05

4.0E-05

6.0E-05

8.0E-05

1.0E-04

1.2E-04

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

TR (k

g/s)



- 218 -


Zx02 XH2 en R9inferior

0%

1%

2%

3%

4%

5%

6%

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

X H2 (

%)

MELCOREXPER

Figura 7.20 Zx02: evolución de la XH2 en el compartimento R9 inferior de la BMC. Comparación del resultado MELCOR con las medidas experimentales. La hipótesis de homogeneidad de la atmósfera dentro de los volúmenes de control que albergan los PARs en la simulación MELCOR ha podido ser responsable de la no simulación de estos retrasos en el arranque, al menos en el caso del Reco#3. Como balance final, se muestra la masa total de H2 recombinado por cada PAR según las simulaciones:

Zx02 masa rec (kg) Exper PARUPM UPisa Reco#1 0.421 0.465 0.455 Reco#2 0.895 0.895 1.015 Reco#3 0.970 1.112 0.988 TOTAL 2.286 2.472 2.458

Donde se corrobora el análisis anterior en cuanto a la sobrestimación de la tasa de recombinación por los Recos#1 y #3 en la simulación con el modelo PARUPM –principalmente por su arranque temprano– y por el Reco#2 en la simulación con la correlación de la Universidad de Pisa. En cuanto a la masa total recombinada, la sobrestimación es de un 8% en el modelo PARUPM y de un 7.4% en el de la Universidad de Pisa.

- 219 -

Capítulo 7

Zx02 Reco#1

0

0.002

0.004

0.006

0.008

0.01

0.012

0.014

0.016

0.018

0.02

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

caud

al Q

ent (

m3 /s

)


Figura 7.21 Zx02: caudal volumétrico a través del Reco#1.

Zx02 Reco#3

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

0.03

0.035

0.04

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000

tiempo (s)

caud

al Q

ent (

m3 /s

)


Figura 7.22 Zx02: caudal volumétrico a través del Reco#3. Finalmente, las Figuras 7.21 y 7.22 muestran los resultados referentes al caudal volumétrico de entrada a los Recos#1 y #3 en las mismas hipótesis del experimento Zx08, con valores de Lc/H iguales a 0.4 para el Reco#1 y a 0.3 para el Reco#3.

- 220 -


- 221 -

7.2.3 Benchmark PARIS (SARNET) con MELCOR 1.8.5 y CFX-4.4 Finalmente, se muestra un ejercicio de verificación de códigos realizado como contribución del Departamento de Ingeniería Nuclear de la UPM en la red de excelencia SARNET dentro del 6º Programa Marco de Investigación de la UE. Se trata del ejercicio PAR Interaction Studies (PARIS) (Dabbene, 2007) y consiste en un ejercicio de intercomparación de resultados de códigos de cálculo (benchmarking) con los siguientes objetivos: • verificar la influencia de la posición del PAR (elevación) en la distribución del H2; • analizar las interacciones entre lazos convectivos inducidos por diferentes PARs; • comparación entre códigos CFD y L-P. Objetivos que están en principio alejados del propósito de validación de un modelo de PAR determinado, pero de utilidad para verificar el comportamiento del modelo PARUPM acoplado a un código de tipo CFD aunque, por el propio carácter del modelo en su estado actual, sea más adecuado el acoplamiento con códigos L-P. Un acoplamiento satisfactorio con códigos CFD permitiría posteriores desarrollos del modelo en las líneas apuntadas en el Capítulo 2. Con el fin de simplificar la obtención de resultados, en cuanto a costes computacionales razonables y a la obtención de una base de referencia, se requirió la consideración de una geometría simple en 2D y adiabática (Figura 7.23). De este modo, se evitarían tanto los patrones de flujo tridimensionales como la influencia en la evolución termodinámica de la atmósfera del recinto causada por las paredes por efecto de la condensación del vapor, factores que dificultarían la comparabilidad entre los resultados suministrados por los participantes. Como puede apreciarse en la Figura 7.23, la geometría a reproducir es simétrica respecto de un plano vertical central y corresponde a un habitáculo de forma rectangular H×W en el que se han dispuesto dos recombinadores gemelos en las paredes opuestas. Los PARs a simular son del tipo Siemens (Framatome-ANP) modelo FR90/1-150 de 15 placas de 15×15 cm, con un espesor de 0.1 mm y un espaciado de 1 cm entre placas. Las dimensiones de los PARs son h=1m y una base cuadrada de lado w=0.2 m. Las posiciones de los PAR en el habitáculo son (w, (H-h)/2)y (W-2w, (H-h)/2). Es decir, ambos PARs están situados a la misma altura, con sus planos centrales alineados con el del recinto, y situados a una distancia w de la pared correspondiente. La geometría del recinto está caracterizada por los parámetros siguientes: • PARH=H/h=5 • AR=W/H=1 Es decir, se trata de un recinto con un alzado de forma cuadrada de 5×5 m2 y una profundidad w=0.2m.

Capítulo 7

W

h

w

w

H

Figura 7.23 Esquema y dimensiones de un PAR de diseño Framatome-ANP FR90/1-150 (izquierda) y geometría de simulación 2D del ejercicio PARis de intercomparación (derecha). El modelo para el cálculo de la tasa de recombinación corresponde al de una correlación obtenida por Siemens: TRH2 = min(XH2 , 2XO2 , 0.08) (Ap+B) [7.6] Donde TRH2 se expresa en kg/s y Xi son las fracciones molares de los componentes indicados, p es la presión (en Pa) y A y B son los coeficientes de la regresión de tipo lineal de valores A=0.48×10-8 y B=0.58×10-3. A la vista de la correlación propuesta conviene indicar lo siguiente: - La correlación supone un comportamiento lineal de la tasa de recombinación de hidrógeno con la concentración en fracción molar del reactivo. - El reactivo limitante puede ser el H2 o el O2, según se trate de mezclas pobres o ricas. - La correlación proporciona un valor fijo de la tasa de recombinación a fracciones molares por encima del 8% de H2 en mezclas pobres y del 4% de O2 en mezclas ricas a una presión dada. Las condiciones iniciales del cálculo son: • Atmósfera homogénea de aire/H2/vapor a T1=393 K. • La masa de aire inicial es la presente a una p0=105 Pa y T0=298 K. • La fracción molar de H2 en aire seco es de XH2seco=5% vol. • El vapor se encuentra en saturación.

- 222 -


- 223 -

De esta forma, la presión total inicial viene determinada por la expresión: p1=psat(T1) + pair/(1-XH2seco) donde pair=T1p0/T0, de modo que las fracciones molares en la mezcla resultan: • Xair=pair/p1 • Xvap=psat(T1)/p1 • XH2=XH2seco(1-Xvap) Las condiciones de contorno son tales que: • no existen flujos de masa ni de energía a través de las fronteras del dominio fluido

representadas por las paredes • condiciones de no deslizamiento en las paredes la simulación consiste en un transitorio de 3000 s de duración, tras la cual debe proporcionarse la evolución temporal de las siguientes variables: V1 presión media en el recinto (Pa) V2 temperatura promedio en el recinto (K) V3,4,5,6 masas totales de H2, O2, vapor y N2 (kg) V7,8 caudales másicos de entrada a cada PAR (kg/s) V9,10 caudales de salida de los PARs si son diferentes de los de entrada (kg/s) V11,12 temperaturas de las corrientes entrantes a cada PAR (K) V13,14 temperaturas de las corrientes salientes si son distintas de las entrantes (K) V15 temperatura de las placas de cada uno de los PARs (K) Con el fin de poder caracterizar los procesos de transporte, se pide también caracterizar los gradientes verticales de determinadas propiedades: P1,2 componentes vertical y horizontal de la velocidad de la corriente (m/s) P3 XH2seco

P4 temperatura (K) proporcionando sus valores a lo largo de tres líneas • la línea central Dc determinada por x=W/2 • una línea cercana a cada uno de los dos PARs: la línea Dl (x=3w) y la línea Dr (x=W-

3w) en los instantes t=60, 120, 180, 300, 600, 900, 1200, 1500, 1800, 2100, 2500 y 3000 s del transitorio. La representación de las variables P1 a P4 a lo largo de las líneas Dc, Dl y Dr permite caracterizar la simulación de los procesos de transporte viscoso, de masa y de energía por gradientes en su distribución espacial constituyendo, por tanto, un ejercicio típico de códigos CFD. Sin embargo, las variables V1 a V15 del párrafo anterior corresponden a valores puntuales, que se calculan por medio de integrales o promedios de propiedades en diferentes regiones, por lo que constituyen variables típicas de un tratamiento L-P. A este respecto, conviene recordar que también el modelo propuesto para el cálculo de la tasa de recombinación de hidrógeno en los PARs –de tipo correlación– presenta dos únicas

Capítulo 7

- 224 -

variables de entrada (concentración de uno de los reactivos y presión) caracterizadas por un único valor puntual (el promedio de cada una de dichas propiedades en una región definida en torno de la superficie de entrada al PAR). De acuerdo a las consideraciones del Capítulo 2, independientemente de que el código de cálculo utilizado en los cálculos de simulación de distribución y mezcla de gases sea tipo L-P ó CFD, las características del modelo de simulación del proceso de recombinación (correlación) y de sus variables de acoplamiento al código de cálculo (valores de una propiedad integrados en una región o promediados) son del tipo L-P, como el modelo PARUPM propuesto en este trabajo. Por esta razón se considera que puede aplicarse el modelo PARUPM acoplado a los códigos MELCOR 1.8.5 y CFX-4.4 en este ejercicio. Esta aplicación se ha realizado de forma complementaria a la contribución propiamente dicha de la UPM al ejercicio PARIS de la red SARNET, pues ésta debe contemplar el modelo propuesto en el ejercicio con el fin de evitar discrepancias asociadas al modelo de recombinador elegido. Los participantes en el ejercicio PARIS y los códigos de cálculo que han utilizado se presentan en la tabla siguiente (Dabbene, 2007): Universitá degli Studi di Pisa (ITA) UNIPI FLUENT Universidad Politécnica de Madrid (ESP) UPM CFX Forschungszentrum Jülich (GER) FzJ CFX Josef Stefan Institute (SLO) JSI CFX VEIKI (HUN) GASFLOW Commissariat à l’Energie Atomique (FRA) CEA TONUS Puede comprobarse que la mitad de los participantes utilizaron CFX, junto con FLUENT los dos códigos comerciales. También se han utilizado dos códigos de desarrollo propio: GASFLOW (del FzK) y TONUS (del CEA), este último utilizado tanto en su algoritmo CFD como L-P. La Figura 7.24 siguiente muestra las geometrías de simulación del problema con los dos códigos utilizados en esta aplicación del modelo PARUPM: • A la izquierda, el esquema de nodalización utilizado en el código MELCOR 1.8.5,

que consiste en un esquema con conexiones en las tres dimensiones para permitir el intercambio y circulación de gases constituido por 18 volúmenes de control (CVs) de 1 m3 cada uno . El volumen total simulado es de 18 m3, por lo que el problema debe ser reescalado al volumen de 5 m3 para su análisis. Los PARs 1 y 2 (rectángulos sombreados) se ubican en dos de los nodos exteriores de la región intermedia, donde se colocan también las fuentes de masa y energía.


