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Escuela Técnica Superior de Ingeniería (ICAI) Ingeniero Industrial
DISEÑO DE UN SISTEMA DE
TRATAMIENTO DE GASES PARA
UNA CENTRAL NUCLEAR TIPO BWR
Autor: Ignacio Castilla Salas Director: Jorge López Tanco
Madrid Mayo 2011
1
Índice
Índice .................................................................................................... 1
1 - Objetivos y motivaciones ............................................................... 8
1.1 Características y disposición del sistema ..................................................... 8
1.2 Funcionamiento básico del sistema ............................................................ 9
1.3 Principios de diseño.................................................................................. 11
2 - Términos fuente – Liberación de material radioactivo .................. 12
2.1 Espectro accidental .................................................................................. 12
2.1.1 Accidente Base de Diseño .....................................................................13
2.1.2 Accidente severo ...................................................................................13
2.2 Operación normal y términos fuente para accidentes menores ................ 14
2.3 Términos fuente para accidentes base de diseño ...................................... 15
3 - Diseño de los sistemas de tratamiento de aire .............................. 17
3.1 Estrategias de retención ........................................................................... 17
3.1.1 Contención ............................................................................................18
3.1.2 Confinamiento .......................................................................................20
3.1.3 Sistema de ventilación de la sala de control .........................................20
3.2 Enfoque genérico de diseño de los sistemas de tratamiento de gases ....... 21
3.2.1 Riesgos y peligros ..................................................................................23
3.3 Diseño de los sistemas de tratamiento de aire para el control de la
contaminación aerotransportada...................................................................... 25
3.3.1 Requisitos de funcionamiento...............................................................25
2
3.3.2 Diseño de ESF para tratamiento de gases .............................................26
3.3.3 Requisitos de los equipos de procesamiento y diseño de los
componentes.....................................................................................................29
3.3.4 Ensayo....................................................................................................36
3.3.5 Limites de funcionamiento de los filtros. ..............................................36
4 - Fundamentos de la filtración y la adsorción .................................. 41
4.1 Filtración .................................................................................................. 41
4.1.1 Resistencia del filtro al flujo ..................................................................41
4.1.2 Mecanismos Básicos de filtración .........................................................44
4.1.3 Eficiencia de filtrado ..............................................................................49
4.1.4 Carga de los filtros .................................................................................51
4.2 Adsorción ................................................................................................. 53
4.2.1 Principios termodinámicos ....................................................................53
4.2.2 Carbón activo.........................................................................................54
5 - Salvaguardias tecnológicas .......................................................... 56
5.1.1 Sistemas de contención .........................................................................56
5.1.2 Sistemas de refrigeración de emergencia del núcleo ...........................57
5.1.3 Sistemas de control y evacuación de los productos de fisión ...............57
6 - Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT) ........................ 59
6.1 Bases del diseño ....................................................................................... 59
6.1.1 Mecánicas ..............................................................................................59
6.1.2 Eléctricas ................................................................................................60
3
6.1.3 Instrumentación y control .....................................................................60
6.1.4 Radiológicas ...........................................................................................61
6.2 Descripción............................................................................................... 61
6.2.1 Descripción del sistema .........................................................................61
6.2.2 Equipos del sistema. ..............................................................................63
6.2.3 Funcionamiento del sistema .................................................................66
7 - Caudal de extracción de la contención secundaria ........................ 68
7.1 Lista de datos de partida .......................................................................... 68
7.2 Características y disposición del sistema ................................................... 69
7.3 Hipótesis .................................................................................................. 69
7.4 Metodología ............................................................................................. 69
7.4.1 Generalidades ........................................................................................69
7.4.2 Método de cálculo .................................................................................70
7.4.3 Descripción del código de cálculo CONTAIN 2.0 ...................................71
7.5 Modelado ................................................................................................. 72
7.5.1 Nodalización ..........................................................................................72
7.5.2 Estructuras de almacenamiento de calor..............................................72
7.5.3 Condiciones iniciales .............................................................................73
7.5.4 Características del hormigón .................................................................73
7.6 Desarrollo................................................................................................. 74
7.6.1 Cálculo previo ........................................................................................74
7.6.2 Cálculo del caudal ..................................................................................74
4
7.6.3 Activación del control de caudal ...........................................................75
7.6.4 Resultados del cálculo ...........................................................................76
7.7 Conclusiones del cálculo ........................................................................... 83
8 - Pérdida de carga .......................................................................... 84
8.1 Elementos modelados con HVAC-PC ......................................................... 84
8.2 Pérdida de carga en las válvulas ............................................................... 85
8.2.1 Válvula de mariposa ..............................................................................85
8.2.2 Válvula de retención ..............................................................................87
8.3 Pérdida de carga en el caudalímetro ......................................................... 89
8.4 Factor de efecto a la entrada del ventilador ............................................. 90
8.5 Pérdidas de carga en las unidades de filtración ......................................... 91
8.6 Pérdida de carga total .............................................................................. 92
9 - Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA........................................................ 98
9.1.1 Metodología de cálculo de la actividad en los filtros ............................98
9.1.2 Metodología de cálculo de la masa acumulada en los filtros .............100
9.1.3 Metodología de cálculo del calor generado en los filtros ...................101
9.2 Hipótesis y datos de partida ................................................................... 102
9.2.1 Fugas de contención ............................................................................105
9.2.2 Fugas de los sistemas de emergencia .................................................107
9.3 Resultados del cálculo ............................................................................ 108
9.3.1 Cálculo de la actividad .........................................................................109
5
9.3.2 Cálculo de la masa ...............................................................................111
9.4 Cálculo del calor ..................................................................................... 114
10 - Temperaturas del flujo en los filtros: dimensionado de los calentadores ..................................................................................... 116
10.1 Calentador principal ............................................................................... 116
10.2 Calentador secundario............................................................................ 120
11 - Propuesta de elección de equipos principales ............................. 124
11.1 Adsorbedor de carbón activo .................................................................. 124
11.1 Filtro PREHEPA ....................................................................................... 126
11.2 Filtro POSTHEPA ..................................................................................... 127
11.3 Ventiladores ........................................................................................... 128
12 - Instrumentación y control .......................................................... 130
12.1 Operación del sistema ............................................................................ 130
12.1.1 Operación normal ................................................................................130
12.1.2 Operación en caso de pérdida de suministro energético o en caso
de accidente ....................................................................................................131
12.1.3 Operación en caso de fallo del tren en operación ..............................131
12.1.4 Operación en caso de alta humedad relativa del aire extraído. .........131
12.2 Sistema de inundación de los filtros de carbón ....................................... 131
12.2.1 Requisitos ASME N 509 – 1989 ...........................................................131
12.2.2 Sistema de inundación de las unidades de filtración ..........................133
12.3 Manetas de actuación ............................................................................ 134
12.3.1 Panel de ventilación de la sala de control ...........................................134
6
12.3.2 Panel de control local de las unidades de filtración............................134
12.4 Automatismos, protecciones y enclavamientos ...................................... 134
12.5 Indicaciones y alarmas............................................................................ 136
12.6 Tabla resumen ........................................................................................ 142
13 - Presupuesto .............................................................................. 146
Anexo A – Isométricos del sistema de conductos ............................... 147
Tramo 1 .......................................................................................................... 148
Tramo 2 .......................................................................................................... 149
Tramo 3 .......................................................................................................... 150
Tramo 4 .......................................................................................................... 151
Tramo 5 .......................................................................................................... 152
Anexo B – Glosario .......................................................................... 153
Anexo C – Esquema ......................................................................... 158
Anexo D – Outputs HVACPC ............................................................... 160
Línea 1 ............................................................................................................ 161
Línea 2 ............................................................................................................ 163
Línea 3 ............................................................................................................ 164
Línea 3’ ........................................................................................................... 168
Línea 4 ............................................................................................................ 170
Línea 5 ............................................................................................................ 172
Línea 6 ............................................................................................................ 174
Línea 7 ............................................................................................................ 176
7
Línea 8 ............................................................................................................ 176
Línea 9 ............................................................................................................ 177
Anexo E – Impresiones de pantalla de cálculos psicrométricos ........... 178
Calentador principal: Caudal máximo. ............................................................ 179
Calentador principal: Caudal mínimo. ............................................................. 180
Calentador principal sobredimensionado: Caudal máximo. ............................. 181
Calentador principal sobredimensionado: Caudal mínimo. ............................. 182
Calentador secundario: Caudal máximo. ......................................................... 183
Calentador secundario: Caudal mínimo........................................................... 184
Calentador secundario sobredimensionado: Caudal máximo .......................... 185
Calentador secundario sobredimensionado: Caudal mínimo. .......................... 186
Anexo F – Índice de ilustraciones, tablas y gráficos ............................. 187
Ilustraciones ................................................................................................... 187
Tablas ............................................................................................................. 189
Gráficos .......................................................................................................... 191
Bibliografía ....................................................................................... 192
Objetivos y motivaciones
8
1 - Objetivos y motivaciones
1.1 Características y disposición del sistema
Dentro de los sistemas de control atmosférico cuya función principal es la
eliminación del yodo elemental y orgánico y de aquellos aerosoles que puedan
liberarse en el edificio del reactor después del accidente, se encuentra el sistema de
reserva de tratamiento de gases (SBGT).
El SBGT proporciona un tratamiento y control del aire de los diferentes recintos y
estructuras de la contención, tanto en condiciones de operación normal como de
accidente, para limitar el escape de productos radiactivos al medio ambiente.
De las diferentes funciones de este sistema, es de interés en este estudio la
necesidad de mantener una presión negativa requerida en el interior del edificio del
reactor (Contención Secundaria) con respecto al exterior, para minimizar las fugas
de material radioactivo después del DBA.
El objetivo de este proyecto es la renovación del sistema de tratamiento de gases
de una central nuclear tipo BWR (Boiling Water Reactor). Se trata de un sistema de
reserva y tratamiento de gases (SBGT) cuya función, al ser de seguridad, ha de
cumplir la normativa correspondiente, como cualquier dispositivo de una central
nuclear.
Con el fin de adaptar la central a la normativa más reciente y maximizar su
seguridad se renovarán todos aquellos elementos del sistema que no la cumplan o
puedan cumplirla más holgadamente, aumentando los niveles de seguridad por
encima de lo exigido, en referencia a los criterios ALARA.
Se trata de una central nuclear real y por tanto todos los datos relativos a ésta que
se empleen en el proyecto son reales. No obstante, por motivos de confidencialidad
el nombre concreto de la instalación no puede hacerse púbico.
Al tratarse de una renovación y no de un diseño totalmente nuevo, se partirá del
trazado de conductos, ya que éste se encuentra instalado y al cumplir
Objetivos y motivaciones
9
perfectamente con la normativa vigente no requieren de ninguna modificación,
salvo la incorporación de los tramos necesarios para la conexión con las nuevas
unidades de filtración. Dicha conducción proviene de la contención secundaria y
finaliza en la chimenea. En el anexo A se representa esquemáticamente la
conducción, acotada y en tres dimensiones.
El nuevo sistema está compuesto por dos trenes A y B del 100% de capacidad que
tratan y descargan el aire de las contenciones primaria y secundaria a la chimenea.
Los trenes estarán separados físicamente. Cada tren está compuesto por una
unidad de filtración, ventilador, conductos, tuberías, compuertas, válvulas e
instrumentación.
Se dispone de un ventilador del 100% de capacidad por cada unidad de filtración
situado aguas abajo de la misma y será el encargado de extraer el aire desde la
contención secundaria y descargarlo por chimenea, tras su paso a través del tren
de filtración.
1.2 Funcionamiento básico del sistema
El sistema habrá de controlar la presión en el interior de la contención secundaria
de manera que en caso de ocurrir un accidente de pérdida de refrigerante (LOCA) se
extraiga el caudal necesario para alcanzar una determinada depresión en un
determinado tiempo con el fin de evitar posibles fugas de aire contaminado al
exterior de la contención.
