[EN] In this work, part of our works in the frame of the OECD/NEA Oskarshamn-2 (O2)
BWR Stability Benchmark for Coupled Code Calculations and Uncertainty Analysis in Modelling are
shown. The objective is to simulate the instability event registered in February 1999 at the Swedish
NPP Oskarshamn-2 with the coupled code RELAP5/PARCSv2.7.[ES] En este estudio se presentan parte de los trabajos que se están llevando a cabo en el
marco del benchmark ‘OECD/NEA Oskarshamn-2 (O2) BWR Stability Benchmark for Coupled Code
Calculations and Uncertainty Analysis in Modelling’. El objetivo es simular el evento de inestabilidad
registrado el 25 de Febrero de 1999 en la central sueca Oskarshamn-2 con el código acoplado
RELAP5/PARCSv2.7.Garcia Fenoll, M.; Barrachina Celda, TM.; Miró Herrero, R.; Verdú Martín, GJ. (2014). Análisis de inestabilidades en BWR con el código acoplado 3D RELAP5/PARCSv2.7. Aplicación al evento sucedido en Oskarshamn-2 en 1999. Grupo Senda. http://hdl.handle.net/10251/49864

Barrachina Celda, Teresa María

García Fenoll, Marina

Miró Herrero, Rafael

Verdú Martín, Gumersindo Jesús

[EN] In this work, part of our works in the frame of the OECD/NEA Oskarshamn-2 (O2)
BWR Stability Benchmark for Coupled Code Calculations and Uncertainty Analysis in Modelling are
shown. The objective is to simulate the instability event registered in February 1999 at the Swedish
NPP Oskarshamn-2 with the coupled code RELAP5/PARCSv2.7.[ES] En este estudio se presentan parte de los trabajos que se están llevando a cabo en el
marco del benchmark ‘OECD/NEA Oskarshamn-2 (O2) BWR Stability Benchmark for Coupled Code
Calculations and Uncertainty Analysis in Modelling’. El objetivo es simular el evento de inestabilidad
registrado el 25 de Febrero de 1999 en la central sueca Oskarshamn-2 con el código acoplado
RELAP5/PARCSv2.7.Garcia Fenoll, M.; Barrachina Celda, TM.; Miró Herrero, R.; Verdú Martín, GJ. (2014). Análisis de inestabilidades en BWR con el código acoplado 3D RELAP5/PARCSv2.7. Aplicación al evento sucedido en Oskarshamn-2 en 1999. Grupo Senda. http://hdl.handle.net/10251/4986

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 40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014       Análisis de inestabilidades en BWR con el código acoplado 3D RELAP5/PARCSv2.7. Aplicación al evento sucedido en Oskarshamn-2 en 1999. M. García-Fenoll, T. Barrachina, R. Miró, G. Verdú Instituto de Seguridad Industrial, Radiofísica y Medioambiental, Universitat Politècnica de València. mfenoll@iqn.upv.es, tbarrachina@iqn.upv.es, rmiro@iqn.upv.es, gverdu@iqn.upv.es.   Resumen – En este estudio se presentan parte de los trabajos que se están llevando a cabo en el marco del benchmark ‘OECD/NEA Oskarshamn-2 (O2) BWR Stability Benchmark for Coupled Code Calculations and Uncertainty Analysis in Modelling’. El objetivo es simular el evento de inestabilidad registrado el 25 de Febrero de 1999 en la central sueca Oskarshamn-2 con el código acoplado RELAP5/PARCSv2.7.   In this work, part of our works in the frame of the OECD/NEA Oskarshamn-2 (O2) BWR Stability Benchmark for Coupled Code Calculations and Uncertainty Analysis in Modelling are shown. The objective is to simulate the instability event registered in February 1999 at the Swedish NPP Oskarshamn-2 with the coupled code RELAP5/PARCSv2.7. 1. INTRODUCCIÓN.  Una parte importante de los análisis de seguridad en reactores de tipo BWR es el análisis de estabilidad. La gran influencia de la realimentación termohidráulica en la cinética del reactor y la importancia del flujo bifásico de refrigerante a través de éste suponen un desafío a la comunidad científica y, si bien es un área de investigación muy prolífica durante las últimas décadas [1], [2], [3], [4], la validación y mejora de códigos y metodologías de análisis de estabilidad en BWR sigue estando a la orden del día. La utilización de datos reales de planta para la validación y mejora de estas herramientas es una gran oportunidad, y en ese contexto se enmarca el presente trabajo.  