Figura 7.24 Esquema de nodalización MELCOR 1.8.5 de 18 CVs (izquierda) y geometría 2D de 100×100 celdas utilizada en las simulaciones con CFX-4.4 (derecha). • A la derecha, la malla de cálculo a utilizar en el código CFX-4.4, que consta de 10000

celdas según una geometría 2D cuadrada de 100×100 celdas de 5×5 cm2 (en las dimensiones x, y) en una malla estructurada y uniforme. Las líneas de trazo grueso representan las superficies frontera de las carcasas de los PARs y las zonas sombreadas, las regiones del espacio fluido donde se ubican las fuentes de masa/energía.

En el caso del código MELCOR, el acoplamiento del módulo PARUPM se ha realizado de la forma que ya se ha explicado y se detalla en el Apéndice B. En el caso del código CFX-4.4, el acoplamiento del modelo de PAR (tanto si se trata del modelo PARUPM como del modelo tipo correlación [7.6] propuesto en el ejercicio PARIS) se ha hecho mediante el uso de la subrutina de usuario usrsrc.f, donde se incluye el módulo de cálculo correspondiente. En ambos casos, se recuerda que el modelo de PAR requiere unos valores únicos de las variables de entrada del problema (valores de p, T, [Xi]) por lo que, en el caso del código CFD, debe calcularse un valor representativo de dichas variables en el plano de la embocadura de cada PAR, es decir el valor promedio. De este modo, el modelo de PAR proporciona los valores de las fuentes y sumideros de masa y energía que deben aplicarse en cada paso de tiempo. Por motivos de convergencia del cálculo, las fuentes y sumideros se distribuyen en una región del espacio dentro de la carcasa del PAR (las zonas en azul en la Figura 7.24, derecha). Los pasos de tiempo utilizados en los cálculos fueron de DTMAX=1 s en la ejecución MELCOR y valores progresivamente crecientes desde 10-3 s y 3.0 s en la ejecución de CFX. Los resultados de la evolución general del problema se ilustran en las siguientes figuras. Los identificadores de las distintas gráficas corresponden a los siguientes cálculos:

- 225 -

Capítulo 7

• CFX identifica los cálculos con el modelo PARUPM acoplado a CFX-4.4. • MELCOR corresponde al modelo PARUPM acoplado a MELCOR 1.8.5. • UPM, CEA, etc, corresponden a las siglas del participante en el ejercicio PARIS con

el modelo de tipo correlación. En general se muestran las dos tendencias extremas, más la curva obtenida por la UPM en el ejercicio.

La Figura 7.25 muestra una gráfica comparada de la tasa de recombinación de H2 por los PARs (kg/s) durante los primeros 5 minutos. Al no ser ésta una variable incluida en el propio ejercicio PARIS, se proporcionan solamente los resultados de las curvas CFX y MELCOR. Como los resultados son prácticamente simétricos respecto al eje central de la geometría, sólo se representan los resultados correspondientes al PAR#1 (el de la izquierda en la Figura 7.23 dcha).

PARis: Tasa de Recombinación de H2 por el PAR#1 (kg/s)

0.0E+00

1.0E-04

2.0E-04

3.0E-04

4.0E-04

5.0E-04

6.0E-04

7.0E-04

8.0E-04

9.0E-04

1.0E-03

0 50 100 150 200 250 300

Tiempo (s)

TR (k

g/s)

CFXMELCOR

Figura 7.25 Tasa de recombinación de H2 (kg/s) en las simulaciones con el modelo PARUPM acoplado a los códigos MELCOR y CFX. Se aprecia un rápido arranque –casi instantáneo, con un máximo de unos 0.0015 kg/s a los 5 s– de los dispositivos en la simulación MELCOR, mientras que en la simulación CFX este proceso es algo más lento, pues dura unos 50 s y alcanza un máximo de sólo 5.7×10-4 kg/s. Este súbito comienzo se ve seguido de un período de continuo descenso a medida que el H2 va siendo consumido, sin que los PARs lleguen a apagarse por completo (a los 3000 s la TRH2 es del orden de 10-6 kg/s por cada PAR, en ambos códigos). Como resultado general, en la simulación MELCOR del ejercicio PARIS se recombina significativamente más H2 que con el código CFX, sobre todo durante el

- 226 -


intenso arranque inicial pues, a partir de 50 s, la tasa de recombinación de MELCOR ya queda muy por debajo de la de CFX. En las figuras que vienen a continuación, se muestra ya la evolución de variables propias del ejercicio PARIS. La Figura 7.26 muestra la evolución de la variable V1 (presión en el recinto) obtenida por los distintos participantes y por las distintas simulaciones que aquí se presentan. En la figura se constata la presurización del habitáculo por el efecto del calentamiento por la reacción química de recombinación y sin sumideros de calor por estar aislado el recinto.

PARis-V1 Presión media en el recinto (Pa)

320000

340000

360000

380000

400000

420000

440000

460000

480000

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Tiempo (s)

Pres

ión

(Pa)

CFXCEAFzJUPMMELCOR

Figura 7.26 PARIS-V1. Presión media en el recinto (Pa) según los cálculos de distintos participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX. La simulación MELCOR con PARUPM muestra, en efecto, una mayor sobrepresurización por causa de la sobrestimación (en comparación) de la tasa de recombinación durante el rápido e intenso arranque de los PARs. Por otro lado, la simulación CFX con PARUPM es la que muestra un arranque más lento de todas. En cuanto a los resultados de los participantes en el ejercicio PARIS, se muestran las líneas correspondientes al CEA (predicción de máxima p) y al FzJ (predicción de mínima p), encontrándose entre ambas la curva de la UPM (CFX con modelo correlación). El análisis de la evolución de la temperatura media en el receptáculo (variable V2) conduce a las mismas conclusiones, por lo que se muestra a continuación (Figura 7.27). El resultado a los 3000 s es un recinto a una temperatura final de entre 233ºC (FzJ) y 287ºC (MELCOR).

- 227 -

Capítulo 7

PARis-V2 Temperatura media en el recinto (K)

390

410

430

450

470

490

510

530

550

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Tiempo (s)

Tem

pera

tura

(K)

CFXCEAFzJUPMMELCOR

Figura 7.27 PARIS-V2. Temperatura media en el recinto (K) según cálculos de distintos participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX. En cuanto a las variables V3 a V6, se mostrarán las tres primeras, pues la masa de N2 permanece constante al no intervenir en la reacción de recombinación y estar el cubículo aislado. En todo caso, las diferencias en la evolución de las variables V3 a V5 se deben a las distintas predicciones de la tasa de recombinación, pues las tasas de desaparición/producción de H2, O2 y vapor están relacionadas por la estequiometría de la reacción. La Figura 7.28 muestra la evolución de la masa total de H2 y el consumo del mismo según las distintas simulaciones. De los 107 gramos de H2 presentes inicialmente, en la simulación MELCOR se consumen 89 g, 81 en la de CFX y, en cuanto a los participantes en el benchmark PARIS, las predicciones oscilan entre los 63 g de VEIKI y los 85 g de la UPM. Se aprecia claramente el rápido consumo de H2 en el arranque de los PARs en la simulación con MELCOR. La evolución de las variables V4 y V5 (masas totales de O2 y vapor, respectivamente) se muestra en las Figuras 7.29 y 7.30. Se aprecia en esta última una ligera diferencia en la masa inicial de vapor en la simulación con MELCOR, por la diferente manera de imponer las condiciones iniciales de la atmósfera en los distintos códigos. Esta diferencia es de unos 600 g y no tiene incidencia alguna en los resultados obtenidos.

- 228 -


PARis-V3 Masa total de H2 (kg)

0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Tiempo (s)

Mas

a (k

g)

CFXVEIKICEAUPMMELCOR

Figura 7.28 PARIS-V3. Masa de H2 en el recinto (kg) según los cálculos de distintos participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX.

PARis-V4 Masa total de O2 (kg)

6.00

6.10

6.20

6.30

6.40

6.50

6.60

6.70

6.80

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Tiempo (s)

Mas

a (k

g)

CFXVEIKICEAUPMMELCOR

Figura 7.29 PARIS-V4. Masa de O2 en el recinto (kg) según los cálculos de distintos participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX.

- 229 -

Capítulo 7

La evolución de las variables responde a la relación estequiométrica de la reacción de recombinación H2+ ½ O2 → H2O, de forma que las distintas simulaciones predicen la producción de una masa de vapor de entre 0.8 kg (MELCOR, UPM) y 0.57 kg (VEIKI). Esta gran diferencia se observa en las Figuras 7.28 a 7.30 durante el período cuasiestacionario (a partir de unos 500 s) en el que la reacción parece detenerse en la simulación de VEIKI, mientras que el resto de cálculos muestran la continuidad de la reacción de recombinación a una tasa monótonamente decreciente.