En caso de entrar en funcionamiento, por ocurrir un LOCA, el caudal extraído se
hará pasar por una serie de dispositivos con el fin de eliminar suficiente material
radioactivo para que el aire alcance niveles estipulados por la normativa y se pueda
expulsar al exterior sin que esto suponga riesgo alguno para el personal de la
central y la población cercana. Cabe destacar que el nuevo sistema se colocará a
modo de by-pass respecto del antiguo y con el ventilador situado aguas abajo de las
unidades de filtración, con el fin de garantizar una presión negativa en los
conductos que transportan material radiactivo y por tanto no haya fugas al exterior.
Objetivos y motivaciones
10
Al tratarse de una salvaguardia tecnológica, es decir, un sistema de seguridad, éste
dispondrá de dos unidades redundantes en paralelo de 100% de capacidad cada
una que garanticen el perfecto servicio a la central atendiendo al criterio de fallo
único.
En la siguiente ilustración, la 1.1 se representa esquemáticamente el sistema.
Ilustración 1-1 - Representación esquemática del SBGT
En caso de entrar en funcionamiento el sistema se aspiraría el caudal necesario para
alcanzar la depresión del punto A, alcanzando el punto C tras haber sido filtrado y
siendo expulsado a la atmósfera en el punto D a través de la chimenea. Debido a la
desintegración del material radiactivo acumulado en los filtros se hace necesario
refrigerar la unidad que no está en funcionamiento, por lo que existe también un
caudal que se aspira en el punto B y que se hace pasar por la unidad de filtración
que no está en funcionamiento con objeto de controlar la temperatura de ésta.
Cada cierto tiempo entra en funcionamiento la unidad en reposo, pasando a estar
en reposo la que se encontraba en funcionamiento hasta ese momento. Debido a la
total simetría del sistema, el funcionamiento y los caudales son exactamente iguales
independientemente de que unidad esté funcionando y cual esté siendo
refrigerado.
Objetivos y motivaciones
11
1.3 Principios de diseño
Con el fin de comprender el fundamento de las condiciones exigidas y poder
adaptar el diseño a los requisitos actuales en una primera parte del proyecto se
describirán los riesgos a los que debe hacer frente nuestro sistema, los principio
básicos a los que ha de atender el diseño de forma conceptual y los fundamentos de
la filtración desde un punto de vista microscópico.
Términos fuente - Liberación de material radioactivo
12
Accidente
Importante
Acc. con riesgo fuera del
emplazamiento
Accidente sin riesgo fuera del emplazamiento
Incidente Importante
Incidente
Anomalía
Accidente Grave
INC
IDEN
TE
AC
CID
ENTE
Desviación (Sin importancia para la seguridad)
2 - Términos fuente – Liberación de material radioactivo
En esta sección se hará una breve descripción de las tipologías de accidentes en una
central nuclear y de los estudios que se realizan para su análisis y clasificación. Por
otro lado, se analizarán las posibilidades y circunstancias en la que se libera material
radioactivo tanto en accidentes menores como accidentes base de diseño, siendo
estos aquellos para los que el sistema a diseñar estará ideado y dimensionado.
2.1 Espectro accidental
A la hora de estudiar accidentes nucleares que conllevan liberación de material
radioactivo es necesario caracterizar los mismos convenientemente, en función de
su gravedad y naturaleza.
La clasificación de dichos accidentes se realiza sobre una base determinista,
definiendo los diferentes niveles accidentales según la situación en la que se
originan y de las consecuencias que conllevan.
La escala internacional de accidentes nucleares, INES, (Internacional Nuclear Event
Scale) los clasifica de la siguiente manera:
Términos fuente - Liberación de material radioactivo
13
2.1.1 Accidente Base de Diseño
Suelen ser llamados DBAs (Design Basis Accident) y son aquellos accidentes que se
elijen para probar los sistemas de protección de la planta.
Una serie de accidentes diferentes han de ser investigados para asegurar que los
casos más problemáticos han sido incluidos y que se han consideradas todas las
posibles variaciones de los parámetros relevantes.
Algunos de los DBAs más típicos son el incremento repentino de la potencia
generada o la disminución repentina de la capacidad de refrigeración del núcleo,
accidente más conocido como LOCA, (Loss of Coolant Accident).
En accidentes cuyo impacto sea inferior al de los DBAs se considera que la
posibilidad de que se libere combustible es muy limitada y se desprecia la
probabilidad de que dicho combustible pueda alcanzar la atmósfera.
Las salvaguardias tecnológicas o de ingeniería o ESFs (Engineered Safety Features)
además de los controles de operación deben reducir la probabilidad de dichos
accidentes a valores menores de 10 6- /año. Adicionalmente las medidas para mitigar
los accidentes severos buscan reducir estos valores en, al menos, un orden de
magnitud.
En caso de un LOCA se espera que la fracción de material radioactivo que escape de
la contención primaria sea el caudal de fuga de diseño o que sea liberado a la
atmósfera tras ser filtrado. En caso de que exista una contención secundaria todo el
material radioactivo que haya escapado será filtrado.
2.1.2 Accidente severo
Los accidentes por encima de los DBAs se denominan accidentes severos. Durante
estos accidentes, o bien falla la contención o bien el material radioactivo encuentra
un camino alternativo al exterior: un by-pass.
Este tipo de accidentes, típicamente, ocasionan sobrepresiones de la contención o
daños en el núcleo.
Términos fuente - Liberación de material radioactivo
14
Aunque lo normal es que dichos accidentes se originen internamente, existen
causas exteriores, como por ejemplo un terremoto, que pueden desencadenarlos.
2.2 Operación normal y términos fuente para accidentes menores
Durante las condiciones normales de operación productos de la fisión llegan al
refrigerante si el revestimiento del combustible está defectuoso, lo que contribuye
a aumentar la radioactividad del refrigerante.
La mayor parte de la radioactividad en una central nuclear se encuentra en los
productos de fisión en el combustible, por lo que la radioactividad inducida en los
materiales y en el refrigerante es sólo una fracción mínima del total y su
importancia relativa es tanto menor cuanto mayor sea la gravedad del suceso
transitorio o accidente.
La mayor parte del material radioactivo acumulado en el combustible durante la
operación es confinado por las siguientes barreras:
La matriz del combustible.
El revestimiento del combustible.
El refrigerante primario.
La contención.
En caso de accidente se considera el fallo, total o parcial, de las tres primeras
barreras, dependiendo de la gravedad del mismo.
La contención del reactor atrapará los gases radioactivos y aerosoles, posiblemente
mezclados con vapor de agua, que hayan penetrado las barreras dañadas.
La radioactividad aerotransportada resultante del accidente dependerá en gran
medida del tipo de accidente y de la operación de las salvaguardias de ingeniería
(ESFs) de la contención.
Términos fuente - Liberación de material radioactivo
15
También puede producirse una liberación de radioactividad en condiciones
normales de operación, cuando se realiza una recarga de combustible sin detener el
reactor (On-power refuelling).
2.3 Términos fuente para accidentes base de diseño
Los posibles recorridos para la liberación de material radioactivo a la atmósfera
están resumidos en la ilustración 2.1:
Ilustración 2-1 - Recorridos para la liberación de material radioactivo en DBAs
La secuencia de eventos empleada en la comprobación de los ESFs ha de cubrir las
variaciones extremas de todos los parámetros relevantes, como el incremento
repentino de la potencia generada o la disminución repentina de la capacidad de
refrigeración.
Los posibles escenarios de accidente y términos de liberación de material
radioactivo difieren entre los distintos tipos de reactores debido a sus diferencias
estructurales y en sus ESFs. En cualquier caso es común analizar las consecuencias
de la degradación durante un accidente desde un punto de vista muy conservador,
asumiendo en dicho análisis el posible fallo de algunos ESFs.
Un DBA suele acarrear la liberación de productos de la fisión y residuos del
combustible en forma de gas, vapor y partículas. Cabe anticipar la posible presencia
A – Fuga gaseosa directa al exterior.
B – Fuga gaseosa total a la contención secundaria.
C - Fuga gaseosa total al sistema de filtración de la contención secundaria.
F1 - Sistema de filtración de la contención secundaria.
E – Flujo de recirculación.
G – Flujo al sistema de filtración del Stack.
F2 - Sistema de filtración del Stack.
H – Fuga líquida al edificio auxiliar.
I – Actividad gaseosa de la fuga líquida.
J – Fuga gaseosa de la contención primaria al edificio auxiliar.
F3 – Sistema de filtración del edificio auxiliar.
SI – Sistema de inyección de seguridad.
SP – Sistema de rociado.
Términos fuente - Liberación de material radioactivo
16
de yodo radioactivo en varias formas, principalmente como vapor elemental,
además de compuestos de yodo orgánico como condensados o partículas sólidas.
Las condiciones que se consideran como más desfavorables para los sistemas de
filtrado de aire en los reactores de agua ligera son las siguientes:
Temperatura 200°C
Humedad 100 HR + agua libre
Actividad 3 kCi (1Ci = 37 GBq)
Presión La de diseño de la contención
Fuego Existencia potencial
Partículas Existencia potencial
Reacciones de hidrógeno Existencia potencial
Fuerzas atmosféricas externas Existencia potencial
Eventos sísmicos Existencia potencial
Deterioro (degradación, etc.) Existencia potencial
Presión diferencial excesiva Existencia potencial
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
17
3 - Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
En esta sección se describirán los principios básicos que se han de seguir a la hora
de diseñar un sistema de tratamiento de gases. Partiendo de unas estrategias
genéricas de retención (contención y confinamiento) para evitar la dispersión del
material radiactivo, se explicarán a continuación los enfoques genéricos que se han
de tener en cuenta en el diseño de un sistema de estas características. Es de
especial interés aquí considerar los riesgos y peligros, tanto internos como externos
para los que han de estar preparados los equipos de manera que se les pueda
hacer frente en caso de que ocurran.
A continuación se detallarán los requisitos de funcionamiento y de diseño de los
diferentes componentes de un sistema SBGT, es decir, de los sistemas de
separación de agua, de filtración de partículas y de adsorción de yodos, que son
aquellos de mayor responsabilidad y relevancia en el sistema.
Por último se hará un breve resumen sobre los límites de funcionamiento y
operación de todos estos sistemas concluidos a partir de estudios realizados por la
AIEA.
3.1 Estrategias de retención
Mitigar las consecuencias de una posible operación anormal de una planta o de un
DBA requiere el uso de ESFs para a asegurar el control del reactor, la seguridad del
personal de la planta y el control de la liberación de material radioactivo a la
atmósfera.
Las finalidades principales de dichos sistemas de protección son mantener la
presión en niveles seguros en el reactor y en el circuito primario, la provisión de
capacidad de refrigeración adicional y la prevención de la formación de hidrógeno
que origina la reacción entre el agua y el circonio.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
18
Los objetivos de las estrategias de prevención son los siguientes:
Limitar las fuentes de radiación para prevenir que la contaminación
alcance la atmósfera. Dicha estrategia está basada en la contención o
confinamiento del reactor.
Proveer de sistemas de filtrado del aire que puedan eliminar la
radioactividad del mismo durante todas las fases de un accidente.
Asegurar la habitabilidad de las salas de control.
Se usaran como equivalentes los términos de sistemas de contención o
confinamiento en cuanto a retención de material radioactivo respecta. Contención
suele emplearse cuando dicha retención es efectuada por una barrera sólida y
confinamiento cuando es efectuada por otra barrera y sistemas de tratamiento de
gases.