En 2010 empieza el ‘OECD/NEA Oskarshamn-2 Stability Benchmark’ [5] para la validación y mejora de la precisión de los códigos acoplados en la simulación de accidentes más allá de la base de diseño.    Figura 1 Evolución de la potencia durante el evento y detalle de las oscilaciones divergentes.      40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014       Este benchmark reúne los datos recogidos durante el evento ocurrido en la central nuclear Oskarshamn-2, en febrero de 1999, cuando un transitorio provocado por un mal funcionamiento de una señal de disparo culminó en la aparición de oscilaciones de potencia divergentes que, finalmente, provocaron el disparo automático del reactor. La figura 1 muestra la evolución del transitorio. Oskarshamn-2 es un reactor nuclear tipo BWR. Las condiciones de operación en el momento del comienzo del evento eran una potencia térmica de 1802 MW (el 106,1% de la nominal) y un flujo másico total de 5500 kg/s (el 71,2% del nominal).   Las oscilaciones divergentes empezaron tras un SCRAM parcial manual. Esta acción llevó al reactor a las siguientes condiciones de operación: 67,9% de la potencia nominal (1154.3 MW) y 34.3% del flujo másico (2651 kg/s). Estas condiciones corresponden al punto 9 del transitorio.  Se ha realizado un análisis de estabilidad 3D en el dominio del tiempo, utilizando el código acoplado RELAP5/PARCSv2.7 [6], [7]. El objetivo es reproducir el comportamiento del punto 9 del benchmark  y entender los mecanismos físicos que originan las oscilaciones de potencia divergentes observadas. En trabajos previos [8] se ha desarrollado un procedimiento para la simulación. Este procedimiento incluye la obtención de los modos Lambda para la correcta definición del núcleo y para la inducción posterior de perturbaciones en éste.  2. MODELO NEUTRÓNICO/TERMOHIDRÁULICO.  El código acoplado utilizado para las simulaciones es RELAP5/PARCSv2.7. En RELAP5, el núcleo del reactor, que tiene un total de 444 canales termo-hidráulicos, se ha modelado con 78 componentes. La figura 2 muestra la asignación radial de canales a cada nodo (incluyendo el bypass como canal 250). Las características de diseño de los elementos combustibles se han tomado de la referencia [5].   Figura 2. Canales termohidráulicos.   1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 241 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 2502 250 250 137 138 138 138 138 138 137 137 119 119 119 119 118 118 250 2503 250 250 138 134 135 135 135 135 135 134 134 116 116 116 116 116 115 119 250 2504 250 250 138 135 121 130 121 127 127 121 125 125 105 106 107 101 106 100 116 119 250 2505 250 250 138 135 126 127 122 131 133 122 130 121 133 112 102 114 102 102 107 105 115 119 250 2506 250 136 134 126 127 122 133 128 123 131 128 131 122 103 112 103 112 114 101 106 105 115 117 2507 250 137 134 126 121 133 131 123 123 128 132 124 132 113 103 109 103 113 114 100 110 115 117 2508 250 137 134 120 126 131 123 133 128 128 128 129 129 108 103 103 113 103 107 111 104 115 118 2509 250 137 134 133 133 122 131 123 132 128 129 129 132 113 103 113 103 113 101 114 104 115 118 25010 250 138 135 133 122 131 128 132 123 124 124 132 129 109 109 108 108 108 108 101 105 116 118 25011 250 177 174 159 128 123 132 124 132 129 132 128 109 113 113 108 108 113 102 112 106 116 119 25012 250 177 174 159 172 160 171 161 171 132 129 127 106 108 109 103 103 103 112 102 107 116 119 25013 250 177 174 165 160 170 161 161 161 167 166 164 146 148 151 113 103 113 102 114 101 116 119 25014 250 177 174 164 170 160 171 166 166 171 171 167 147 151 148 151 143 151 142 147 101 116 119 25015 250 176 174 163 159 166 166 166 166 167 167 148 151 143 143 142 151 147 150 141 152 154 157 25016 250 176 173 162 172 159 171 