PARis-V5 Masa total de vapor (kg)

27.0

27.2

27.4

27.6

27.8

28.0

28.2

28.4

28.6

28.8

29.0

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Tiempo (s)

Mas

a (k

g)

CFXFzJCEAUPMMELCOR

Figura 7.30 PARIS-V5. Masa de vapor de agua en el recinto (kg) según cálculos de distintos participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX. A continuación, las Figuras 7.31 y 7.32 muestran la evolución de las variables V7 y V8 (caudales másicos de entrada a cada uno de los PARs) y V9 y V10 (caudales másicos de salida de cada uno de los PARs, si fueran diferentes de los de entrada). En una primera aproximación al problema, ambos PARs se comportarían de forma simétrica durante todo el ejercicio, por lo que las variables V7 y V8 deberían coincidir en la práctica, así como las V9 y V10 entre sí. Por eso se representa tan sólo una de ellas. No obstante, la simetría no es completa –se explicará más adelante– si bien no afecta significativamente a las variables globales (o promedio) del problema, como las que se están analizando. Por otro lado, en un funcionamiento estacionario de los PARs debe conservarse el caudal másico, de modo que las variables V7 y V9 (así como las V8 y V10) deberían coincidir también, salvo en transitorios donde la composición química de las placas se alterase sustancialmente. No obstante lo anterior, la masa de gases adsorbida en los PARs es tan pequeña –del orden de 3×10-5 moles por cada PAR– que resulta insignificante frente al caudal que atraviesa el dispositivo. Por tanto, las posibles diferencias entre los caudales de

- 230 -


entrada/salida (Qin,Qout) deben atribuirse a cómo los distintos participantes han implementado sus modelos de fuentes y sumideros de masa.

PARis-V7/V8: Caudal másico de entrada a los PARs (kg/s)

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0 200 400 600 800 1000

Tiempo (s)

Qin

t (kg

/s)

CFXVEIKIJSIMELCOR

Figura 7.31 PARIS-V7y8. Caudal másico de entrada por cada PAR (kg/s) según los cálculos de los participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX.

PARis-V9/V10: Caudal másico de salida de los PARs (kg/s)

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0 200 400 600 800 1000

Tiempo (s)

Qin

t (kg

/s)

CFXVEIKIFzJ

Figura 7.32 PARIS-V9y10. Caudal másico de salida de cada PAR (kg/s) según los cálculos de los participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX.

- 231 -

Capítulo 7

Se observa así, por ejemplo, cómo los cálculos CFX proporcionan el mismo resultado en ambas figuras, mientras que los de VEIKI difieren ligeramente y los del FzJ muestran un mayor desajuste en la masa durante el transitorio de arranque (proporciona un máximo de 0.35 kg/s en la Figura 7.32 mientras que no aparece al estar por debajo de los 0.30 kg/s en la Figura 7.31). Se desconoce de qué modo han derivado los participantes VEIKI y FzJ el valor de la variable Qout, por lo que no se ha podido investigar esta cuestión en detalle. En todo caso, las figuras muestran el arranque instantáneo de los PARs en todas las simulaciones, salvo la curva CFX, donde el arranque se retrasa unos 50 s. No se muestra la curva MELCOR en la Figura 7.32 pues sólo se proporciona el caudal volumétrico que atraviesa el PAR (en m3/s), que se asume como caudal entrante. Por la misma razón no se muestra la curva UPM. Las siguientes Figuras 7.33 y 7.34 muestran las temperaturas de entrada/salida a cada uno de los PARs –variables V11, V12 y V13, V14, respectivamente– que, por las razones expuestas recientemente, pueden reducirse a una temperatura de entrada y una de salida por el comportamiento casi idéntico de los PARs#1 y #2.

PARis-V11/V12: Temperatura corriente de entrada a los PARs (K)

390

440

490

540

590

0 200 400 600 800 1000

Tiempo (s)

Tin

(K)

CFXCEAJSIUPMMELCOR

Figura 7.33 PARIS-V11y12. Temperatura de la corriente de entrada a cada PAR (K) según los cálculos de los distintos participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX. Puede apreciarse cómo la predicción MELCOR proporciona valores apenas diferentes para la temperatura de entrada/salida del PAR, pues las fuentes y sumideros de masa y energía están ubicadas en el mismo receptáculo. Esta es la razón de que la temperatura de la corriente entrante sea tan elevada, lo que puede tener un efecto inmediato en la elevada - 232 -


predicción de la tasa de recombinación en esta simulación. El resto de cálculos sólo predicen esta igualdad de temperaturas de entrada y salida en el cuasiestacionario final, cuando la tasa de recombinación es ya muy baja. Las predicciones UPM y CFX muestran intensos transitorios de arranque, mientras que el resto de simulaciones proporcionan curvas mucho más suavizadas.

PARis-V13/V14: Temperatura corriente de salida de los PARs (K)

400

420

440

460

480

500

520

540

560

580

600

0 200 400 600 800 1000

Tiempo (s)

Tout

(K) CFX

CEAVEIKIMELCOR

Figura 7.34 PARIS-V13y14. Temperatura de la corriente saliente de cada PAR (K) según los cálculos de los participantes y los cálculos MELCOR y CFX. Por último, la Figura 7.35 muestra la evolución de la variable V15, la temperatura de las placas de los recombinadores. Esta temperatura se ha supuesto única para todas las placas de cada PAR, como han hecho todos los participantes que la han analizado. La Figura 7.35 muestra que, tras alcanzar un valor máximo de 750-800 K (cálculos CEA, CFX), la Tw desciende gradualmente hasta unos 577 K a los 1000 s (JSI, CFX), valor algo inferior para el CEA (554 K). En la predicción con el código MELCOR, el máximo de temperatura asciende hasta un elevado valor de 1370 K por efecto del intenso transitorio de arranque, si bien se iguala la tendencia de los demás códigos al cabo de unos 120 s. La temperatura alcanzada a los 1000 s es en este caso de 588 K.

- 233 -

Capítulo 7

PARis-V15: Temperatura de las placas de los PARs (K)

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

0 200 400 600 800 1000

Tiempo (s)

Tw (K

) CFXJSICEAMELCOR

Figura 7.35 PARIS-V15. Temperatura de las placas de cada PAR (K) según los cálculos de los distintos participantes y con el modelo PARUPM acoplado a MELCOR y CFX. Hasta aquí se ha realizado un análisis de las principales variables características de un tratamiento promediado del problema, en el que se ha visto que un código tipo L-P puede proporcionar una información bastante ajustada a la obtenida con códigos mucho más complejos, aunque la sobrestimación en la tasa de recombinación inicial parece haber condicionado el resto de resultados. Sin embargo, el objetivo del ejercicio PARIS estaba más allá de la simple realización de balances de masa y energía o valores promedios de las propiedades, sino que se pretendía caracterizar la distribución espacial de las mismas y la aparición de gradientes, y cómo el funcionamiento de los PARs puede verse afectado por ello. Este tipo de información sólo puede obtenerse con códigos tipo CFD. No obstante lo anterior, puede tenerse una primera aproximación de lo que ocurre a la vista de la siguiente Figura 7.37. Se trata de observar la evolución de la XH2 en tres niveles o regiones en que se divide la geometría de cálculo de la Figura 7.24. Se ha obtenido el valor promedio de dicha propiedad en las tres regiones indicadas en la Figura 7.36: superior, media e inferior. Estas tres regiones corresponden a los tres niveles en que se encuentra dividido el esquema de nodalización con MELCOR.

- 234 -


Región superior

Región intermedia

Región inferior

y = 5m

y = 4m

y = 2m

y = 0m Figura 7.36 Regiones superior, media e inferior en que se ha dividido la geometría de simulación del ejercicio PARIS. Los resultados obtenidos con CFX para la XH2 se han promediado en dichas regiones y se comparan en la Figura 7.37 siguiente.

PARis: Fracción molar de H2 media por regiones

0.000

0.005

0.010

0.015

0.020

0.025

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Tiempo (s)

XH2

CFX-supCFX-medCFX-infMELCOR-supMELCOR-medMELCOR-inf

Figura 7.37 PARIS. Evolución de la fracción molar de H2 media en las tres regiones de la geometría de cálculo. Comparación de los resultados obtenidos con CFX y MELCOR.

- 235 -

Capítulo 7

- 236 -

En la Figura 7.37 se observa que, desde el inicio del cálculo, se distinguen dos zonas claramente separadas, también descritas en (Paillère, 2006): • La región inferior donde la XH2 varía de forma muy lenta, que no se ve por tanto muy

afectada por el funcionamiento de los PARs situados sobre ella. • La región media-superior donde tienen lugar los principales fenómenos de transporte

y reacción química, pues el H2 se ve consumido rápidamente. • La interfase entre estas dos regiones muestra un intenso gradiente de XH2. A pesar de su carácter L-P, el código MELCOR es capaz de reproducir esta situación estratificada de forma estable, si bien sus resultados se ven afectados por la intensa recombinación de H2 en los instantes iniciales. Las siguientes Figuras 7.38 (a) a (l) muestran la evolución de la distribución espacial de la XH2 a lo largo del transitorio, ilustrando así los procesos que tienen lugar en el receptáculo. Pueden distinguirse así tres períodos, también identificados en el documento final del ejercicio PARIS (Paillère, 2006): • Fase de consumo intenso de H2. En las Figuras 7.38 (a) y (b) se muestra el inicio del

funcionamiento de los PARs, con el establecimiento de dos lazos convectivos simétricos impulsados por las corrientes salientes de los dispositivos. Esta primera zona convectiva se extiende por encima de las rejillas de salida de los PARs, llegando hasta el techo del cubículo. A continuación, la reacción de recombinación se ha estabilizado y empieza a consumirse H2 de forma significativa. De este modo, las plumas de flotación producidas por ambos PARs se intensifican, rompiendo la simetría (comportamiento inercial tipo chorro) de modo que se establece un único lazo convectivo, como muestran las Figuras 7.38 (c) a (f), que engloba también la región situada entre los PARs. De este modo, el transporte efectivo de especies hacia los recombinadores tiene lugar en los tres quintos superiores de la geometría. Puede observarse que la región inferior ha permanecido prácticamente aislada durante todo el transitorio y no participa de movimientos significativos.