3.1.1 Contención
Contención
Se puede considerar fundamental el uso de barreras físicas para prevenir la
dispersión de material radioactivo desde una central nuclear en situación de fallo de
la misma. Su existencia se considera esencial para proteger a los operadores y evitar
la emisión de material radioactivo a la atmósfera. La estanqueidad concreta de una
estructura que actúe como contención dependerá en cada caso del potencial nivel
de contaminación que pueda ser transportada por los gases. Lógicamente, a mayor
riesgo de contaminación aerotransportada, mayor estanqueidad ha de presentar las
estructuras de contención.
En los reactores nucleares de agua ligera el aislamiento es provisto normalmente
por la contención primaria. Esta consiste, normalmente, en una estructura metálica
o de hormigón de baja fuga que encierra a la vasija de presión y al circuito de
refrigeración primario. Es diseñado como un recipiente de alta presión, ya que debe
soportar los grandes incrementos de presión resultantes de la despresurización del
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
19
sistema de refrigeración del reactor y de cualquier desprendimiento de material
radioactivo.
En los reactores BWR y en los PWR más recientes existe también un confinamiento
secundario que encierra, a su vez, a la contención primaria formando entre ambas
una región cerrada que puede extenderse hasta otros edificios donde otros
sistemas están colocados. Dichos edificios son el edificio del reactor en caso de una
BWR o el edificio auxiliar en caso de una PWR. La contención secundaria tiene como
función el aislamiento, tratamiento y la liberación controlada en caso de escape
radioactivo desde la contención primaria. Dicha contención secundaria se mantiene
siempre a presión relativa negativa mediante el sistema de ventilación. En
condiciones accidentales, los gases extraídos de la contención secundaria pueden
ser recirculados a la contención primaria.
El nivel de contaminación alcanzado durante la operación anormal de una planta
depende de la secuencia concreta de fallos producidos, de los materiales liberados,
las condiciones previas y el nivel de control necesario para limitar la dispersión de la
contaminación durante dicha situación. Las condiciones concretas de estanqueidad
necesarias para una determinada estructura han de ser determinadas por una
valoración de los riesgos.
El diseño de las estructuras que han de soportar condiciones de alta presión
interna, ya sea continuada o transitoriamente, requiere de sistemas especiales de
ingeniería civil y mecánica.
La contención primaria ha de ser diseñada con la robustez suficiente para soportar
las altas presiones y cargas térmicas que ocurren en un DBA. Con el fin de minimizar
las posibles descargas de material sin filtrar a la atmósfera es común la construcción
de una segunda contención, que puede ser total o parcial. Las contenciones
parciales están situadas en las áreas de mayor riesgo de fuga de la contención
primaria. Las contenciones secundarias son diseñadas para trabajar en condiciones
de presión relativa negativa con objeto de asegurar que todo el material fugado por
la contención primaria es tratado antes de ser expulsado.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
20
En el siguiente esquema, ilustración 3.1, se muestran los sistemas de confinamiento
típicos para una central de tipo BWR.
Ilustración 3-1 - Esquema típico de la contención en un BWR
3.1.2 Confinamiento
Los recintos de confinamiento suelen no estar presurizados y en caso de estarlo
siempre será a presiones inferiores a las de la contención. En caso de accidente se
puede aumentar el volumen de aire a limpiar o tratar el aire contaminado con el
sistema de filtración. En algún caso, el sistema exterior de tratamiento de aire
puede ser reemplazado por sistemas de filtrado adicionales.
En la mayoría de los casos el confinamiento solo consta de componentes de
recirculación, pero en algunos casos los sistemas de recirculación y de expulsión son
usados conjuntamente.
3.1.3 Sistema de ventilación de la sala de control
En caso de accidente, independientemente de su gravedad, la habitabilidad de la
sala de control ha de asegurarse en todo momento. Por lo tanto el sistema de
ventilación de dicha sala es considerado un ESF y consiste de dos unidades
principales:
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
21
(1) Una unidad de aire acondicionado empleada durante la operación normal que
usa una pequeña parte de aire fresco y el resto de aire recirculado y filtrado.
(2) Una unidad de tratamiento de aire para situaciones accidentales prevista para
eliminar la probable contaminación procedente del exterior del edificio.
Tres modos de operación son considerados para el mencionado sistema de
ventilación:
Un sistema de ventilación a presión positiva funcionando con aire exterior
filtrado.
Recirculación de aire a través del sistema de filtrado conjuntamente con
aire exterior. No es posible una presurización en este caso y son posibles las
fugas hacia el interior del edificio.
Una combinación de las dos anteriores es posible, recirculando aire a través de los
filtros y introduciendo aire exterior simultáneamente.
3.2 Enfoque genérico de diseño de los sistemas de tratamiento de gases
La seguridad necesaria en una central nuclear debe estar presente en todas las
etapas de existencia de la misma, desde el diseño inicial hasta el desmantelamiento
final. El enfoque básico que ha de dársele al diseño del sistema de tratamiento de
aire (ACS, Air Cleaning System) con material radioactivo ha de incluir los siguientes
pasos.
Identificación y análisis de las condiciones de operación para determinar
los requerimientos funcionales del ACS.
Provisión de ACS desvinculados entre si y redundantes por motivos de
seguridad.
Empleo de diseños de alta calidad.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
22
Diseño sistemático en el que los modos de fallo de los componentes con
funciones de seguridad sean analizados y sus probabilidades reducidas a
valores aceptables (Análisis Probabilístico de Seguridad, APS).
Demostración de la adecuación del sistema en función de las previsiones
de funcionamiento, fiabilidad y análisis de integridad.
Prestación de especial atención a la disposición de la planta, con el fin de
minimizar la exposición del personal a fuentes radioactivas durante la
operación normal de la planta, además de limitar la dispersión de
contaminantes en situaciones de funcionamiento anormal (aplicación de los
criterios ALARA).
Previsión de las múltiples sustancias radioactivas que pueden aparecer.
Realización de una serie de pruebas experimentales que prueben la
fiabilidad del sistema y demuestren que se ha fabricado, instalado y que
funciona de acuerdo con el diseño.
Adopción de un sistema de prueba, mantenimiento y servicio de
inspección de acuerdo con la normativa apropiada.
Provisión de sistemas de control, indicación y alarmas que, junto con una
normativa y un personal formado, puedan asegurar la supervivencia del ACS
en todo momento.
Provisión de equipamiento que permita monitorizar el ambiente a lo
largo de toda vida útil de la planta.
Uso de modificaciones operacionales y procedimientos de emergencia
aprobados para los ACSs.
Monitorización de la situación del ACS durante toda la vida útil del mismo
que permita anticiparse a cualquier fallo y que confirme que la asunción de
fiabilidad era correcta.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
23
Tener en cuenta el desmantelamiento y descontaminación del total o de
parte del ACS.
Uso de una documentación oficial que asegure el control apropiado de
todos los aspectos del diseño.
3.2.1 Riesgos y peligros
Se usará el término riesgo o peligro para referirse a fenómenos naturales o debidos
a causas humanas, que tienen importancia en la seguridad de la planta por su
capacidad de dañar las instalaciones.
Es necesario evaluar las consecuencias de cada peligro y formular un enfoque de
diseño que asegure las condiciones de seguridad.
R i e s g o s o p e l i g r o s i n t er n o s
Los siguientes fenómenos son considerados a la hora de diseñar un ACS con
funciones de seguridad.
Fuego. Aunque no es causante directo de la liberación de material radioactivo,
puede dar lugar a condiciones de operación deterioradas que si lo sean. En este
caso el reto para los ACS es trabajar con altas temperaturas, grandes cantidades de
polvo y con el condensado de sustancias corrosivas.
Explosiones. Incluyendo explosiones de hidrógeno y de vapor en el interior de la
contención. En este caso el problema serían las altas presiones transitorias, ondas
de choque.
Liberación de agua, vapor y sustancias corrosivas. El ACS debe estar instalado de
manera que su inundación sea imposible. El condensado de agua puede dar lugar a
corrosión y debe evitarse. Algunas sustancias químicas pueden corroer parte de los
equipos, dificultando su correcto funcionamiento.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
24
Impactos mecánicos. Originados por fallos en las zonas de alta presión o en
maquinaria rotativa que puedan conducir a degradación parcial o total del equipo
del ACS.
Esfuerzos dinámicos mecánicos. Vibraciones en un ACS pueden provocar un
desmontaje parcial de los dispositivos y con ello impedir su correcto
funcionamiento.
R i e s g o s o p e l i g r o s ex t e r n o s
Aquí se incluyen tanto fenómenos causados por la naturaleza como por el hombre.
Estos fenómenos son generalmente considerados a la hora de diseñar un ACS.
Terremotos. Pueden afectar severamente el funcionamiento de un ACS,
dependiendo de su intensidad. Por ejemplo puede desmontar equipos, deformar
filtros o hacer que los ventiladores pierdan el suministro eléctrico.
Tornados y sustancias explosivas. Estos eventos están caracterizados por variaciones
bruscas de presión que producen ondas de choque en el interior de los conductos.
El principal problema es el posible daño en los filtros de aerosoles.
Temperatura ambiente extrema. Las heladas pueden alterar las entradas de aire. En
particular las temperaturas muy bajas durante periodos prolongados de tiempo
pueden dar lugar a la obstrucción de las entradas de aire por la formación de hielo.
Sustancias nocivas. Este tipo de sustancias afecta directamente al correcto
funcionamiento de un ACS provocando corrosión en los equipos.
Los diseños deben incluir tanto sistemas de prevención como de protección para
alcanzar el nivel de seguridad deseado.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
25
3.3 Diseño de los sistemas de tratamiento de aire para el control de la contaminación aerotransportada
3.3.1 Requisitos de funcionamiento
Mientras que las barreras físicas se emplean para proveer una contención básica de
las sustancias, los sistemas de ventilación puede aumentar enormemente la
eficiencia de la contención en general. Dichos sistemas deben evitar la difusión de
contaminación a zonas que no hayan sido afectadas por un posible accidente y
además deben retener las sustancias contaminantes del aire, dejando sus niveles de
contaminación suficientemente bajos para su expulsión a la atmósfera. Dichos
requerimientos se satisfacen con la aplicación de los siguientes principios.
Se debe garantizar una jerarquía de presiones tal que las áreas
potencialmente contaminadas se encuentren a presiones negativas respecto
a áreas adyacentes.
Si el análisis de los posibles fallos da como resultado zonas de la planta
con niveles de contaminación muy diferentes, sus sistemas de ventilación y
tratamiento de gases han de estar separados y ser independientes.
La velocidad del gas que fluye a través de los huecos en las barreras
(diseñados o accidentales) ha de ser suficientemente alta para evitar el
escape de partículas, dentro de unos límites razonables. Velocidades entre
0.5 y 1 [m/s] suelen considerarse apropiadas para dicho propósito.
El sistema ha de ser capaz de mantener el flujo de aire hacia el interior
del recinto en todas las condiciones posibles, tanto de operación como de
fallo. La posible influencia de condiciones anormales exteriores,
particularmente las presiones inducidas por el viento, ha de ser tenida en
cuenta para que las especificaciones requeridas se cumplan.
El diseño del sistema de tratamiento de gases es muy parecido para condiciones de
operación normales y para condiciones accidentales. La planta ha de ser capaz de
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
26
eliminar partículas y yodo presente en los gases para las múltiples condiciones de
entrada del aire.
Dicho sistema ha de estar diseñado para garantizar la seguridad del personal de la
planta, en primer lugar, y el de todo aquel que se encuentre en el exterior de la
misma. Además puede jugar un papel importante a la hora de controlar el reactor
durante un accidente.
Debe estar diseñado para recoger y procesar todo el aire que llegue a la zona
afectada, incluyendo el fugado desde el exterior.
El factor de descontaminación (DF, Decontamination Factor) del sistema será
determinado mediante un análisis de la emisión de contaminación durante la
operación normal y durante las situaciones accidentales.