161 171 161 171 151 148 148 147 151 142 150 141 152 152 153 156 25017 250 176 173 162 169 165 161 171 161 161 166 148 148 147 147 147 152 142 150 145 139 153 156 25018 250 175 173 168 158 172 171 161 167 161 171 151 143 151 147 142 142 150 152 140 145 153 156 25019 250 175 173 163 164 159 172 170 161 170 161 141 150 147 150 142 147 152 141 146 145 153 155 25020 250 250 177 173 163 165 160 160 172 159 170 152 140 149 141 152 150 141 146 145 154 157 250 25021 250 250 177 174 158 164 159 165 164 163 144 144 140 146 146 140 149 140 154 157 250 25022 250 250 177 173 174 174 174 174 174 153 153 154 154 154 154 154 153 157 250 25023 250 250 176 176 177 177 177 177 156 156 157 157 157 157 156 156 250 25024 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250 250Línea de simetría del primer armónico Línea de simetría del segundo armónico     40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014       La correspondencia de los nodos termohidráulicos y neutrónicos (mapping) se realizó [8] a partir de los modos Lambda obtenidos con el código VALKIN [9]. VALKIN es un código neutrónico 3D desarrollado por la Universidad Politécnica de Valencia (UPV), capaz de integrar la ecuación de difusión neutrónica dependiente del tiempo en la aproximación de dos grupos de energía, utilizando un método nodal modal. Los datos de entrada para este código son los valores de las secciones eficaces, la geometría del núcleo y ciertos parámetros numéricos. Con este código es posible, además, obtener la evolución del flujo neutrónico y sus armónicos durante un transitorio. El modelo termohidráulico incluye el núcleo del reactor y la representación de la vasija mediante componentes branch y annulus, las conducciones de alimentación de agua y de salida de vapor, la bomba de recirculación y sus correspondientes entrada y salida, y el separador. La figura 6 muestra la representación con el programa SNAP del modelo en RELAP5:    Figura 3. Modelo de RELAP5 representado en SNAP.   Para el cálculo neutrónico del núcleo se utiliza el código PARCSv2.7. Se trata de un simulador tridimensional del núcleo del reactor desarrollado en la Universidad de Purdue. Este simulador puede resolver el estado estacionario y transitorio, y la ecuación de difusión para predecir la respuesta dinámica del reactor frente a perturbaciones de la reactividad, como movimiento de barras de control o cambios en la temperatura o las condiciones del fluido en el núcleo del reactor. Para resolver la ecuación de la difusión en dos grupos de energía en geometrías 3D el método ANM/NEM (HYBRID) es el recomendado por el manual y en nuestro caso es también el método con el cual se obtienen mejores resultados comparándolos con SIMULATE-3.     40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014       Radialmente, el modelo en PARCSv2.7 se ha realizado uno a uno, es decir, cada elemento combustible está representado por un nodo radial. El núcleo resultante se rodea con nodos representando el reflector. Axialmente, el núcleo se ha dividido en 27 niveles, dos de ellos correspondientes a los reflectores axiales superior e inferior. El modelo neutrónico se obtiene a partir de la información sobre el núcleo proporcionada por el benchmark. 3. RESULTADOS. Las condiciones de contorno aplicadas al transitorio se han obtenido directa o indirectamente de los datos del benchmark.  El transitorio simulado empieza de unos 70 segundos de transitorio nulo, seguidos por los cambios en las condiciones de contorno necesarios para conducir al núcleo a los puntos de operación a través de los que se desarrolló el evento de inestabilidad (figura 1).  En cierto punto del transitorio, los operarios realizaron un SCRAM parcial manual, modificando la posición de dos de los bancos de barras tal y como se puede observar en la figura 4. Este movimiento de barras se introduce a través del código PARCSv2.7.   