• Fase de estabilización de la región intermedia-superior. La evolución a largo plazo

ilustrada en las Figuras 7.38 (g) a (l) se caracteriza por las bajas tasas de recombinación y, por ello, por el movimiento más suave del gas en la región convectiva (regiones intermedia y superior), donde se sigue consumiendo lentamente el poco H2 que queda. Vuelven así a establecerse dos plumas casi simétricas. Las Figuras 7.37 (j), (k) y (l) muestran un comportamiento oscilante de las plumas de recombinación, con lo que sigue sin mantenerse una situación plenamente simétrica.

• Fase de transporte difusivo. Superpuesta con la anterior, se aprecia la aparición de

una interfase estable entre la zona intermedia-superior y la región inferior más rica en H2, a través de la cual se establece un intenso gradiente de concentración. Según indica la Figura 7.37, la XH2 es siempre superior al 1% en la región inferior, mientras que en la región convectiva intermedia y superior es diez veces inferior (del 0.1%).


(a) 180 s (b) 280 s

(c) 420 s (d) 480 s

(e) 580 s (f) 640 s Figuras 7.38 (a) a (f) Evolución de la distribución de H2 obtenida en la simulación CFX en las primeras fases del ejercicio PARIS: período de arranque de los PARs y recombinación intensa de H2.

- 237 -

Capítulo 7

(g) 800 s (h) 960 s

(i) 1360 s (j) 2380 s

(k) 3060 s (l) 3220 s Figuras 7.38 (g) a (l) Evolución de la distribución de H2 obtenida en la simulación CFX en el largo plazo del ejercicio PARIS: período de estratificación estable y de difusión de H2 a través de la interfase.

- 238 -


- 239 -

Como principales conclusiones de la aplicación del modelo PARUPM al ejercicio PARIS, pueden destacarse las siguientes: • El modelo PARUPM se ha acoplado con éxito a un código tipo CFD (CFX-4.4) para

la simulación detallada de problemas que implican recombinación de H2. • También se ha utilizado el código MELCOR con el módulo PARUPM acoplado a

este problema. • En ambos casos, las predicciones obtenidas son comparables a las facilitadas por los

participantes en el ejercicio PARIS. • Se han identificado adecuadamente las regiones que se distinguen en el habitáculo y

las distintas fases por las que transcurre el proceso. • No obstante lo anterior, la posición geométrica del modelo de PAR en el código

MELCOR puede ser causa de una exagerada tasa de recombinación inicial. • En la aplicación CFX, se observa un retraso de unos 50 s en el arranque del PAR no

simulable en el ejercicio PARIS al proponer éste un modelo de tipo correlación.

Capítulo 8 CONCLUSIONES En los análisis de seguridad en las centrales nucleares y en el diseño de sistemas basados en recombinadores autocatalíticos pasivos (PARs) para el control y mitigación del riesgo asociado a la presencia de hidrógeno en la contención de las centrales nucleares, los modelos basados en correlaciones empíricas son de un amplio uso, por su rapidez y sencillez de manejo. Sin embargo, la aplicabilidad de estos modelos está fuertemente condicionada por la situación a reproducir, que debe ser lo más semejante posible a las condiciones de los ensayos experimentales que han servido de base. Además, su único resultado es la predicción de la tasa de recombinación obtenida en función de las condiciones de la atmósfera que rodea al PAR. Por esta razón, en esta tesis doctoral se desarrolla e introduce un modelo PARUPM innovador de mayor detalle, basado en el análisis de los procesos de transporte fluidodinámico, transmisión de calor y de masa y química superficial debidamente acoplados, que ha demostrado tener al menos las mismas capacidades para la predicción de la tasa de recombinación que los modelos basados en correlaciones. Las mejoras introducidas por el modelo objeto de esta tesis permiten, además, el análisis detallado de las diversas variables del proceso de recombinación (θj, Tw, caudales de entrada/salida, flujos de calor por radiación/convección), así como analizar el comportamiento del PAR en los procesos transitorios de arranque/parada, en condiciones cercanas a los límites de funcionamiento y en el estado estacionario. Una innovación significativa representa la capacidad del modelo PARUPM analizar las reacciones con el CO, ausentes en los modelos conocidos hasta la fecha. Por estas razones, este tipo de modelos detallados como el que se propone se consideran una vía prometedora de desarrollo, pues permiten analizar aspectos sobre los que existen grandes incertidumbres como los siguientes: • Explorar la posibilidad de que la reacción se propague a la fase gaseosa, induciendo la

ignición de la atmósfera. • Analizar el efecto de otras especies químicas presentes que pudieran actuar como

combustible (CO), inertizadores (N2, CO2) o venenos de la reacción (compuestos de I, aerosoles).

• Optimizar el diseño del PAR en cuanto a su dimensionamiento (número de placas, espaciado, propiedades de los materiales a utilizar, …) así como para el estudio de nuevos diseños.

El modelo PARUPM se ha desarrollado en una primera versión de módulo aislado para el cálculo del transitorio de funcionamiento y del transitorio alcanzado ante unas condiciones fijas de la atmósfera exterior. Paralelamente, el modelo se ha incorporado a un código multipropósito de simulación de accidente severo –MELCOR 1.8.5– de tipo zonal o de “parámetros promediados” (lumped-parameter, LP) para analizar la evolución

Capítulo 8

- 242 -

del funcionamiento del dispositivo en condiciones dinámicas de la atmósfera de contención. Se ha observado que el acoplamiento del modelo no ha penalizado el tiempo de cálculo excesivamente. Para futuras aplicaciones, su implementación en códigos tipo CFD también se ha demostrado viable y es, de hecho, una de las principales vías de desarrollo de metodologías de análisis basados en códigos predictivos. Las primeras aplicaciones del modelo PARUPM han permitido demostrar que éste es capaz de proporcionar información detallada sobre los procesos físico-químicos que tienen lugar durante el transitorio de arranque de un PAR en condiciones normales de funcionamiento: • Las pérdidas de calor por convección posibilitan que, en el largo plazo, se obtengan

estimaciones de la tasa de reacción de forma que ésta tenga lugar a temperaturas de placa suficientemente bajas.

• La transmisión de calor por radiación afecta, por el contrario, a los procesos de arranque del recombinador (química superficial), estableciendo la duración de dicho transitorio.

• La duración del transitorio y las propiedades del estado estacionario se ajustan a los datos experimentales manejados.

• En cuanto al análisis con CO, a pesar de la carencia de datos experimentales detallados, el modelo PARUPM ha permitido realizar el análisis detallado para condiciones de fracción molar de CO iguales al 1% y al 5%.

• En ambos casos, se ha observado la combustión de CO, permitida por las altas temperaturas en la placa.

• No obstante en el caso con 1% de CO, la temperatura estable de la placa se encuentra cerca de los 900 K, valor en el que los que los procesos de adsorción de CO y O2 compiten en el control de la tasa de reacción.

• En el caso de 5% de CO, la mayor temperatura de la placa hace que la tasa de reacción se encuentre totalmente dominada por la adsorción de CO.

Se ha realizado una extensiva validación del modelo PARUPM, tanto integrado en MELCOR 1.8.5 como en módulo aislado, frente a un conjunto significativo de los experimentos de recombinación de H2 realizados. No se ha dispuesto de datos experimentales detallados que impliquen a la vez al CO, por lo que no ha podido realizarse validación respecto a la posible influencia de esta especie química. Un primer ejercicio de validación ha consistido en la aplicación del módulo aislado para reproducir los puntos de funcionamiento reportados en la bibliografía de los experimentos realizados en la Battelle Model Containment (BMC), experimentos de la serie Gx y Zx. Se ha verificado que los valores proporcionados por el modelo PARUPM se encuentran dentro de la dispersión de los valores experimentales y de las correlaciones más relevantes, aunque muestran una ligera tendencia a la sobrestimación en los valores bajos de la XH2. El mejor ajuste de los modelos basados en correlaciones a valores de XH2 medias o bajas se debe a que es aquí donde existen más puntos experimentales como base de tales modelos. Como consecuencia, las correlaciones muestran una mayor dispersión a

Conclusiones y Desarrollos Futuros

- 243 -

concentraciones elevadas, donde existen ya muy pocos puntos experimentales fuera de su rango de aplicación. Se ha constatado, además, que la tasa de recombinación normalizada puede muy bien aproximarse por una ley lineal a concentraciones de hidrógeno bajas y moderadas (por debajo de 2 mol/m3). También se ha realizado la validación frente a los experimentos Reko-3 del FzJ. Si bien estos experimentos corresponden a condiciones de flujo forzado, pueden simularse con el modelo PARUPM, aunque con ciertas limitaciones. Admitiendo los experimentos Reko-3 como representativos de las situaciones homólogas en convección natural, el modelo PARUPM se muestra que la longitud característica de la escala de fuerzas de flotación es del orden de la longitud de la placa L. En concordancia con los experimentos y correlaciones más conocidos, el modelo PARUPM también predice un comportamiento de la tasa de recombinación aproximadamente proporcional al caudal volumétrico de hidrógeno a través del canal en este rango de condiciones. La presencia de vapor no representa una diferencia sustancial en el estacionario del proceso de recombinación. La versión del modelo como módulo acoplado a MELCOR 1.8.5 para la realización de cálculos transitorios se ha aplicado a la simulación de la evolución de los experimentos Zx02 y Zx08 en la BMC. Como resultado, se han reproducido razonablemente los experimentos de atmósfera de contención homogénea, salvo en las fases de arranque de los recombinadores (retraso en Zx08-Reco#3 y adelanto en Zx02-Recos#1 y #3). Estas discrepancias pueden atribuirse al código MELCOR y al esquema de nodalización utilizado, al menos en el caso Zx02-Reco#3, por inhomogeneidades en el entorno del recombinador. En estos análisis se han considerado longitudes características para las fuerzas de flotación del orden de la altura H de la carcasa del recombinador (del orden de un metro), propias de una configuración de convección natural. Finalmente, se ha demostrado la viabilidad del acoplamiento del modelo PARUPM a un código de tipo CFD (CFX-4.4), y su aplicación al ejercicio PARis de intercomparación de códigos ha mostrado que los resultados obtenidos son plenamente satisfactorios, dentro del rango de los obtenidos por los participantes mediante el uso de un modelo tipo correlación. En ambos casos, el carácter del modelo de PAR ha requerido el uso de valores promedio de las propiedades de la mezcla de gases a la entrada del dispositivo como variables del problema y la introducción de fuentes de masa y energía distribuidas en una región del espacio.