Los sistemas de adsorción y filtración han de estar situados aguas arriba de los
ventiladores, para mantenerlos a presión inferior a la atmosférica e impedir fuga
alguna de los mismos al exterior.
El gas procesado es, normalmente, expulsado a la atmósfera a través de una
chimenea para asegurar la correcta dispersión de los contaminantes residuales. Las
características específicas de la chimenea habrán de determinarse en función de la
concentración de contaminantes residuales y de las características de dispersión
existentes en la localización concreta de la planta. Por lo general no se necesitan
chimeneas con una altura superior a dos veces y media la altura del edificio más
alto de las inmediaciones y suelen considerarse aceptables unas velocidades de
salida de unos 15 [m/s].
3.3.2 Diseño de ESF para tratamiento de gases
Las contenciones primaria y secundaria están equipadas con sistemas cuyas
funciones principales son refrigerar, despresurizar y condensar el vapor que se
pueda presentar en situaciones de emergencia. Adicionalmente tienen como
función eliminar la contaminación present en el gas del interior de la contención,
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
27
filtrando las partículas y adsorbiendo los nucleídos radioactivos. Estas funciones
pueden optimizarse con la adición de productos químicos a los gases a filtrar.
Los sistemas de tratamiento atmosférico son incluidos en los ESFs a la hora de
diseñar una central nuclear con el objetivo de mitigar las consecuencias
radiológicas de un posible DBA. La acción mitigadora de estos sistemas se ve
limitada a los yodos y a los aerosoles, ya que la eliminación de gases nobles
producidos en la reacción de fisión es inviable.
Los sistemas atmosféricos de filtrado de gases suelen estar formados por algunos
de los siguientes componentes: Amortiguadores (o reguladores de tiro),
separadores de humedad, calentadores, prefiltros, filtros HEPA, unidades de
adsorción de yodos, ventiladores y conductos asociados, motores, válvulas e
instrumentación.
La finalidad de los amortiguadores es aislar los componentes del aire u otros gases
de modo que se prolongue su vida útil tanto como sea posible.
El objetivo de los separadores de humedad es eliminar las gotas de agua existente
en la corriente de aire para proteger los filtros HEPA y los adsorbedores de daños
originados por el agua. Estos dispositivos también pueden tener otras funciones de
seguridad importantes en caso de accidente, como puede ser la atenuación de
ondas de presión, la protección contra el fuego y la prevención de sobrecarga de
partículas.
Los calentadores se sitúan, normalmente, tras los separadores de humedad con el
fin de disminuir la humedad relativa de la corriente de aire, lo cual minimiza la
retención de humedad en los adsorbedores de carbón activo, aumentando la
retención a largo plazo de los yodos, previniendo la liberación de material
radioactivo.
Los prefiltros y los filtros HEPA se instalan para eliminar las partículas. Los prefiltros
eliminan las partículas más grandes, mientras que los filtros HEPA eliminan las
partículas más pequeñas y previenen el fallo de los adsorbedores. Los
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
28
adsorbedores eliminan el yodo, tanto los radionucleidos como los compuestos
orgánicos de la corriente de aire. Los filtro HEPA aguas abajo de los adsorbedores
de carbón activo atrapan residuos del carbón además de proveer al sistema de
protección adicional contra la liberación de partículas en caso de fallo del banco de
filtro HEPA aguas arriba de los adsorbedores.
El ventilador suele ser el elemento final del sistema, creando una distribución de
presiones en el mismo siempre inferior a la atmosférica, minimizando así las
posibles fugas de aire no tratado al exterior.
Todos estos elementos son diseñados para que tengan un comportamiento fiable
en condiciones accidentales y su diseño ha de hacerse en base al posible rango de
los parámetros de operación (temperatura, presión, humedad relativa y niveles de
radiación) durante un DBA. El diseño de los adsorbedores se basa en la
concentración y la abundancia relativa de los yodos. Estos ESF han de tener un
diseño redundante, redundancia que debe verse plasmada en varios sistemas
independientes y aislados entre sí, de manera que el fallo de uno de ellos no afecte
lo más mínimo a los demás. Todos han de ser diseñados de acuerdo con las
especificaciones sísmicas y hay que prestar especial atención a posibles niveles altos
de radiación que puedan dar lugar a la formación de material radioactivo en los
propios componentes del sistema.
Para mantener la exposición a la radiación en los niveles más bajos alcanzables
(ALARA, As Low As Reasonably Achievable), el diseño de los sistemas de tratamiento
de aire debe estar hecho para controlar el daño y facilitar el mantenimiento, la
inspección y la prueba tal y como especifica la normativa.
El siguiente dibujo, la ilustración 3.2 muestra esquemáticamente el diseño de un
sistema de tratamiento de aire para un DBA.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
29
Ilustración 3-2 - Representación esquemática de la disposición típica de un sistema de tratamiento
de gases para un reactor nuclear
Los contaminantes radioactivos a eliminar pueden clasificarse en aerosoles,
volátiles, semivolátiles y componentes gaseosos. Los gases expulsados han de ser
tratados antes de ello y en algún caso puede resultar económicamente viable
emplear equipos especiales para la eliminación de contaminantes particulares de la
corriente de gas antes de que se diluyan en flujos mayores procedentes de zonas
menos contaminadas.
3.3.3 Requisitos de los equipos de procesamiento y diseño
de los componentes
E l i mi n a c i ó n d e l a g u a : s ep a r a d o r e s d e h u m ed a d
Los separadores de humedad son empleados para eliminar toda el agua libre que
contiene el flujo de gas contaminado. El agua choca con las superficies de recogida y
es posteriormente drenada hacia el exterior del equipo. Consisten, generalmente,
en una fina red de alambre o de placas metálicas, de manera que las gotas de un
tamaño mayor a algunas micras colisionan contra dicha red al atravesar la misma el
flujo de aire. Normalmente dichos dispositivos se colocan aguas arriba de los
equipos de filtrado para proteger los filtros de partículas, ya que estos no funcionan
con aires saturados de humedad (HR = 100% + agua libre). La presencia de estos
equipos es también importante para los filtros de lecho de carbón activo empleados
para la retención de las especies radioactivas del yodo, ya que estos tampoco
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
30
funcionan con una corriente de gas saturada de agua y por añadidura, su eficiencia
depende inversamente de la humedad relativa de la corriente a filtrar.
Para mejorar dicha eficiencia, se emplean calentadores que disminuyan la humedad
relativa de la corriente de aire a filtrar.
F i l t r a c i ó n : f i l t r o s d e p a r t í c u l a s
Es una práctica establecida el uso de prefiltros aguas arriba de los filtros de
partículas para aumentar significativamente la vida de estos, tanto durante
condiciones de operación normales como anormales.
Los filtros de partículas, en especial los filtros de partículas de alta eficiencia (HEPA,
High Efficient Particulate Air), son empleados para la eliminación eficaz de partículas
de la corriente de aire.
Puesto que los filtros de partículas, en especial los filtros HEPA, pueden obstruirse
rápidamente bajo condiciones de incendio, las limitaciones de dichos equipos han
de ser consideradas en la evaluación de seguridad y el periodo de diseño.
Prefiltros. Se diseñan para eliminar las partículas de mayor tamaño. Adicionalmente,
protegen a los elementos aguas abajo del fuego y las posibles ondas de presión,
actuando como escudos.
Filtros HEPA. Dada la necesidad de poder filtrar grandes volúmenes de gas es
necesario una gran superficie de elemento filtrador si se desea alcanzar la eficiencia
y caída de presión de diseño. La técnica más común es plegar sobre sí mismo el
medio filtrador para alcanzar una enorme superficie de filtración manteniendo la
compacidad del equipo. A continuación, en las ilustraciones 3.3 y 3.4, se muestran
las disposiciones más comunes de este tipo de filtros y una imagen real de algunos
de ellos.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
31
Ilustración 3-3 - Disposiciones de filtros HEPA más comunes
Ilustración 3-4 - Filtros HEPA reales
Los materiales más empleados en la fabricación de los medios filtrantes son las
fibras de vidrio, las fibras de perclorovinilo, las fibras de acetato de celulosa y los
cerámicos. En la siguiente tabla se muestra algunas de las propiedades de los
diferentes materiales empleados en la fabricación de los filtros HEPA.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
32
Tabla 3.1 - Propiedades de los materiales empleados para la fabricación de filtros HEPA.
Material de filtrado Temperatura
Continua [°C]
Resistencia
Al fuego
Resistencia
Al Agua
Medio filtrador
Plástico 60 Pobre Buena
Fibra de vidrio, estándar 500 Buena Media
Fibra de vidrio, resistente al agua 500 Buena Buena
Cerámicos 1000 Buena Buena
Separadores
Plástico 60 Pobre Buena
Papel “de envolver” 100 Pobre Pobre
Aluminio 300 Buena Buena
Cerámicos 1000 Buena Buena
Carcasas
Plástico reforzado 60 Pobre Buena
Madera, contrachapado 100 Pobre Media
Madera, resistente al fuego 100 Media Media
Acero 500 Buena Buena
Cerámicos 1000 Buena Buena
Adhesivos
Base de caucho 70 Pobre Buena
Base plástica 250 Media Buena
Cemento, base silicato 500 Buena Buena
Cerámicos 1000 Buena Buena
Juntas
Caucho 70 Pobre Buena
Neopreno 100 Pobre Buena
Fibra minera 500 Pobre Buena
Cerámicos 1000 Buena Buena
A la hora de diseñar un filtro hay que tener en cuenta múltiples parámetros:
capacidad de flujo, eficiencia, caída de presión, resistencia a presiones extremas,
humedad, fuego y temperatura, propiedades mecánicas e irradiación.
Carcasas de filtros. Los filtros en la centrales nucleares suelen instalarse en carcasas
de tipo “lata o bote” o tipo “reja”.
Carcasas tipo lata o bote. Se pueden usar con filtros rectangulares o circulares, y
pueden colocarse en serie o paralelo hasta alcanzar las especificaciones de filtrado
que se requieran. Por lo general, colocados en paralelo, el numero de carcasas de
restringe a un máximo de diez. En la siguiente imagen, 3.5 y 3.6 vemos un esquema
de este tipo de carcasas, además de una imagen real de unos filtros de este tipo.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
33
Ilustración 3-5 - Carcasa para filtro HEPA
Ilustración 3-6 - Carcasa para filtro HEPA y filtro interno
Carcasas tipo reja. Se fabrica un marco con aberturas, rectangulares o circulares, en
las que se colocan los filtros, formando una pared del recinto de acero u hormigón
de la planta. De esta manera un gran número de filtros pueden ser instalados con
una sola carcasa. En la siguiente imagen, ilustración 3.7, se muestran los dos tipos
de filtros de este tipo, de sección rectangular y circular.
Ilustración 3-7 - Sistemas tipo reja (a) Insertos Rectangulares (b) Insertos circulares
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
34
Cambio de los filtros. Los filtros han de ser reemplazados convenientemente, sin que
haya riesgo de contaminación de los trabajadores o los alrededores. Para lograr
esto normalmente se emplea un procedimiento con una contención. Usualmente se
introducen las carcasas en unos envoltorios de plástico en los que se introducen los
filtros desechados. Todo ese proceso se realiza con la ayuda de un filtro HEPA
auxiliar de pequeño tamaño.
A d s o r c i ó n : a d s o r b ed o r es d e yo d o s
Los adsorbedores de lecho de carbón activo son el método más común para la
retención de yodo y de sus compuestos gaseosos. El carbón empleado
normalmente en plantas nucleares está impregnado con yoduro de potasio (KI) o
con trietilendiamina (TEDA) para aumentar su eficiencia.
El diseño de los adsorbedores ha de ser tal que garanticen un mínimo nivel de
adsorbencia o un nivel mínimo de descontaminación.