Figura 4. Posición inicial de las barras de control (izquierda) y posición tras el SCRAM manual (derecha).    Los organizadores del benchmark proporcionan dos temperaturas para el agua de alimentación: FW1 y FW2, medidas cada una de ellas para cada uno de los trenes de agua de alimentación que llevan el refrigerante al núcleo. Sin embargo, para conseguir simular la potencia del reactor y que esta se aproxime a la real, debe utilizarse una tercera evolución de dicha temperatura: la descrita en la documentación del benchmark, apéndice A, que tiene en cuenta las diferencias entre la temperatura real del refrigerante y la medida por los distintos termopares, debidas a la transmisión de calor a través del material de la conducción que los separa. En la figura 5 podemos observar cómo evolucionan estos parámetros a lo largo del transitorio.   2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 222 --- --- --- --- --- --- ---4 --- --- --- --- --- --- --- --- ---6 --- --- --- --- --- --- --- --- --- --- ---8 --- --- --- --- --- --- --- --- --- --- ---10 --- --- --- --- --- --- --- 98 --- --- ---12 --- --- --- --- --- 23 --- --- --- --- ---14 --- --- --- 98 --- --- --- --- --- --- ---16 --- --- --- --- --- --- --- --- --- --- ---18 --- --- --- --- --- --- --- --- --- --- ---20 --- --- --- --- --- --- --- --- ---22 --- --- --- --- --- --- ---2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 222 --- --- --- --- --- --- ---4 --- --- --- --- 0 --- --- --- ---6 --- --- --- --- --- --- --- --- --- --- ---8 --- 0 --- --- --- --- --- --- --- 0 ---10 --- --- --- --- --- --- --- 98 --- --- ---12 --- --- --- --- --- 0 --- --- --- --- ---14 --- --- --- 98 --- --- --- --- --- --- ---16 --- 0 --- --- --- --- --- --- --- 0 ---18 --- --- --- --- --- --- --- --- --- --- ---20 --- --- --- --- 0 --- --- --- ---22 --- --- --- --- --- --- ---    40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014        Figura 5. Condiciones de contorno: Temperatura de entrada del refrigerante.    La velocidad angular de la bomba de recirculación no es conocida. Como aproximación, se toma el caudal registrado en ésta durante el evento (Reference en la figura 6), y se ajusta hasta conseguir los resultados idóneos.    Figura 6. Condiciones de contorno: Velocidad angular de la bomba de recirculación.   El caudal de entrada de refrigerante al núcleo se toma de los datos registrados durante el evento (figura 7), así como la presión en la salida de vapor (figura 8).    3003203403603804004204404604800 50 100 150 200 250 300Temperatura (K) Tiempo (s) Temp FW1Temp FW2Benchmark(App A)3.00E+014.00E+015.00E+016.00E+017.00E+018.00E+019.00E+011.00E+021.10E+020 50 100 150 200 250 300Velocidad angular (rad/s) Tiempo (s) RealUPV    40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014        Figura 7. Condiciones de contorno: caudal a la entrada del núcleo.    Figura 8. Condiciones de contorno: Presión en la salida de vapor.  Con estas condiciones de contorno, los resultados se muestran a continuación. El caudal de recirculación obtenido se aproxima mucho al real (Figura 9).    0200400600800100012000 50 100 150 200 250 300Caudal a la entrada (kg/s) Tiempo (s) Real DataUPV5.00E+065.50E+066.00E+066.50E+067.00E+067.50E+060 50 100 150 200 250 300Presión (Pa) Tiempo (s) Real DataUPV    40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014        Figura 9. Caudal de recirculación durante el transitorio.   La evolución de la potencia obtenida es la representada en la figura 10. Las variaciones de potencia debidas a la disminución de temperatura y a la modificación de la velocidad de las bombas se reproducen correctamente, al igual que el SCRAM manual.      Figura 10. Evolución de la potencia durante el transitorio. 