Capítulo 8

- 244 -

DESARROLLOS FUTUROS Las propias características del modelo PARUPM y su formulación hacen de éste un modelo versátil y adaptable a distintas situaciones, sin las restricciones a que se ven sometidos los modelos de tipo correlación que, a pesar de su rapidez de manejo, precisan de una sólida base de datos experimental para su elaboración. De esta forma, pueden adelantarse una serie de líneas de más o menos inmediata aplicación fuera del marco de este estudio: • Se considera de gran interés la posibilidad de disponer de resultados experimentales

en los que intervenga el CO independiente o conjuntamente con el H2, con el fin de realizar una validación inmediata del modelo PARUPM en su estado actual.

• En relación con lo anterior, puede contemplarse la posibilidad de la inclusión de otras

especies químicas en el modelo. En particular, se muestra un elevado interés por los compuestos derivados del yodo, existiendo ya algunos trabajos interesantes para poder efectuar una validación. Para ello, sería necesario ampliar el conjunto de reacciones químicas, incluyendo los parámetros de las mismas (constantes de las reacciones).

• Una vía de desarrollo paralela consistiría en la implementación del modelo de química

superficial en códigos CFD, para lo cual sería necesario desacoplarlo de la parte de transporte fluidodinámico del modelo actual y acoplarlo a las predicciones del propio código.

• Sin ser estrictamente una vía de desarrollo, la inclusión del modelo PARUPM en

ejercicios de intercomparación entre los distintos modelos desarrollados en otras instituciones también contribuiría a ampliar y consolidar la base de conocimiento sobre los procesos fundamentales.

• Por otro lado, se cree muy conveniente considerar otras posibles aplicaciones en la

industria nuclear y convencional, como la seguridad del uso generalizado de hidrógeno como vector energético en receptáculos confinados de difícil ventilación u otro tipo de instalaciones.

• Ello podría requerir conceptos de diseño muy diferentes de los contemplados en este

trabajo si bien, ante diseños conceptualmente similares, el modelo PARUPM podría constituir una valiosa herramienta de análisis.

9.- NOTACIÓN Constantes g aceleración de la gravedad (m s-2) R constante universal de los gases (J kg-1 K-1) σ constante de Stefan-Boltzmann (W m-2 K-4) Parámetros de la placa X,Y,Z coordenadas cartesianas (m) x,y,z coordenadas adimensionales U velocidad vertical en el canal (m s-1) u velocidad vertical adimensional L dimensión vertical de la placa (en la dirección de la corriente) (m) h ancho de la placa (m) b=2a espaciado entre placas o anchura del canal (m) e grosor de la placa (m) cp capacidad calorífica específica (J kg-1 K-1) Γ densidad superficial de huecos en el material catalítico (mol m-2) aw, a∞ área de la placa, área hacia el exterior (m2) Parámetros del gas T temperatura (K) p presión (Pa) Xj concentración de la especie j en la mezcla (fracción molar) xj concentración normalizada adimensional de la especie j en la mezcla Dj difusividad de la especie j en la mezcla (m2 s-1) Wj peso molecular de la especie j (kg mol-1) k conductividad térmica (W m-1 K-1) Transferencia de Masa y de energía Pr número de Prandtl Scj número de Schmidt para la especie j Gr’ número de Grashof modificado Nu’ número de Nusselt modificado (función de Gr’ y Pr) Sh’j número de Sherwood modificado para especie j (función de Gr’ y Scj) Sh*j número de Sherwood modificado para especie j (incluye factor de succión) L1 longitud unitaria en el balance transitorio de masa (m) Lc dimensión característica de la actuación de fuerzas de flotación (m) Q potencia calorífica (W), caudal másico (kg/s) o volumétrico (m3/s) q flujo de calor superficial (W m-2) TR tasa de recombinación (kg/s, kg/h) Eb flujo de calor por radiación del cuerpo negro (W m-2) Fxy factor de vista entre las superficies x e y

Capítulo 9. Notación

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Parámetros químicos ki constante de la i-ésima reacción Ai factor pre-exponencial para la reacción i-ésima (unidades SI) Eact energía de activación (J mol-1) Sia factor de acomodación de la reacción de adsorción i-ésima qi entalpía de la reacción i-ésima (J mol-1) tCO tiempo de retardo de la aparición de CO en la mezcla (s) Símbolos griegos α difusividad térmica de la mezcla gaseosa (m2 s-1) ε emisividad φ relación de equivalencia λ tamaño de celda de detonación (m) ν viscosidad cinemática del gas (m2 s-1) ϑ temperatura adimensional ρ densidad (kg m-3) σ relación de expansión Θ factor de succión θj concentración superficial normalizada de la especie j ωi tasa de la reacción i-ésima (s-1) Subíndices / superíndices ∞ atmósfera exterior w placa g fase gaseosa rad radiación conv convección i número de la reacción j especie química en la mezcla gaseosa / catalizador a adsorción d desorción in, out entrante, saliente

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APÉNDICE A ELEMENTOS DE LA MATRIZ JACOBIANA DEL SISTEMA DE ECUACIONES DEL PROBLEMA TRANSITORIO Por su extensión, se detallan aquí las expresiones de los elementos que conforman la matriz jacobiana de la transformación [5.65] del texto

( )ΧΧ Fdtd

=

Al ser Χ y F de carácter vectorial, la expresión anterior puede explicitarse mediante 14 ecuaciones escalares

)( ijj F

dtd

Χ=Χ

con i,j=1,…, 14

Que constituyen el sistema [5.64], y en las que las componentes del vector F(X) son los segundos miembros

( ) ( )[ ] ( ) ( )[ ]14987543211 2 ωωωωωωωωωθ

+++−++++−== ΧFdt

d v

( ) 5412 2 ωωωθ

−−== ΧFdt

d H

( ) 1496423O 2F

dtd

ωωωωωθ

−−+−== Χ

( ) 6534 ωωωθ

++== ΧFdt

d vap

( ) 6545 2ωωωθ

−−== ΧFdt

d OH

( ) 14976CO F

dtd

ωωωθ

+−== Χ

( ) 9872 ωω

θ+== ΧF

dtd CO

( ) 148 ωθ

−== ΧFdt

d C

Apéndice A

A-2

( )⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== ∞

∞

11

9 2

2222 1 ωρ w

wwH

wH

wH

*H,b

wH WX

WWX

bDSh

LF

dtdX

Χ

( )⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== ∞

∞

21

10 2

2222 1 ωρ w

wwO

wOO

*O,b

wO WX

WWX

bDSh

LF

dtdX

Χ

( )⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== ∞

∞

31

111 ω

ρ w

wwvap

wvapvap

*vap,b

wvap WX

WWX

bDSh

LF

dtdX

Χ

( )⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== ∞

∞

71

121 ω

ρ w

wwCO

wCOCO

*CO,b

wCO WX

WWX

bDSh

LF

dtdX

Χ

( )⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−== ∞

∞

81

13 2

2222 1 ωρ w

wwCO

wCOCO

*CO,b

wCO WX

WWX

bDSh

LF

dtdX

Χ

( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−Γ== ∞→∞→∑ rad

wconvw

iiiplaca

pe

w qqq)c(

Fdt

dTω

ρ214

1Χ

Para resolver el sistema anterior mediante un método semi-ímplícito es necesario construir la matriz jacobiana del sistema, dada por J=(∂F/∂X), es decir

i

jij

FJ

Χ∂

∂=

Por lo que, atendiendo a las expresiones [5.64], [5.61], [5.62], [5.39], [5.40] y [5.44], pueden obtenerse las expresiones de los elementos Jij: Elementos de la primera fila J1j:

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

( )[ ]

( )[ ] COwCO

wOav

wvapa

wHa

v

vv

kpXkXkXkXk

FJ

θθ

ωωωωωθ

ωωωωωωωωωθθ

−−+++−

=−+++∂∂

−=

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

147231

147321

14987543211

11

22222

2

2

Elementos de la Matriz Jacobiana del Problema Transitorio

A-3

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] OHOH

HdH

HH

kkT

k

FJ

θθθ

θωωωθ


541541

14987543211

12

722222

2

++⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=++−

∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ]

CCOHO

Od

O

OO

kkkT

k

FJ

θθθθ

θ

ωωωωωθ


++++⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

=++−+−∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

14942

149642

14987543211

13

722022

2

2

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] dvap

vapvap

k

FJ

33

14987543211

14 2

=−∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

ωθ


( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] HOH

OHOH

k

FJ

θωθ


55

14987543211

15 2

=∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] vOdCO

COCO

kkk

FJ

θθωωωθ


−−+=++−∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

14971497

14987543211

16 2

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] 882

149875432122

117 2

k

FJ

CO

COCO

=−∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

ωθ


Apéndice A

A-4

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] 1414

14987543211

18 2

k

FJ

C

CC

=∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

ωθ


( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] vawH

wH

wH

pkX

XXFJ

θω

ωωωωωωωωω

112

149875432122

119

22

2

−=−∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] 222

2

149875432122

1101

22

2

vawO

wO

wO

,

pkX

XXFJ

θω

ωωωωωωωωω

−=−∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] vawO

wvap

wvap

,

pkX

XXFJ

θω

ωωωωωωωωω

332

14987543211

111 2

−=−∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

[ ] vawCO

wCO

wCO

,

pkX

XXF

J

θω

ωωωωωωωωω

77

14987543211

121 2

−=−∂∂

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ] 02 149875432122

1131 =+++−++++−

∂∂

=∂∂

= ωωωωωωωωωwCO

wCO

, XXFJ


A-5

( )[ ] ( ) ( )[ ][ ]

214

14214

14

29

928

2827

7

27

25

524

423

33

212

2

222

212

121

14987543211

141

2

2

222

2

wvCO

wOC

wOCO

wCO

w

dCOd

w

vwCOa

wOHH

wOH

w

dvapd

w

vwvapa

w

dOd

w

vwOa

w

dHd

w

vwHa

ww,

TTk

TTk

TTk

TTk

TTk

TpXk

TTk

TTk

TTk

TpXk

TTk

TpXk

TTk

TpXk

TTFJ

−−

++ −

+++⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

+++⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

+⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+++

=+++−++++−∂∂

=∂∂

=

θθθθ

θθθθθ

θθθθθθ

θθ

θθ

ωωωωωωωωω

Elementos de la segunda fila J2j:

[ ] pXkF

J wHa

vv21541

221 22 =−−

∂∂

=∂∂

= ωωωθθ

[ ] OHOw

HHd

HH

kkT

kF

J θθθ

θωωωθθ 541541

222

722222 −−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−=−−

∂∂

=∂∂

=

[ ] HOO

kF

J θωωωθθ 4541

223 2 −=−−

∂∂

=∂∂

=

[ ] 02 5412

24 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ vapvap

FJ

[ ] HOHOH

kF

J θωωωθθ 5541

225 2 −=−−

∂∂

=∂∂

=

[ ] 02 5412

26 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ COCO

FJ

[ ] 02 54122

227 =−−

∂∂

=∂∂

= ωωωθθ COCO

FJ

Apéndice A

A-6

[ ] 02 5412

28 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ CC

FJ

[ ] vawH

wH

pkXX

FJ θωωω 1541

22

229 22 =−−

∂∂

=∂∂

=

[ ] 02 54122

210,2 =−−

∂∂

=∂∂

= ωωωwO

wO XX

FJ

[ ] 02 5412

11,2 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωwvap

wvap XX

FJ

[ ] 02 5412

12,2 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωwCO

wCO XX

FJ

[ ] 02 54122

213,2 =−−

∂∂

=∂∂

= ωωωwCO

wCO XXFJ

[ ]

25

524

4

212

12

15412

14,2 222

wOHH

wOH

w

dHd

w

vwH

aww

TT

kTTk

TT

kTpX

kTT

FJ

θθθθ

θθ

ωωω

−−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−=−−

∂∂

=∂∂

=

Elementos de la tercera fila J3j:

[ ] vwOa

vv

pXkF

J θωωωωωθθ 22149642

331 42 =−−+−

∂∂

=∂∂

=

[ ] OHH

kF


332 2 −=−−+−

∂∂

=∂∂

=

[ ]

CCOH

w

OOd

OO

kkkT

kF

J

θθθ

θθωωωωω

θθ

+−−−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−=−−+−

∂∂

=∂∂

=

1494

21496423

337220

222


A-7

[ ] 02 1496423

34 =−−+−∂∂

=∂∂

= ωωωωωθθ vapvap

FJ

[ ] OHOHOH

kF


335 22 =−−+−

∂∂

=∂∂

=

[ ] vOCOCO

kkF

J θθωωωωωθθ −+−=−−+−∂∂

=∂∂

= 1491496423

36 2

[ ] 02 14964222

337 =−−+−

∂∂

=∂∂

= ωωωωωθθ COCO

FJ

[ ] OCC

kF

J θωωωωωθθ +−=−−+−∂∂

=∂∂

= 141496423

38 2

[ ] 02 14964222

339 =−−+−

∂∂

=∂∂

= ωωωωωwH

wH XX

FJ

[ ] 22149642

22

310,3 22 vaw

OwO

pkXX

FJ θωωωωω =−−+−

∂∂

=∂∂

=

[ ] 02 1496423

11,3 =−−+−∂∂

=∂∂

= ωωωωωwvap

wvap XX

FJ

[ ] 02 1496423

12,3 =−−+−∂∂

=∂∂

= ωωωωωwCO

wCO XX

FJ

[ ] 02 14964222

313,3 =−−+−

∂∂

=∂∂

= ωωωωωwCO

wCO XXF

J

[ ]

214

14214

1429

9262

624

4

222

2

22

21496423

14,3 222

wvCO

wOC

wOCO

wOH

wOH

w

dOd

w

vwO

aww

TTk

TTk

TT

kTT

kTTk

TT

kTpX

kTT

FJ

−−

++ +−−+−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−=−−+−

∂∂

=∂∂

=

θθθθθθθθθ

θθ

ωωωωω

Apéndice A

A-8

Elementos de la cuarta fila J4j:

[ ] pXkFJ wvapa

vv3653

441 =++

∂∂

=∂∂

= ωωωθθ

[ ] OHHH

kFJ θωωωθθ 5653

442 =++

∂∂

=∂∂

=

[ ] 06534

43 =++∂∂

=∂∂

= ωωωθθ OO

FJ

[ ] dvapvap

kFJ 36534

44 −=++∂∂

=∂∂

= ωωωθθ

[ ] OHHOHOH

kkFJ θθωωωθθ 65653

445 2+=++

∂∂

=∂∂

=

[ ] 06534

46 =++∂∂

=∂∂

= ωωωθθ COCO

FJ

[ ] 065322

447 =++

∂∂

=∂∂

= ωωωθθ COCO

FJ

[ ] 06534

48 =++∂∂

=∂∂

= ωωωθθ CC

FJ

[ ] 065322

449 =++

∂∂

=∂∂

= ωωωwH

wH XX

FJ

[ ] 065322

410,4 =++

∂∂

=∂∂

= ωωωwO

wO XX

FJ

[ ] vawvap

wvap

pkXX

FJ θωωω 3653

411,4 =++

∂∂

=∂∂

=


A-9

[ ] 06534

12,4 =++∂∂

=∂∂

= ωωωwCO

wCO XX

FJ

[ ] 065322

413,4 =++

∂∂

=∂∂

= ωωωwCO

wCO XXFJ

[ ]

262

625

5

23

336534

14,4 2

wOH

wOHH

w

dvapd

w

vwvap

aww

TT

kTT

k

TT

kTpX

kTT

FJ

θθθ

θθ

ωωω

++

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−=++

∂∂

=∂∂

=

Elementos de la quinta fila J5j:

[ ] 02 6545

51 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ vv

FJ

[ ] OHOHH

kkF

J θθωωωθθ 54654

552 2 −=−−

∂∂

=∂∂

=

[ ] HOO

kF

J θωωωθθ 4654

553 2 =−−

∂∂

=∂∂

=

[ ] 02 6545

54 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ vapvap

FJ

[ ] OHHOHOH

kkF

J θθωωωθθ 65654

555 42 −−=−−

∂∂

=∂∂

=

[ ] 02 6545

56 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ COCO

FJ

[ ] 02 65422

557 =−−

∂∂

=∂∂

= ωωωθθ COCO

FJ

Apéndice A

A-10

[ ] 02 6545

58 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ CC

FJ

[ ] 02 65422

559 =−−

∂∂

=∂∂

= ωωωwH

wH XX

FJ

[ ] 02 65422

510,5 =−−

∂∂

=∂∂

= ωωωwO

wO XX

FJ

[ ] 02 6545

11,5 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωwvap

wvap XX

FJ

[ ] 02 6545

12,5 =−−∂∂

=∂∂

= ωωωwCO

wCO XX

FJ

[ ] 02 65422

513,5 =−−

∂∂

=∂∂

= ωωωwCO

wCO XXF

J

[ ] 262

625

524

46545

14,5 22w

OHw

OHHw

OHww T

Tk

TT

kTTk

TTF

J θθθθθωωω −−=−−∂∂

=∂∂

=

Elementos de la sexta fila J6j:

[ ] COvwCOa

vv

kpXkF

J θθωωωθθ −−=+−∂∂

=∂∂

= 14714976

61 2

[ ] 014976

62 =+−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ HH

FJ

[ ] CCOOO

kkF

J θθωωωθθ ++−=+−∂∂

=∂∂

= 14914976

63

[ ] 014976

64 =+−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ vapvap

FJ


A-11

[ ] 014976

65 =+−∂∂

=∂∂

= ωωωθθ OHOH

FJ

[ ] vOdCOCO

kkkF

J θθωωωθθ −−−−=+−∂∂

=∂∂

= 149714976

66

[ ] 0149722

667 =+−

∂∂

=∂∂

= ωωωθθ COCO

FJ

[ ] OCC

kF

J θωωωθθ +=+−∂∂

=∂∂

= 1414976

68

[ ] 0149722

669 =+−

∂∂

=∂∂

= ωωωwH

wH XX

FJ

[ ] 0149722

610,6 =+−

∂∂

=∂∂

= ωωωwO

wO XX

FJ

[ ] 014976

11,6 =+−∂∂

=∂∂

= ωωωwvap

wvap XX

FJ

[ ] 271497

612,6 vaw

COwCO

pkXX

FJ θωωω =+−

∂∂

=∂∂

=

[ ] 0149722

613,6 =+−

∂∂

=∂∂

= ωωωwCO

wCO XXF

J

[ ]

214

14214

1429

9

27

7

2

714976

14,6 2

wvCO

wOC

wOCO

w

dCOd

w

vwCO

aww

TTk

TTk

TT

k

TT

kTpX

kTT

FJ

−−

++ −+−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−=+−

∂∂

=∂∂

=

θθθθθθ

θθ

ωωω

Elementos de la séptima fila J7j:

[ ] 0987

71 =+∂∂

=∂∂

= ωωθθ vv

FJ

Apéndice A

A-12

[ ] 0987

72 =+∂∂

=∂∂

= ωωθθ HH

FJ

[ ] COOO

kF

J θωωθθ 998

773 =+

∂∂

=∂∂

=

[ ] 0987

74 =+∂∂

=∂∂

= ωωθθ vapvap

FJ

[ ] 0987

75 =+∂∂

=∂∂

= ωωθθ OHOH

FJ

[ ] OCOCO

kF

J θωωθθ 998

776 =+

∂∂

=∂∂

=

[ ] 89822

777 k

FJ

COCO

−=+∂∂

=∂∂

= ωωθθ

[ ] 0987

78 =+∂∂

=∂∂

= ωωθθ CC

FJ

[ ] 09822

779 =+

∂∂

=∂∂

= ωωwH

wH XX

FJ

[ ] 0987

117 =+∂∂

=∂∂

= ωωwvap

wvap

, XXF

J

[ ] 0987

127 =+∂∂

=∂∂

= ωωwCO

wCO

, XXF

J

[ ] 09822

7137 =+

∂∂

=∂∂

= ωωwCO

wCO

, XXF

J


A-13

[ ] 29

928

28987

147w

OCOw

COww

, TT

kTT

kTT

FJ θθθωω +−=+

∂∂

=∂∂

=

Elementos de la octava fila J8j:

[ ] COvv

kF

J θωθθ −=−∂∂

=∂∂

= 14148

81

[ ] 0148

82 =−∂∂

=∂∂

= ωθθ HH

FJ

[ ] COO

kF

J θωθθ +−=−∂∂

=∂∂

= 14148

83

[ ] 0148

84 =−∂∂

=∂∂

= ωθθ vapvap

FJ

[ ] 0148

85 =−∂∂

=∂∂

= ωθθ OHOH

FJ

[ ] vCOCO

kF

J θωθθ −=−∂∂

=∂∂

= 14148

86

[ ] 01422

887 =−

∂∂

=∂∂

= ωθθ COCO

FJ

[ ] OCC

kF

J θωθθ +−=−∂∂

=∂∂

= 14148

88

[ ] 01422

889 =−

∂∂

=∂∂

= ωwH

wH XX

FJ

[ ] 01422

810,8 =−

∂∂

=∂∂

= ωwO

wO XX

FJ

Apéndice A

A-14

[ ] 0148

11,8 =−∂∂

=∂∂

= ωwvap

wvap XX

FJ

[ ] 0148

12,8 =−∂∂

=∂∂

= ωwCO

wCO XX

FJ

[ ] 01422

813,8 =−

∂∂

=∂∂

= ωwCO

wCO XXF

J

[ ] 214

14214

14147

14,8w

vCOw

OCww T

TkTTk

TTF

J −−

++ +−=−

∂∂

=∂∂

= θθθθω

Elementos de la novena fila J9j:

pXkLW

WXW

WXb

DShL

FJ

wHaw

w

w

wwH

wH

wHHb

vv

211

1

*,

1

991 2

2221

ρ

ωρθθ

Γ−

=⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

Γ−

=⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

w

HHdw

w

w

wwH

wH

wHHb

HH

Tk

LW

WXW

WXb

DShL

FJ

θθ

ρ

ωρθθ

7222

1

11

1

*,

1

992 2

222

011

*,

1

993 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwH

wH

wHHb

OO

WXW

WXb

DShL

FJ

011

*,

1

994 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwH

wH

wHHb

vapvap

WXW

WXb

DShL

FJ

011

*,

1

995 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwH

wH

wHHb

OHOH

WXW

WXb

DShL

FJ


A-15

011

*,

1

996 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwH

wH

wHHb

COCO

WXW

WXb

DShL

FJ

011

*,

122

997 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwH

wH

wHHb

COCO

WXW

WXb

DShL

FJ

011

*,

1

998 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwH

wH

wHHb

CC

WXW

WXb

DShL

FJ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

Γ−

=⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

bDSh

pkWL

WXW

WXb

DShLXX

FJ

wHHb

vaw

w

w

wwH

wH

wHHb

wH

wH

22

2

222

*,

11

1

*,

122

999

1

1

θρ

ωρ

011

*,

122

910,9 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwH

wH

wHHb

wO

wO

WXW

WXb

DShLXX

FJ

011

*,

1

911,9 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwH

wH

wHHb

wvap

wvap

WXW

WXb

DShLXX

FJ

011

*,

1

912,9 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwH

wH

wHHb

wCO

wCO

WXW

WXb

DShLXX

FJ

011

*,

122

913,9 2

222 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

=∞

∞

ωρ w

wwH

wH

wHHb

wCO

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2

22

2

222

2

1

θθ

ρ

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donde, en general

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32

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1

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2

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1

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1

104,10 2

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1

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wO

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A-17

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1

106,10 2

222 =⎟⎟

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108,10 2

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122

109,10 2

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wOOb

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21

2

*,

122

1010,10

1

1

θρ

ωρ

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1

1011,10 2

222 =⎟⎟

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⎡ Γ−⎟

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= ∞

∞

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1

1012,10 2

222 =⎟⎟

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⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

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= ∞

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*,

122

1013,10 2

222 =⎟⎟

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⎡ Γ−⎟

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wOOb

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22

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114,11

1

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⎡ Γ−⎟

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1

115,11 =⎟

⎟

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1

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A-19

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1

118,11 =⎟

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∞

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wwvap

wvap

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013

*,

122

119,11 =⎟

⎟

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122

1110,11 =⎟

⎟

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1

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1

1

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ωρ

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1

1112,11 =⎟

⎟

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⎢⎢⎣

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122

1113,11 =⎟

⎟

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⎡ Γ−⎟

⎟⎠

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w

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w

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wvap

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∞

∞

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12

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1

1114,11

2

1

θθ

ρ

ωρ

Elementos de la duodécima fila J12,j:

Apéndice A

A-20

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θρ

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1

121,12

2

1

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⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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∞

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1

122,12 =⎟

⎟

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⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

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= ∞

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1

123,12 =⎟

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⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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= ∞

∞

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FJ

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1

124,12 =⎟

⎟

⎠

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⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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= ∞

∞

ωρθθ w

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vapvap

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FJ

017

*,

1

125,12 =⎟

⎟

⎠

⎞

⎜⎜

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⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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w

w

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1

126,12

1

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⎢⎢⎣

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⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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122

127,12 =⎟

⎟

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⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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= ∞

∞

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1

128,12 =⎟

⎟

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⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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= ∞

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ωρθθ w

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wvap

wCOCOb

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DShL

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A-21

017

*,

122

129,12 =⎟

⎟

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⎜⎜

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⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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= ∞

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wH

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*,

122

1210,12 =⎟

⎟

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⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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= ∞

∞

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wO

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017

*,

1

1211,12 =⎟

⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

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=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwCO

wvap

wCOCOb

wvap

wvap

WXW

WXb

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FJ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

Γ−

=⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

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WXb

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FJ

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w

w

wwCO

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wCOCOb

wCO

wCO

*,2

71

7

*,

1

1212,12

1

1

θρ

ωρ

017

*,

122

1213,12 =⎟

⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwCO

wvap

wCOCOb

wCO

wCO

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w

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wCO

wCO

w

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w

vwCO

aw

w

w

wwCO

wCO

wCOCOb

ww

TSh

XW

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DTT

kTpX

kLW

WXW

WXb

DShLTT

FJ

∂

∂⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−

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=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

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⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟⎟

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⎞⎜⎜⎝

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∞

∞

∞

*,

12

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2

71

7

*,

1

1214,12

2

1

θθ

ρ

ωρ

Elementos de la decimotercera fila J13,j:

018

*,

1

131,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

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= ∞

∞

ωρθθ w

wwCO

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vv

WXW

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FJ

018

*,

1

132,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwCO

wvap

wCOCOb

HH

WXW

WXb

DShL

FJ

Apéndice A

A-22

018

*,

1

133,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwCO

wvap

wCOCOb

OO

WXW

WXb

DShL

FJ

018

*,

1

134,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwCO

wvap

wCOCOb

vapvap

WXW

WXb

DShL

FJ

018

*,

1

135,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwCO

wvap

wCOCOb

OHOH

WXW

WXb

DShL

FJ

018

*,

1

136,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwCO

wvap

wCOCOb

COCO

WXW

WXb

DShL

FJ

81

8

*,

122

137,13 2

221

kLW

WXW

WXb

DShL

FJ

w

w

w

wwCO

wvap

wCOCOb

COCO

ρ

ωρθθ

Γ

=⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

018

*,

1

138,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρθθ w

wwCO

wvap

wCOCOb

CC

WXW

WXb

DShL

FJ

018

*,

122

139,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwCO

wvap

wCOCOb

wH

wH

WXW

WXb

DShLXX

FJ

018

*,

122

1310,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwCO

wvap

wCOCOb

wO

wO

WXW

WXb

DShLXX

FJ

018

*,

1

1311,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwCO

wvap

wCOCOb

wvap

wvap

WXW

WXb

DShLXX

FJ


A-23

018

*,

1

1312,13 2

22 =⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ w

wwCO

wvap

wCOCOb

wCO

wCO

WXW

WXb

DShLXX

FJ

bLDSh

WXW

WXb

DShLXX

FJ

wCOCOb

w

wwCO

wvap

wCOCOb

wCO

wCO

1

*,

8

*,

122

1313,13

22

2

221

−

=⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

= ∞

∞

ωρ

w

CObwCO

wCO

wCO

wCOw

w

w

wwCO

wCO

wCOCOb

ww

TSh

XW

WXbL

DTT

kLW

WXW

WXb

DShLTT

FJ

∂

∂⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛Γ

=⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ Γ−⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

∂∂

=∂∂

=

∞

∞

∞

∞

*,

128

281

8

*,

1

1314,13

2

2

22

2

2221

θρ

ωρ

Elementos de la decimocuarta fila J14,j:

( )141477332221212

2

141,14

22)(

)(1

qkqXkqXkqXkqXkcp

qqqc

FJ

COwCOva

wvapa

wOva

wHaplaca

pe

radw

convw

iiiplaca

pe

vv

θθθρ

ωρθθ

−

∞→∞→

−+++Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∑

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−

Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑

5544112

2

142,14

7222)(

)(1

qkqkqT

kcp

qqqc

FJ

OHOw

HHdplaca

pe

radw

convw

iiiplaca

pe

HH

θθθ

θρ

ωρθθ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+++⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−

Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

=

+

∞→∞→∑

14149944222

2

143,14

72202

)(

)(1

qkqkqkqT

kcp

qqqc

FJ

CCOHw

OOdplaca

pe

radw

convw

iiiplaca

pe

OO

θθθθ

θρ

ωρθθ

Apéndice A

A-24

3322

144,14 )()(

1 qkcpqqq

cF

J dplacap

eradw

convw

iiiplaca

pe

vapvap ρω

ρθθΓ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑

( )66552

2

145,14

2)(

)(1

qkqkcp

qqqc

FJ

OHHplacap

e

radw

convw

iiiplaca

pe

OHOH

θθρ

ωρθθ

+Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑

( )141499772

2

146,14

)(

)(1

qkqkqkcp

qqqc

FJ

vOdplacap

e

radw

convw

iiiplaca

pe

COCO

θθρ

ωρθθ

−

∞→∞→

−+−Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∑

( ) 82

8

222

14714

1

k)c(

pq

qqq)c(

FJ

placap

e

radw

convw

iiiplaca

pe

COCO,

ρ

ωρθθ

Γ−−

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑

14142

2

14814

1

qk)c(

p

qqq)c(

FJ

Oplacap

e

radw

convw

iiiplaca

pe

CC,

θρ

ωρθθ

+

∞→∞→

Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∑

112

222

149,14

)(

)(1

pqkcp

qqqcXX

FJ

vaplacap

e

radw

convw

iiiplaca

pew

HwH

θρ

ωρ

Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑

22

22

222

1410,14

)(

)(1

pqkcp

qqqcXX

FJ

vaplacap

e

radw

convw

iiiplaca

pew

OwO

θρ

ωρ

Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑


A-25

332

2

1411,14

)(

)(1

pqkcp

qqqcXX

FJ

vaplacap

e

radw

convw

iiiplaca

pew

vapwvap

θρ

ωρ

Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑

72

72

2

1412,14

)(

)(1

pqkcp

qqqcXX

FJ

vaplacap

e

radw

convw

iiiplaca

pew

COwCO

θρ

ωρ

Γ

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑

0)(

1

222

1413,14 =

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

= ∞→∞→∑ radw

convw

iiiplaca

pew

COwCO

qqqcXX

FJ ω

ρ

( )⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

∂∂

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∂∂

−+−

Γ

⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−++

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−+

++⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−−Γ

∂∂

=∂∂

=

∞→∞

−−

++

∞→∞→∑

w

radw

w

bwb

wg

wvCO

wOC

wOCO

wCO

w

dCOd

w

vwCO

aw

OH

wOHH

wOH

w

dvapd

w

vwvap

a

w

dOd

w

vwO

aw

dHd

w

vwH

a

placap

e

radw

convw

iiiplaca

pe

ww

Tq

TNu

TTNub

k

qTTk

TTkq

TT

k

qTT

kqTT

kTpX

kqTT

k

qTT

kqTT

kqTT

kTpX

k

qTT

kTpX

kqTT

kTpX

k

c

qqqcTT

FJ

**

14214

14214

14929

9

828

287272

7

2

76262

6

525

5424

4323

33

2222

2

22

21212

12

1

2

2

1414,14

2

2

22

)(1

)(1

θθθθθθ

θθθ

θ

θθθθθθ

θθ

θθ

ρ

ωρ

Apéndice A

A-26

donde

41

Pr32

Pr32

2

3

1

Pr2411

Pr24

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=∂∂

−

−

∞bGr

L

bGrL

w

b

e

bGrLe

Tgb

Lb

TNu

ν

y

3

1114

21

w

wwww

ww

radw T

aFaaLhT

q

∞∞

∞

∞

∞→

−++

−=

∂∂

εε

εε

σ

APÉNDICE B ACOPLAMIENTO DEL MODELO PARUPM CON EL CÓDIGO MELCOR El modelo propuesto en el Capítulo 5 se ha acoplado al código MELCOR por medio de las rutinas FORTRAN siguientes:

• parUPM.f: modelo de PAR. • parINIT.f: cálculo del estado inicial de las variables del modelo de PAR. • newvwfct.f: cálculo de los factores de vista para el cálculo de Qrad. • gasprop.f: cálculo de propiedades de las especies gaseosas y de su mezcla. • Rutinas de inversión de matrices. Obtenidas de LAPack.

El acoplamiento con el código MELCOR se ha implementado sin necesidad de definir nuevas variables en la base de datos del código, sino aprovechando las ya existentes. No es ésta la opción más recomendable pues, al ser este conjunto de variables muy reducido (sobre todo el de variables de salida), la capacidad de introducción de parámetros del modelo y el análisis de los datos de salida vía entrada/salida ordinarias queda muy limitada. No obstante, se ha optado por esta vía para un primer acoplamiento del modelo en cuanto a las variables principales, por la complicación inherente a la ampliación de la base de datos de variables del código. Por tanto, se ha modificado el flujo de cálculo de MELCOR 1.8.5 para utilizar algunas de las variables de entrada/salida estándar como variables de entrada/salida del nuevo módulo. Los parámetros de entrada del modelo de PAR del código MELCOR en su versión 1.8.5 se introducen en el paquete ESF/PAR. Los detalles del modelo se proporcionan en el Manual de Referencia. Sin entrar en mayores detalles, el modelo actual de la versión 1.8.5 de MELCOR corresponde a un modelo de tipo correlación para el cálculo del flujo volumétrico de gas (Q=aXH2b) a través de un recombinador de tipo NIS (modelo de Fischer), permitiendo la simulación de otros dispositivos mediante la introducción de los parámetros a y b correspondientes por el usuario o por medio de funciones de control. La Guía de Usuario de MELCOR (Gauntt, 2002) describe el formato y variables del fichero de entrada MELGEN que, tras las modificaciones aquí introducidas y señaladas en negrita, se mostraría como sigue: ESFPARnnn00 – Nombre del recombinador

(1) FPRNAM – Nombre del PAR No se ha modificado esta tarjeta

ESFPARnnn01 – Parámetros enteros de control e interacción del PAR (1) IPAR – número del volumen de control donde se encuentra el PAR

(2) IPROPT – Etiqueta de selección del modelo de PAR IPROPT=0 → modelo de Fischer

Apéndice B

B-2

IPROPT>0 → modelo de usuario mediante función de control IPROPT<0 → modelo PAR de la UPM

ESFPARnnn02 – Parámetros del PAR Se ha aprovechado esta tarjeta para introducir los parámetros que describen la geometría del PAR, en lugar de los parámetros de correlación de las entradas con IPROPT≥0. Así:

(1) APAR – espesor de las placas e(m). (2) BPAR – longitud de las placas L(m). (3) EPAR – anchura de las placas h(m). (4) TAUPAR – separación entra placas b(m). (5) TPARD – altura de la carcasa/chimenea del recombinador H(m). (6) FPARD – número de placas de estas características en el volumen de control. Puede introducirse un número no entero o inferior al real para simular un comportamiento degradado de algunas de las placas.

ESFPARnnn03 – Otros datos Se utiliza parte de esta tarjeta, inicialmente dedicada a la introducción de los límites de combustión para arranque/parada del recombinador, para introducir propiedades del material de las placas. Así:

(1) HPAR0 – densidad del material de la placa ρplaca(kg m-2). (2) HPARR – [H2] mínima para el apagado del PAR (0.5%). (3) OPAR0 – capacidad calorífica específica del material de la placa cpplaca (J kg-1 K-1). (4) OPARR - [O2] mínima para el apagado del PAR (0.5%).

De esta forma, se consideran constantes la emisividad de la placa εw y la del gas εw (iguales a 0.5, como se ha indicado en la sección 5) y la densidad de huecos en la matriz sólida para albergar las especies adsorbidas Γ (igual a 2.0×10-5 mol m-2). Estas propiedades responden a valores característicos de escaso rango de variación, y pueden modificarse -si fuera necesario- en las correspondientes sentencias PARAMETER en el módulo parUPM.f y recompilando el código. Lo mismo ocurre con las constantes cinéticas de las reacciones químicas. Tampoco se considera variable el conjunto de reacciones introducido por lo que, si se desea su modificación o ampliación, debe hacerse en el propio código fuente y recompilando el código. De este modo se genera el fichero de entrada del código. En el flujo de ejecución de MELCOR, ha sido necesario introducir algunos cambios en el código fuente para acoplar este nuevo módulo y sus variables. A continuación se describen las principales rutinas y modificaciones introducidas:

Acoplamiento con el Código MELCOR

B-3

mexrun.f Ejecuta los distintos módulos de MELCOR en cada paso de tiempo. Se han introducido las siguientes variables mediante sentencia COMMON en el flujo del programa:

XPARADIC(100, 14): almacenamiento del vector solución X(tn) de 14 variables necesario para el cálculo de X(tn+1) al final del paso de tiempo. COTABLA(100): vector de almacenamiento de la masa integrada de CO recombinada, pues el modelo de MELCOR 1.8.5 no contempla la recombinación del CO.

De esta forma, pueden introducirse recombinadores hasta en 100 volúmenes de control, o bien hasta 100 tipos distintos de placas. Conviene aquí indicar que estas variables no han sido incorporadas a la base de datos del código MELCOR, por lo que los valores de las mismas en los distintos instantes de tiempo a lo largo del cálculo no podrían recuperarse mediante “restart” para continuar con el cálculo si éste hubiera ha sido interrumpido previamente. parrun.f Llamada por la subrutina esfdbd.f, que gestiona la ejecución de los módulos del paquete ESF. Ésta es la rutina en que se encuentran implementados en MELCOR los modelos por defecto (de Fischer y de función de control), según el valor de la variable IPROPT introducido por el usuario. Si se activa el modelo de la UPM (IPROPT<1), el flujo de cálculo se desvía para llamar a las siguientes subrutinas (variables REAL*8):

parinit.f Calcula el estado inicial sobre la placa de las 14 variables que componen el vector X(t=0) supuesto estado estacionario para t≤0, según las hipótesis del Capítulo 6. newvfct.f Cálculo de los factores de vista necesario para los cálculos de intercambio de calor por radiación, según la expresión [5.45] del Capítulo 5. parupm.f El modelo completo de PAR explicado en el Capítulo 5.

La obtención de resultados por medio de la subrutina parrun.f, una vez verificado un control interno de consistencia de los mismos, constituiría el último paso del proceso de simulación del funcionamiento de los PARs en el paso de tiempo dt.

Apéndice B

B-4

Finalizado éste, el flujo de cálculo pasa al siguiente módulo cvhmdt.f, en el que se gestionan las fuentes de masa y de entalpía a introducir/extraer en el paquete CVH de la forma ordinaria. Se obtendrían así los valores finales de las masas y entalpías asociadas a los distintos componentes de la mezcla de gases en los volúmenes de control que, junto con los valores actualizados de los elementos en las matrices XPARADIC y COTABLA, servirían de punto de partida para el inicio del cálculo en el siguiente paso de tiempo.

recombinación del hidrógeno en dispositivos autocatalíticos

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