El filtro de carbón activo ha de ser diseñado para soportar un amplio abanico de
temperaturas y valores de humedad relativa, incluyendo aquellos valores extremos
que se puedan dar en un DBA. Dada la inestabilidad térmica de los componentes del
carbón activo la selección de las temperaturas de diseño ha de ser especialmente
cuidadosa. Del mismo modo, ha de ser controlada la humedad relativa de la
corriente de gas, ya que la eficiencia del carbón activo depende de la humedad
relativa y por lo tanto no puede superar unos determinados valores.
Otro criterio importante es el tiempo que reside una determinada partícula en el
interior del filtro, que es el ratio entre el volumen de carbón y el del gasto
volumétrico de gas. A mayor tiempo de residencia, mayor eficiencia. Dicho tiempo
está regulado por la RG 1.52. Además, es de gran importancia la velocidad del flujo
al atravesar el filtro, que deberá ser controlada. Al igual que la uniformidad de la
distribución de velocidades de la corriente de aire a través del filtro para prevenir la
liberación excesiva de partículas de algunas áreas de lecho de carbón activo.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
35
El lecho deberá ser capaz de adsorber todos los isótopos de yodo existente en la
corriente de aire, incluyendo aquellas especies que puedan aparecer durante los
DBAs más severos.
La frecuencia de uso ha de ser prevista, y por lo tanto la duración del filtro, para
evitar la contaminación por impurezas del filtro que pueda afectar a su correcto
funcionamiento.
Otros factores a tener en cuenta en el diseño de lo filtros de carbón activo son los
siguientes:
Facilitar el reemplazo de los lechos de carbón.
Geometría del lecho.
Fuentes potenciales por una fuga o by-pass.
Provisiones para la toma de muestras representativas de carbón.
Capacidad de alcanzar una densidad máxima de contaminantes atrapados sin la presencia de polvo.
Estabilidad física del lecho en funcionamiento.
Compatibilidad con los materiales empleados en la construcción.
El calentamiento por productos de fisión liberados en un DBA.
La instrumentación.
Requerimientos de aislamiento para el mantenimiento.
Requerimientos de comprobaciones durante el servicio.
A continuación, en la ilustración 3.8, se muestra una vista microscópica de los
lechos de carbón activo de los adsorbedores de yodos.
Ilustración 3-8 - Vista microscópica de filtros de carbón activo
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
36
O t r o s p r o c e s o s
A pesar de que los reactores, en especial los de agua ligera, están provistos,
normalmente con equipos para la prevención de liberación de gases inertes, no es
práctica común que dichos equipos se encuentren en el sistema de tratamiento de
aire, ACS.
Normalmente, las técnicas empleadas para la reducción de gases inertes aplican el
principio de la retención diferida, usando tanques o lechos de carbón activo para
beneficiarse del corto periodo de semidesintegración de los nucleídos radioactivos.
Una reducción significativa de los gases inertes radioactivos se puede lograr
empleando este principio, con la excepción de Kr-85.
3.3.4 Ensayo
Para alcanzar el rendimiento requerido en cada componente individualmente es
necesario el ensayo de cada uno de ellos.
Los ensayos de los sistemas de filtración (ESF) se efectúan de acuerdo a normativas
reguladas. En caso de reactores de diseño norteamericano, estos ensayos se
realizan conforme a lo establecido en la Regulatory Gruide 1.52 de la Nuclear
Regulatory Commission.
3.3.5 Limites de funcionamiento de los filtros.
Tanto en la industria nuclear como en otras tantas se han realizado grandes
esfuerzos para investigar la eficiencia de los sistemas de tratamiento de gases para
la eliminación de los isótopos de yodo y los aerosoles radioactivos existentes en
condiciones accidentales. Los estudios llevados a cabo por la IAEA (Internacional
Atomic Energy Agency) han contribuido a definir las limitaciones de diseño de los
sistemas y los componentes en caso de accidente.
Las conclusiones alcanzadas fueron las siguientes:
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
37
F i l t r o s H EP A
La eficiencia en la eliminación de partículas de la fibra de vidrio no varía con las
altas temperaturas (hasta 120°C) o con altas humedades (hasta 95% HR).
Exposiciones estáticas de los filtros HEPA a temperaturas hasta 200°C y
durante periodos de hasta 8 horas no deterioran las unidades, como se
descubrió tras en enfriamiento de estas.
Los filtros HEPA pueden trabajar durante largos periodos de tiempo en
ambientes muy húmedos si están precedidos de separadores de humedad.
Los resultados experimentales no mostraron contradicciones cuando los
ensayos se realizaron bajo condiciones atmosféricas.
Los filtros HEPA disponibles comercialmente tienen DFs similares tanto en
condiciones secas como húmedas.
La resistencia al desgarro del papel de los filtros HEPA puede verse
reducida enormemente por la humedad.
Existe evidencia experimental sobre la capacidad de carga y la presión
diferencial para las cargas relevantes.
Los métodos existentes para ensayar los filtros HEPA son sólo validos bajo
condiciones ambientales. No son realistas para condiciones de alta humedad
y temperatura.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
38
En la siguiente tabla se muestra la información disponible sobre el comportamiento
de los filtros HEPA con los diferentes parámetros de influencia.
Tabla 3.2 - Comportamiento de los filtros HEPA ante los diferentes parámetros de influencia.
Parámetros de operación Medio de filtración nuevo Medio de filtra. envejecido
Normal Accidental Normal Accidental
Diferencia de presión Muy bueno Aceptable Aceptable Inexistente
Vibraciones Bueno Bueno Inexistente Inexistente
Humedad / Agua Libre Aceptable Aceptable Inexistente Inexistente
Químicos Pobre Pobre Inexistente Inexistente
Radiación Bueno Aceptable Pobre Inexistente
Temperatura Bueno Pobre Inexistente Inexistente
Capacidad de carga Bueno Aceptable Pobre Inexistente
S e p a r a d o r e s d e h u m ed a d
Son unos dispositivos muy infravalorados ya que en el único caso en el que se ha
podido comprobar su efecto bajo condiciones accidentales, estos dispositivos
eliminaron más del 90% de las partículas en el aire.
Su uso por separado puede no ser suficiente para la completa eliminación de los
aerosoles, pero su combinación con filtros HEPA puede ser muy importante.
El uso de separadores de humedad de acero inoxidable aguas arriba de la filtración
HEPA, proporciona atenuación de las ondas de presión, protección contra el fuego,
contra sobrecarga y contra agua libre en el aire. Actualmente pocas de estas
ventajas han sido cuantificadas y se le presta una atención insuficiente a la
posibilidad de que la radiación dañe estos componentes.
A d s o r b e d o r e s d e c a r b ó n a c t i v o .
La IAEA alcanzó las siguientes conclusiones con respecto a estos elementos:
Efecto de la temperatura con humedades relativas bajas: (I) El carbón con
KI/KOH tiene una eficacia de adsorción constante de yodo y de yoduro de
metilo hasta temperaturas de unos 100°C. (II) EL carbón con KI es eficiente
hasta los 180°C. (III) El carbón impregnado con TEDA es eficiente hasta los
100°C y bajo condiciones de poca humedad.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
39
Efecto de la temperatura con humedades relativas altas: (I) Todos los
tipos de carbón activo granulado tienen una gran capacidad para la
eliminación de vapor de agua y la capacidad de eliminación de yoduro de
metilo consecuente se puede reducir con la impregnación de productos
químicos. (II) La eficiencia del carbón con KI se reduce progresivamente con
el aumento de humedad relativa. En cualquier caso, con la impregnación de
sustancias, su eficiencia se puede mantener hasta con un 98% de humedad
relativa a temperatura ambiente. (III) La eficiencia del carbón con KI/KOH
cayó de casi un 100% a 20°C a un 98% a 100°C con un 97% de humedad
relativa. (IV) Carbón con KI aumentó ligeramente su eficiencia a mayores
temperaturas. (V) La eficiencia inicial del carbón impregnado con TEDA era
constante e independiente de la humedad, hasta 70°C y 90% HR.
Envejecimiento: El deterioro en el funcionamiento del carbón con KI
debido a su exposición a aire húmedo es muy lento bajo condiciones
normales y una humedad relativa menor del 50%, pero a mayores
humedades relativas su envejecimiento puede ser más rápido. Para carbón
impregnado con TEDA el envejecimiento es lento para altas humedades
relativas y temperaturas por debajo de 50°C. En cambio, a partir de 50°C su
envejecimiento crece rápidamente con la humedad relativa.
Envenenamiento: El envenenamiento se define como la adsorción de
contaminantes con la consecuente caída en la eficiencia de adsorción de
yoduro de metilo. A pesar de que los efectos de envejecimiento y
envenenamiento no son aditivos, su aparición simultánea tiene un efecto
sinérgico.
Efecto de la condensación masiva en carbono KI: La condensación
excesiva de humedad conlleva una caída rápida en la eficacia de de
eliminación de CH3I por la eliminación de la sustancia impregnada por el
agua.
Diseño de los sistemas de tratamiento de aire
40
Efecto de la irradiación: La exposición de carbón de tipo piel de coco a
radiación gamma de 2.8·104 Gy a 8.4·105 Gy no tuvo efecto alguno sobre su
eficacia de adsorción de yoduro de metilo.
Comportamiento de la unidad de adsorción: La evaluación de unidades
prototipo de carbón impregnado, expuestas a altas temperaturas y
humedades (90°C y 90% h.r.) durante un periodo de 8h, mostraron una
disminución marginal en la eficiencia de eliminación de CH3I.
En la siguiente tabla se muestra la información disponible sobre el comportamiento
de los adsorbedores de carbón activo con los diferentes parámetros de influencia.
Tabla 3.3 - Comportamiento de los adsorbedores de yodo ante los diferentes parámetros de
influencia
Parámetros de operación Carbón nuevo Carbón envejecido
Normal Accidental Normal Accidental
Diferencia de presión Muy bueno Bueno Bueno Bueno
Vibraciones Muy bueno Muy bueno Inexistente Inexistente
Humedad / Agua Libre Muy bueno Muy bueno Aceptable Pobre
Químicos Pobre Pobre Pobre Pobre
Radiación Muy bueno Muy bueno Muy bueno Aceptable
Temperatura Muy bueno Bueno Aceptable Pobre
Capacidad de carga Muy bueno Aceptable Aceptable Pobre
Fundamentos de la filtración y la adsorción
41
4 - Fundamentos de la filtración y la adsorción
Con el fin de comprender el funcionamiento de los dispositivos dentro de las
unidades de filtración se ha analizado y sintetizado los fundamentos en los que se
basan y el comportamiento microscópico de los filtros HEPA y de los adsorbedores
de carbón activo.
En el caso de la filtración se han estudiado cuatro puntos principales: La resistencia
del filtro al flujo; los mecanismos básicos en los que se basa la captura; la eficiencia
de filtrado; la carga de los filtros debido a su uso.
En el caso de la adsorción, se han descrito brevemente la física del proceso y se
exponen algunas consideraciones sobre el carbón activo y sus características.
4.1 Filtración
El enfoque habitual para la compresión de la eficiencia en la recogida de partículas y
la resistencia al flujo de un filtro macroscópico es la identificación de las
características microscópicas de los componentes del filtro.
Los filtros de aire más comunes consisten de una matriz de fibras o gránulos.
Una vez que se ha analizado y comprendido el comportamiento microscópico se
pueden extrapolar las conclusiones a todo el filtro, obteniendo valores de eficiencia
en la eliminación de partículas y pérdida de carga.
4.1.1 Resistencia del filtro al flujo
La comprensión del funcionamiento de los sistemas de filtración ha de comenzar en
el análisis del comportamiento de la corriente de aire alrededor de cada elemento
microscópico del filtro.