2.00E+032.50E+033.00E+033.50E+034.00E+034.50E+035.00E+035.50E+036.00E+030 50 100 150 200 250 300Caudal de recirculación (kg/s) Tiempo (s) RealUPV0.00E+005.00E+081.00E+091.50E+092.00E+092.50E+093.00E+090 50 100 150 200 250 300Potencia total (MW) Tiempo (s) RealUPV    40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014         El punto de comienzo de la inestabilidad no se alcanza perfectamente aunque se acerca (figura 11).   Figura 11. Evolución de la potencia durante el transitorio. Detalle.    Sin embargo, no aparece oscilación a partir de este punto, por lo que se puede considerar que el modelo, a pesar de representar correctamente el transitorio termo-hidráulico y el SCRAM manual, debe ser mejor definido para reproducir el comportamiento inestable del núcleo.  4. CONCLUSIONES.  Se ha desarrollado un modelo de núcleo con lazo de recirculación (línea de entrada de refrigerante, bomba de recirculación, separador, vasija y línea de salida de vapor), que se ha ajustado para las condiciones estacionarias conocidas antes del evento de inestabilidad estudiado.  Se ha simulado el transitorio completo, incluyendo variaciones en la temperatura de entrada del refrigerante y en la velocidad de la bomba de recirculación, alcanzando mediando esta simulación el punto de operación de bajo caudal de refrigerante y potencia elevada a partir del que se generaron las oscilaciones divergentes de potencia. Los distintos puntos del transitorio real antes de la oscilación divergente se reproducen aceptablemente con la simulación, aunque un ajuste mejor proporcionará mejores resultados. 5.00E+087.00E+089.00E+081.10E+091.30E+091.50E+091.70E+091.90E+09180 190 200 210 220 230 240Potencia (MW) Tiempo (s) RealUPV    40ª Reunión Anual de la SNE València (València) España, 1-3 Octubre 2014       AGRADECIMIENTOS.  Los autores quieren agradecer a los organizadores del ‘OECD/NEA Oskarshamn-2 (O2) BWR Stability Benchmark for Coupled Code Calculations and Uncertainty Analysis in Modelling’ la oportunidad de formar parte de este estudio, así como su colaboración para la realización del mismo.  Este proyecto ha sido financiado por el Ministerio de Economía y Competitividad de España a través del proyecto ENE2011-22823. REFERENCIAS. [1] T. H. J. J. Van der Hagen, I. Pászit, O. Thomson, B. Melkerson. “Methods for the determination of the in-phase and out-of-phase stability characteristics of a boiling water reactor”. Nuclear Technology, 107, pp. 193-214, (1994). [2] J. March-Leuba, E. D. Blakeman. “A Mechanism for Out-of Phase Power Instabilities in Boiling Water Reactors”, Nuclear Science and Engineering, 107, pp. 173-179, (1991). [3] R. Miró, D. Ginestar, D. Hennig, G. Verdú. “On the regional oscillation phenomenon in BWR's”, Progress in Nuclear Energy, Volume 36, Issue 2, pp. 189-229, (2000). [4] J. L Muñoz-Cobo, O. Roselló, R. Miró, A. Escrivá, D. Ginestar, G Verdú. “Coupling of density wave oscillations in parallel channels with high order modal kinetics: application to BWR out of phase oscillations”, Annals of Nuclear Energy, Volume 27, Issue 15, pp. 1345-1371, (2000). [5] T. Kozlowski, “BWR Stabilityy Event Benchmark based on Oskarshamn-2 1999 Feedwater Transient”. [6] “RELAP5/MOD3.3 Code Manual”. Information Systems Laboratories, Inc., Rockville, Maryland, NUREG/CR-5535/Rev 1-Vol I-VIII (2001). [7] T. Downar, D. Lee, Y. Xu, T. Kozlowski, J. Staundenmier. “PARCS v2.7 US NRC Core Neutronics Simulator”, (2006). [8] M. García-Fenoll, T. Barrachina, R. Miró, G. Verdú. “Análissi del evento de inestabilidad en el reactor BWR Oskarshamn-2”. 38ª Reunión Anual de la Sociedad Nuclear Española, Cáceres (2012) [9] R. Miró, D. Ginestar, G. Verdú, D. Hennig, “A Nodal Modal Method for the Neutron Diffusion Equation. Application to BWR Instabilities Analysis”, Annals of Nuclear Energy, 29, pp.1171-1194 (2002).    

Análisis de inestabilidades en BWR con el código acoplado 3D RELAP5/PARCSv2.7. Aplicación al evento sucedido en Oskarshamn-2 en 1999

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