Las partículas aerotransportadas se aproximan a una determinada fibra hasta que
una serie de mecanismos la fuerzan a colisionar con el elemento colector y a
quedarse adherido a él. En la siguiente imagen se muestran las líneas de flujo
alrededor de una fibra aislada del medio filtrador.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
42
Ilustración 4-1 - Líneas de flujo para una fibra aislada
Aunque no encaje con el cálculo teórico de la resistencia que crea cada fibra por
separado, se ha demostrado experimentalmente que la resistencia que opone
cualquier medio filtrador al flujo es proporcionar a la velocidad del aire.
Para calcular la caída de presión es necesario modelar la influencia de cada fibra
sobre las adyacentes y el modelo que hace esto de manera más precisa es el
conocido como modelo de Kuwabara. En la ilustración 4.2 se muestra el flujo
alrededor de una sola fibra calculado empleando el modelo de Kuwabara.
Ilustración 4-2 - Líneas de flujo para una única fibra en una matriz de fibras usando la teoría de
Kuwabara
Fundamentos de la filtración y la adsorción
43
La ecuación que modela la caída de presión a través de un filtro es:
Donde:
∆P es la caída de presión [Pa],
αF es la fracción de volumen de fibras en el filtro,
μ es la viscosidad dinámica del fluido *Pa·s+,
V es la velocidad del flujo [m/s],
RF es el radio medio de las fibras [m],
L es el grosor de medio filtrador [m],
ε es el factor corrector de slip,
HS es el factor de corrección hidrodinámico considerando el slip.
Para fibras extremadamente delgadas, la resistencia cae ya que el diámetro de la
fibra se hace comparable al hueco a través del cual circulan las moléculas. Para
incluir este efecto en el modelo Pich desarrolló la siguiente expresión:
El factor “epsilon” de heterogeneidad, en la primera ecuación, evalúa el hecho de
que la distancia entre fibras no es totalmente uniforme y se calcula como al ratio
entre la caída de presión teórica y la medida:
Donde la caída de presión teórica está dada por la primera ecuación con ε = 1.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
44
Los filtros también tienen una distribución de radios de las fibras, RF, de fracción
volumétrica de las fibras, αF, y espesor del filtro, L. Davies incorporó todas estas
variables para calcular un radio de fibra efectivo, REF.
La fracción volumétrica de las fibras se determina pesando una muestra de filtro
con una determinada área y espesor y usando la siguiente expresión:
Donde:
M es el peso del filtro [kg],
Ρ es la densidad de fibras [kg/m3],
A es el área de la muestra empleada [m2],
L es el espesor de medio filtrante [m].
4.1.2 Mecanismos Básicos de filtración
Los mecanismos responsables de la eliminación de las partículas suspendidas en el
aire son los mismos independientemente de si el filtro está compuesto por fibras,
gránulos u otros elementos colectores. Una partícula sólo quedará atrapada por el
filtro si choca con el mismo y se adhiere a él. Se busca maximizar el número de
colisiones teniendo el máximo posible de elementos colectores, lo que choca con
los requerimientos de minimizar la caída de presión. Como no se puede obstruir el
filtro por completo, los huecos entre las fibras han de ser mayores que las partículas
a filtrar.
Por lo tanto, un filtro es un compromiso entre un gran número de elementos
colectores con una mínima resistencia al flujo.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
45
En la siguiente imagen se esquematiza el concepto de línea de flujo limitante, que
es aquella que define la región en la cual la colisión puede ocurrir:
Ilustración 4-3 - Trayectoria limitante para la captura de partículas
M e c a n i s mo s d e c a p t u r a a t r a v és d e l a d i f u s i ó n
Las partículas micrométricas colisionan con moléculas de gas a su alrededor, lo que
se traduce en un movimiento aleatorio tridimensional y mayor cuanto menor es el
tamaño de dichas partículas. Este efecto es conocido como movimiento browniano.
Si a dicho efecto le sumamos un gradiente de concentración de un determinado
aerosol, existirá un movimiento de difusión de dicho elemento hacia las zonas de
menor concentración hasta que se alcance un equilibrio, en el que continuará el
movimiento browniano pero no la difusión.
Cuando las partículas se difunden hacia una superficie, las más cercanas a la
superficie se quedan adheridas a esta, lo que hace que la concentración a su
alrededor sea cero. Por lo tanto, si se permite a este proceso continuar el tiempo
suficiente se logrará eliminar por completo los aerosoles de fluido.
Este es el proceso empleado para la eliminación de las partículas en los filtros HEPA.
A menor tamaño de las partículas más vigoroso será el efecto del movimiento
browniano, por lo que más efectiva será la filtración. Lógicamente, la separación de
las partículas por difusión es más efectiva cuanto menor sea la velocidad del aire a
través del filtro:
Fundamentos de la filtración y la adsorción
46
Donde:
ηD es la eficiencia de una única fibra debida a la difusión,
HS es el factor de corrección hidrodinámico considerando el slip,
U es la velocidad de aire en el interior del filtro [m/s],
Ref es el radio efectivo de fibra [m],
λ es la trayectoria libre media para el aire (6.53·10-8 m a 101325 Pa y 20°C)
D es el coeficiente de difusión de la partícula [m2/s].
Estos términos se definen a su vez como:
Donde:
V es la velocidad del aire a la entrada del filtro y
Donde a su vez:
k es la contante de Boltzmann,
T es la temperatura absoluta [K],
μ es la viscosidad del fluido [Pa·s],
rp es el radio de las partículas [m],
C es el factor corrector de slip.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
47
Vemos que la eficiencia de los mecanismos de difusión aumenta si disminuye el
radio de las partículas, rp; si aumenta la temperatura, T; si aumenta la fracción
volumétrica de las fibras, α; si decrece el radio de las fibras, Rf y si decrece la
velocidad del aire, U.
M e c a n i s mo s d e c o l i s i ó n i n e r c i a l e i n t er c ep t a c i ó n
Cuando las partículas son lo suficientemente grande su inercia es mucho mayor que
la de las moléculas de gas a su alrededor, por lo que estas partículas se resisten a
seguir las líneas de flujo curvas de la corriente del aire, con lo que acaban chocando
contra las fibras. Este mecanismo es más efectivo cuanto mayor sea el tamaño de la
partícula en cuestión.
Desgraciadamente, este mecanismo carece de expresiones analíticas con las que
modelarlo por lo que ha de hacerse numéricamente.
Se ha demostrado recientemente que los mecanismos de colisión inercial tienen el
mismo comportamiento que los de captura por interceptación cuando la inercia de
la partícula tiende a cero.
Puesto que la eficiencia de los filtros HEPA aumenta rápidamente con el tamaño de
las partículas, las de menor tamaño son las más complicadas de eliminar.
La siguiente expresión muestra la eficiencia de estos mecanismos:
En esta ecuación se observa que dicha eficiencia aumenta cuando aumenta el radio
de partícula rp, cuando disminuye el radio de la fibra RF y cuando aumenta la
fracción volumétrica de las fibras, αF.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
48
M e c a n i s mo s d e c o l i s i ó n e l éc t r i c a
A un filtro se le puede aplicar una fuerza eléctrica para incrementar enormemente
su eficiencia. Esto se puede lograr aplicando una f.e.m. al medio filtrador,
precargando los aerosoles o mediante una combinación de los dos.
En este tipo de mecanismos la mayoría de las colisiones se dan por las fuerzas que
se crean entre las partículas cargadas y los medios filtradores, que también están
cargados. En la siguiente expresión se analiza la eficiencia de una sola fibra:
Donde
n es el número de cargas en la partícula,
e es la carga de un electrón [culombios],
Q es la carga por unidad de longitud de fibra [culombios/m],
C es el factor de slip de de Cunningham.
Y entre las fibras cargadas y las partículas polarizadas es:
Donde
ɛp es la constante dieléctrica de las partículas.
Se observa que esta eficiencia aumenta con el aumento de carga de las partículas y
de las fibras y disminuye con el aumento de la velocidad.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
49
4.1.3 Eficiencia de filtrado
Una vez identificados todos los mecanismos de colisión, es necesario combinar sus
comportamientos de forma analítica antes de poder obtener el propio medio
filtrador.
Para calcular la eficiencia de la combinación de mecanismos es necesario añadir los
distintos mecanismos en el cálculo de las trayectorias. No es correcto añadir en
serie las eficiencias correspondientes a los distintos mecanismo involucrados ya
que, al combinarlos, existen términos en las distintas expresiones que se anulan
entre si.
En cualquier caso, en los mecanismos de difusión inercial y de intercepción, no se
anula término alguno, por lo que:
Sumar directamente los términos correspondientes a los mecanismos de colisión
eléctrica no es estrictamente correcto, aunque se puede hacer como una
aproximación.
La penetración total del filtro puede ser determinada calculando la carga diferencial
de concentración de partículas a lo largo de una “rebanada” diferencial de medio
filtrador. Para hacer esto se multiplica la eficiencia de colisión de cada fibra por el
número de fibras en la sección diferencial y por la concentración de partículas. Se
integra la carga diferencial en la concentración de partículas y se obtiene la
penetración a lo largo del medio filtrador.
Donde:
S es el coeficiente de adherencia.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
50
En la teoría de la filtración en general se ha de introducir un factor de adherencia ya
que no todas las partículas que colisionan con la fibra acaban adhiriéndose a la
misma.
En la siguiente gráfica se observa la dependencia de la penetración con el tamaño
de la partícula.
Ilustración 4-4 - Comportamiento de la penetración en función del tamaño de partícula para los
diferentes mecanismos de captura
El punto de penetración máxima depende del diámetro de las fibras, de la
construcción del filtro y de la velocidad del flujo, pero es independiente de los
parámetros de las partículas. Es decir, el tamaño de partículas para las cuales se
dará la máxima penetración es el mismo independientemente de si son aerosoles
oleaginosos de baja densidad o aerosoles de uranio de alta densidad.
El efecto de la velocidad del flujo en la penetración se observa en la siguiente curva:
Ilustración 4-5 - Comportamiento de la penetración en función de la velocidad del flujo para los
diferentes mecanismos de captura
Fundamentos de la filtración y la adsorción
51
Cabe destacar que los mecanismos de interceptación tienen una penetración
independiente de la velocidad del flujo.
Se observa en la siguiente figura los resultados obtenidos experimentalmente para
la penetración de un filtro HEPA, en los que se aprecia un comportamiento muy
similar al descrito en las figuras anteriores.
Ilustración 4-6 - Penetración en un filtro HEPA sin fugas
4.1.4 Carga de los filtros
El parámetro de funcionamiento más importante tras la penetración y la caída de
presión es la capacidad de carga. Su importancia reside en que es el parámetro que
determina la vida útil de los filtros. El comportamiento de los filtros cuando se van
acumulando partículas en ellos depende del tamaño de la partícula, de si es sólida o
líquida, de la morfología de los depósitos, de la fracción volumétrica de filtro y del
diámetro de las fibras.
Se han desarrollado varios modelos para explicar el aumento en la perdida de carga
y en la eficiencia a lo largo de la vida útil de los filtros.
En la siguiente imagen se muestran esquematizados tres de estos modelos, aunque
el más aplicable es el modelo de dendrita.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
52
Ilustración 4-7 - Carga de los filtros (a) Modelo de Dendrita; (b) Modelo del crecimiento de fibra; (c)
Modelo Combinado
De dicho modelo, el de dendrita, se deduce que el incremento de la perdida de
carga con la carga del filtro se rige por la siguiente ecuación:
Donde:
∆P es la caída de presión en el filtro tras un cierto uso,
∆PO es la caída de presión en el filtro totalmente limpio,
αp es la fracción volumétrica de partículas,
αF es la fracción volumétrica de fibras.
Donde se aprecia que el aumento de la resistencia al flujo que opone el filtro es
proporcional a la carga de partículas, αp, y al radio de la fibra RF, e inversamente
proporcional al radio de la partícula, rp, y a la fracción volumétrica de fibras, αF.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
53
4.2 Adsorción
La adsorción en un proceso mediante el cual un sólido poroso es capaz de retener
partículas de una corriente de gas (o de líquido) tras entrar en contacto con este.
Los centros activos del adsorbente son una serie de nanoporos en los cual las
fuerzas de enlace de los átomos no están saturadas y por lo tanto permiten que se
instalen moléculas de naturaleza distinta a la suya siempre que el adsorbente no se
encuentre saturado.
4.2.1 Principios termodinámicos
El cálculo de las moléculas adsorbidas por en los nanoporos se basa en las isotermas
de adsorción que permiten obtener dicha cantidad como una función de la presión
a la que se encuentre el gas.
La isoterma de adsorción para un gas es la relación entre la cantidad adsorbida
especifica n (moles de gas por kilogramo de sólido) y P (la presión de la fase
gaseosa). Es frecuente el ajuste de las isotermas mediante ecuaciones del siguiente
tipo:
Donde,
P(n) es la ecuación de equilibrio de la isoterma, dando la presión en función
del número de moles.
K es la constante de Henry, el calor de la isoterma de adsorción cuando la
presión tiende a cero.
.
m es la capacidad de saturación del medio sólido, en [mol/kg].
Ci son los coeficientes con los que se ajusta la curva a partir de datos
experimentales.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
54
Normalmente estas ecuaciones se obtienen a partir de información experimental
aunque existen modelos moleculares con los que se pueden obtener teóricamente
las propiedades del sistema.
Es frecuente realizar una interpolación de las isotermas en función de la
temperatura, basándose en la siguiente ecuación:
Donde,
es la entalpia de adsorción diferencial, negativa por ser este un proceso
exotérmico.
P es la presión.
T es la temperatura.
4.2.2 Carbón activo
C a r a c t e r í s t i c a s
Son una serie de adsorbente carbonáceos cristalinos cuya estructura poral interna
está extensivamente desarrollada. Entre otras muchas aplicaciones, se emplea con
gran eficiencia para la fabricación de lechos para la adsorción de yodos.
Se trata de un adsorbente de alta área superficial debido a su estructura con gran
cantidad de huecos y grietas, mayor a 500 [m2/g] y alzando fácilmente los 1000
[m2/g]. En la imagen a continuación se muestra ésta estructura bajo un microscopio
electrónico.
Fundamentos de la filtración y la adsorción
55
Ilustración 4-8 - Gránulo de carbón activo visto bajo un microscopio electrónico
P r o d u c c i ó n
Su producción se realiza a partir de materiales con alto contenido en carbono, de
origen natural (cortezas de arboles o de frutos) o mineral (petróleo, carbón mineral,
turba, etc.) a los que se les realiza un proceso de activación.
Activación física
Se lleva a cabo en dos etapas. En la primera, la carbonización, se eliminan
elementos como el hidrógeno o el oxígeno para obtener la estructura porosa
deseada. En la segunda, la de gasificación, se gasifica el carbonizado eliminando
productos volátiles y átomos de carbono, aumentando la superficie de los gránulos.
Todo ese proceso de realiza en hornos cuyas temperaturas rondan os 1000 [ºC].
Activación química
Impregnando el material con ácido fosfórico o hidróxido de potasio y elevándolo a
una temperatura entre 500 y 700 [ºC] se logra que reduzca la formación de material
volátil y de alquitrán, aumentando el rendimiento del adsorbente. Con este proceso
es preciso un lavado posterior para la eliminación de los ácidos.
Dependiendo de la materia prima de la que se parta se obtendrá un material de
mayor o menor tamaño, pudiendo ser carbón activado en polvo o granular, cuyo
diámetro medio es menor o igual a los 0.25 [mm] o superior a 0.25 [mm]
respectivamente.
Salvaguardias tecnológicas
56
5 - Salvaguardias tecnológicas
Atendiendo a los principios y necesidades descritos anteriormente, toda central
nuclear ha de tener una serie sistemas de seguridad, conocidos como salvaguardias
tecnológicas, que garanticen la seguridad de la central, del personal en ella y del
exterior próximo en toda situación, ya sea operando normalmente o accidental. A
continuación se describirán brevemente los principales sistemas de salvaguardias
tecnológicas presentes en una central nuclear tipo BWR de características similares
a aquella para la cual se diseña el sistema de reserva y tratamiento de gases.
5.1.1 Sistemas de contención
La contención primaria, contiene en su interior la vasija del reactor, los circuitos del
sistema de recirculación del refrigerante del reactor y otras conexiones del sistema
primario del reactor. El sistema suele estar formado por un pozo seco; una cámara
de supresión de presión (pozo húmedo) que almacena un gran volumen de agua; un
sistema de tuberías de venteo entre el pozo seco y la cámara de supresión; válvulas
de aislamiento; sistema de ventilación; sistema de refrigeración y otro equipo de
servicios.
La estructura de la contención secundaria suele ser un edificio de hormigón
armado. El edificio del reactor contiene el equipo de carga y descarga del reactor;
las instalaciones de almacenamiento de combustible nuevo y gastado y otros
equipos auxiliares o de servicio del reactor.
Desde el punto de vista de la seguridad, el fin principal de la contención secundaria
es minimizar el escape al nivel del terreno de materiales radiactivos que estén en el
ambiente y proporcionar un escape controlado de atmósfera del edificio del reactor
en condiciones de accidente.
Salvaguardias tecnológicas
57
5.1.2 Sistemas de refrigeración de emergencia del núcleo
El sistema de refrigeración de emergencia del núcleo se ha diseñado para proteger
al núcleo del reactor contra la fusión de las vainas del combustible a lo largo de
todo el espectro de accidentes por roturas de tuberías, limitando así a una cantidad
despreciable cualquier reacción metal-agua que resulte del accidente
Suele tratar de un sistema de bombas independientes cuya función es bombear
agua a la vasija del reactor para evitar daños en el núcleo en condiciones de pérdida
de refrigerante.
Las funciones principales de este sistema son las siguientes:
Inyectar agua a baja presión en la vasija del Reactor para evitar daños en
el núcleo del mismo, reponiendo y manteniendo el nivel de agua al menos a
2/3 de la altura del núcleo durante un accidente con pérdida de refrigerante
(LOCA).
Refrigerar el agua de la Cámara de Supresión.
Reducir la presión y la temperatura del Pozo Seco y/o de la Cámara de
Supresión en caso de accidente.
Extracción alternativa del calor residual de la piscina de combustible
gastado
5.1.3 Sistemas de control y evacuación de los productos de
fisión
Se engloba bajo esta denominación dos tipos de sistemas de seguridad
independientes y claramente diferenciados. Se trata de los Sistemas de
habitabilidad de las salas de control y de los Sistemas de reserva de tratamiento de
gases (SBGT).
Salvaguardias tecnológicas
58
S i s t e ma s d e h a b i t a b i l i d a d d e l a s s a l a s d e c o n t r o l
Dentro de esta zona, los operadores de la central han de estar protegidos
adecuadamente contra los efectos de emisiones de tipo radiológico o de gases
tóxicos. También esta zona ha de permitir mantener a la sala de control como
centro de dirección de emergencia desde el cual el equipo de emergencia pueda
operar con seguridad la central en un accidente base de diseño.
La función principal de seguridad de estos sistemas es proporcionar un control
ambiental que posibilite la estancia del personal y el correcto funcionamiento de
todos los equipos instalados en estas salas. Adicionalmente han de ser capaces de
evacuar los humos generados por un incendio no generalizado en el interior de
alguna de las salas de control.
S i s t e ma s d e r es e r v a y t r a t a mi en t o d e g a s es ( S B GT )
Las funciones relacionadas con la seguridad que realiza este tipo de sistemas son,
en primer lugar, tratar el efluente de la contención secundaria cuando se requiera
limitar la descarga de material radiactivo a la atmósfera y, en segundo lugar, limitar
las fugas de la contención secundaria en caso de aislamiento de la contención
primaria. Se describirá este sistema en mayor detalle más adelante, en la siguiente
sección.
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
59
6 - Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
En los apartados anteriores se han descrito los fundamentos de diseño de los
sistemas de filtración de aire de forma genérica. En este apartado se pasa a
describir en mayor profundidad el sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
para la contención secundaria de los reactores tipo BWR, cuyo diseño es el objetivo
último del proyecto.
Se tratarán las bases a las cual ha de atender el diseño, posteriormente se describe
el sistema y los equipos que lo componen, pasando por último a tratar su
funcionamiento.
6.1 Bases del diseño
Las funciones principales relacionadas con la seguridad son: tratar el efluente de la
contención secundaria cuando se requiera limitar la descarga de material radiactivo
a la atmósfera y limitar las fugas de la contención secundaria en caso de aislamiento
de la contención primaria.
Para realizar estas funciones, las bases de diseño del sistema son las siguientes:
6.1.1 Mecánicas
El sistema está provisto de dos trenes del 100% de capacidad cada uno,
redundantes e independientes.
El sistema está diseñado para mantener mediante válvulas controladoras
de caudal y ventiladores, un caudal mínimo necesario a través de cada tren
de filtrado.
Cada tren dispone de una entrada de aire exterior situada aguas arriba de
los prefiltros para obtener un caudal de refrigeración.
Cada tren de filtrado dispone de un prefiltro que elimina el polvo y la
pelusa y las partículas de mayor tamaño.
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
60
Cada tren de filtrado dispone de un deshumidificador que reduce el
contenido en humedad del aire que entra en el tren.
Cada tren de filtrado dispone de un calentador que incrementa la
temperatura de la corriente de gases y disminuye la humedad relativa de
salida de dicha corriente
Cada tren dispone de tres cartuchos de prueba situados en paralelo con
los lechos de carbón activo.
6.1.2 Eléctricas
El sistema está alimentado por corriente alterna de emergencia. Cada
tren lo está por una división eléctrica independiente.
En caso de pérdida total de alimentación, eléctrica o neumática, las
válvulas van automáticamente a su posición de seguridad.
6.1.3 Instrumentación y control
El tren seleccionado arranca automáticamente ante una o varias de las siguientes
señales:
Alta presión en el pozo seco o bajo nivel en el reactor.
Alta radiación en los medidores de radiación de procesos
correspondientes a la descarga de la ventilación del edificio del reactor.
Con la señal de iniciación automática, arranca el tren que se encuentra en reserva,
adicionalmente:
El sistema puede ser arrancado o parado manualmente por el operador.
Si al cabo de 10 [s] no se establece un caudal superior a 1400 [m3/h] en el
caudal de entrada del tren titular o a 600 [m3/h] de caudal total tratado, se
produce el disparo del tren en funcionamiento y el arranque del tren en
reserva.
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
61
El sistema dispone de interruptores de temperatura, situados entre los
calentadores y los primeros filtros de alta eficiencia.
El sistema dispone de un elemento de caudal por tren, situados en la
succión de los trenes.
El sistema dispone de un lazo de control de caudal en la salida de cada
tren de filtrado.
6.1.4 Radiológicas
Los filtros de alta eficiencia (HEPA), situados antes y después de los lechos de
carbón activo están diseñados con los siguientes parámetros:
Eficiencia: 99%.
Tamaño de partículas: Mayor de 0,3 [μm].
Los lechos de carbón activo están diseñados con los siguientes parámetros:
Eficiencia: 95 % para yodo elemental y orgánico.
Capacidad del absorbente: 2,5 [mgr] de yodo por cada gramo de carbono.
Tiempo de residencia mínimo: 0,25 [s].
6.2 Descripción
6.2.1 Descripción del sistema
El sistema de reserva de tratamiento de gases mantiene una presión negativa en el
edificio del reactor en condiciones de aislamiento y evita un escape a nivel del suelo
de la radiactividad ambiente.
En la siguiente imagen se presenta de una sección del reactor a manera de
aclaración.
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
62
Ilustración 6-1 - Sección del reactor
En el sistema hay filtros para extraer las partículas radioactivas y adsorbentes de
carbón activo para extraer los halógenos radiactivos que puedan presentarse en
concentraciones que excedan el criterio de dosis en el ambiente. Los gases nobles
radiactivos que puedan pasar a través de filtros y adsorbentes se diluyen con el aire
y se dispersan en la atmósfera desde la chimenea de la central.
También se puede emplear este sistema para extraer los gases de purga de la
contención primaria. El monitor de radiación del conducto de extracción
proporciona una indicación continua de la radiactividad que entra en el sistema y en
el monitor de chimenea se muestrea el efluente.
El sistema está calculado para proporcionar al menos un cambio de aire por día en
el edificio del reactor. Hay dos unidades separadas que comprenden cada una de
ellas un filtro, un adsorbente y un ventilador. Si el ventilador seleccionado falla en el
arranque lo indican unos sensores eléctricos y arranca automáticamente el
Zona de recarga
Contenedor de acero de la vasija (Cont. Primaria)
Recubrimiento de hormigón (Pozo seco)
Edificio del reactor (Contención secundaria) Toro (Pozo
húmedo)
Vasija del reactor
Piscinas de combustible
gastado
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
63
redundante. Ambas unidades reciben energía desde el suministro eléctrico de
emergencia.
La tubería de extracción discurre a lo largo del edificio de desechos radiactivos y
termina en la chimenea.
En la dirección del caudal de aire, cada unidad del sistema de reserva de
tratamiento de gases tiene los siguientes componentes principales.
Filtro previo
Deshumificador
Calentador eléctrico
Prefiltro de alta eficiencia (preHEPA)
Adsorbente por lecho de carbón activo
Postfiltro de alta eficiencia (postHEPA)
Ventilador
6.2.2 Equipos del sistema.
Cada unidad redundante dispone de:
P r e f i l t r o
El filtro previo elimina el polvo y la pelusa y está diseñado para operar hasta 260
[°C].
D es h u m i d i f i c a d o r
El deshumidificador reduce el contenido en humedad del aire que entra al tren. Es
de tipo helicoidal y retiene las gotas de agua arrastradas por los gases. El agua se
drena mediante un purgador que permite su drenaje e impide la fuga de aire
contaminado del sistema o la entrada de aire del exterior. El agua se remite al
sumidero de drenajes de suelos del sistema de tratamiento de desechos radiactivos.
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
64
C a l en t a d o r e l éc t r i c o
El calentador eléctrico eleva la temperatura del aire lo suficiente como para reducir
la humedad relativa a menos de un 70%, según la NRC - Regulatory Guide 1.52. El
funcionamiento de los calentadores es controlado por termostatos. Los
calentadores estarán funcionando si están funcionando sus respectivos trenes,
existiendo buen caudal de aire dado por el interruptor de caudal y si el termostato
no está activado.
Cada calentador está protegido por un termostato y un relé magnetotérmico.
P r e f i l t r o ( H E P A) d e a l t a e f i c i en c i a
El prefiltro de alta eficiencia extrae las partículas sólidas de los descendientes
radioactivos, estando diseñado para retener, al menos, el 99% de las partículas de
tamaño mayor a 0,3 [µm].
A d s o r b en t e p o r l ec h o d e c a r b ó n
El adsorbente por lecho de carbón está diseñado para obtener una eficiencia en la
extracción de yodo de, al menos, el 95% con un tiempo mínimo de retención de aire
de 0,25 [s]. La capacidad del adsorbente es de 100 [g] de yodo.
En la entrada al lecho se colocan cartuchos de carbón (test canisters) para
extracción y prueba que permiten efectuar un análisis periódico de la capacidad de
adsorción del lecho. La posible presencia de materiales orgánicos o de humedad
que no han sido eliminados por los filtros o el deshumidificador, alcanzaría el
carbón y reducirían su capacidad de adsorción, por lo se ha de poder evaluar su
capacidad de adsorción periódicamente.
P o s t f i l t r o s ( H EP A) d e a l t a e f i c i en c i a
Los postfiltros se encargan de retener las partículas de descendientes y el polvo de
carbón que arrastran los gases a su salida del lecho de carbón.
Cada postfiltro es idéntico al prefiltro de alta eficiencia.
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
65
V e n t i l a d o r es d e ex t r a c c i ó n
Los ventiladores producen el movimiento del gas en el sistema y están situados
aguas abajo de los filtros de procesos, con el fin de minimizar los problemas de
contaminación durante su mantenimiento.
Cada ventilador arranca cuando recibe señal de arranque automático o manual su
tren.
V á l vu l a s
Las válvulas de aislamiento/conexión del sistema de ventilación del edificio del
reactor con el sistema de reserva de tratamiento de gases son neumáticas y se
controlan mediante sus correspondientes válvulas solenoide.
Están normalmente cerradas y abren por señal de iniciación del sistema o por
pérdida de alimentación eléctrica o de aire de instrumentos.
Las válvulas de entrada a los respectivos trenes del sistema de reserva de
tratamiento de gases son neumáticas y se controlan mediante sus correspondientes
válvulas solenoide. Están normalmente cerradas y abren por señal de iniciación del
sistema o pérdida de energía o por baja presión de aire de instrumentos
Las válvulas de aporte de aire del exterior son neumáticas y se controlan mediante
sus correspondientes válvulas solenoides. Están normalmente cerradas y cierran
con pérdida de alimentación eléctrica o por baja presión de aire de instrumentos
que produce la desenergización de los solenoides. Permiten el paso de aire de
refrigeración proveniente del exterior, con el fin de extraer el calor residual
presente en el lecho de carbón producido por la desintegración de los isótopos
radiactivos. En este caso, el recorrido del fluido es el siguiente:
Tubería de admisión de aire exterior
Filtros
Lecho de carbón
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
66
Línea de enlace
Ventilador del tren opuesto.
Las válvulas de control de caudal son neumáticas y su posición está regulada por el
correspondiente lazo de control de caudal.
Mediante el lazo de control de caudal del tren A, que se alimenta de la barra
esencial A, y el del tren B, que se alimenta de la barra esencial B. Las válvulas están
normalmente abiertas y cierran con pérdida de tensión en el lazo de control o con
pérdida de aire de instrumentos. El diseño permite renovar diariamente al menos
todo el aire del edificio del reactor.
Las válvulas de descarga de ventiladores son neumáticas y se controlan mediante
sus correspondientes válvulas solenoide. La válvula solenoide del tren A tiene la
misma alimentación eléctrica que el ventilador del tren A y lo mismo para el tren B.
Están normalmente cerradas y abren cuando el ventilador del sistema arranca o con
pérdida de alimentación eléctrica o por baja presión de aire de instrumentos, que
produce la desenergización de los solenoides.
6.2.3 Funcionamiento del sistema
O p er a c i ó n n o r ma l
El sistema de reserva de tratamiento de gases está, normalmente, en reserva. El
sistema se usa para ventear el pozo seco y/o el toro si la temperatura de la
atmósfera de la contención es inferior a 100 [°C] y las muestras de radioactividad
tomadas indican que la actividad del yodo 131 es inferior a 6,3 x 10-5 [Ci/ml] y que la
actividad beta-gamma es inferior a 2,1 x 10-5 [Ci/ml]. En la figura 6.1 se puede
observar el pozo seco con gran claridad.
El sistema se utiliza para proporcionar una prueba adecuada del funcionamiento de
las válvulas de aislamiento del edificio del reactor y de la estanqueidad del mismo.
El arranque manual del sistema de reserva de tratamiento de gases produce las
siguientes acciones:
Sistema de reserva y tratamiento de gases (SBGT)
67
Arranque del ventilador
Apertura de la válvula de entrada
Apertura de la válvula de aporte de aire correspondiente al tren opuesto
Apertura de la válvula de descarga del ventilador
Si al cabo de 10 segundos desde el arranque manual no se establece el caudal
nominal leído por el interruptor de caudal, se produce el disparo de ese tren y el
arranque del tren de reserva.
O p er a c i ó n d e em e r g en c i a
Puesto que la función del sistema de seguridad en caso de operación es alcanzar
una depresión de ¼ [in.cda] (63 [mm.ca]) con respecto al exterior tras 150 [s]] el
sistema entrará en funcionamiento, arrancando el tren seleccionado
automáticamente al recibir una o más de las siguientes señales:
Alta presión en el pozo seco (0,14 [kg/cm2]; 2 [Puig]) o bajo nivel en el
reactor (+18 [cm]).
Alta radiación en los medidores de radiación de procesos
correspondientes a la descarga de la ventilación del reactor (11 [mRem/h]).
El tren que se encuentra en reserva, arranca automáticamente por pérdida de
tensión en el lazo de control (fallo en el lazo de control o pérdida de la barra
esencial asociada) del tren que se encuentra seleccionado para el arranque.
Caudal de extracción de la contención secundaria
68
7 - Caudal de extracción de la contención secundaria
En esta sección se describirá el proceso seguido y los resultados obtenidos en el
cálculo del caudal necesario de extracción de la contención secundaria para obtener
la depresión requerida en el tiempo requerido.
Una vez alcanzada dicha depresión se comprobará que al activarse el control de
caudal del sistema, manteniendo un caudal constante de 1700 [m3/h] (1000 [cfm]),
la depresión no desciende del valor requerido.
7.1 Lista de datos de partida
Características y disposición del sistema de tratamiento de gases, descrito
en detalle más adelante.
Depresión requerida de 61.68 [Pa] (6.3 [mm.c.d.a.])
D a t o s p a r a e l c á l c u l o :
Temperatura exterior de 33.8 [°C]
Volumen de la contención secundaria de 40730 [m3].
Fugas del edificio del reactor de 1700 [m3/h] (1000 [cfm]) para
depresiones de 61.68 [Pa].
Altitud del emplazamiento de 505 [m]
C r i t er i o s d e c á l c u l o :
Tiempo de arranque del ventilador de 0 [s].
Tiempo de alcance de velocidad nominal del ventilador de 30 [s].
Tiempo de alcance de la depresión desde arranque 150 [s].
Caudal de extracción de la contención secundaria
69
7.2 Características y disposición del sistema
El SBGT proporciona un tratamiento y control del aire de los diferentes recintos y
estructuras de la contención, tanto en condiciones de operación normal como de
accidente, para limitar el escape de productos radiactivos al medio ambiente.
La principal función del sistema es de mantener una presión negativa requerida en
el interior del edificio del reactor (Contención Secundaria) con respecto al exterior y
para esto se ha de extraer un determinado caudal, cuyo cálculo se detalla a
continuación.
7.3 Hipótesis
Se ha supuesto que la temperatura en el interior del edifico era igual a 65 [°C] y
constante durante todo el proceso.
La evolución del caudal de los ventiladores se modela como una rampa durante los
primeros 30 segundos de funcionamiento, aumentando linealmente de 0 al 100 %
del caudal, manteniéndose constante a partir de los 30 segundos hasta los 150
segundos.
Se adopta como tiempo de conexión del controlador de caudal, 180 segundos
7.4 Metodología
7.4.1 Generalidades
Se ha modelado la contención secundaria como un único espacio de volumen 40730
[m3], no atendiendo a la forma ni a los espacios en los que se divide la contención
secundaria.
La temperatura de la contención se ha tomado como constante a lo largo del
proceso, asumiendo que no va a sufrir variaciones considerables durante los tres
primeros minutos tras el accidente. De esta manera se ha supuesto
conservadoramente que la atmósfera de la contención secundaria alcanza un valor
de 65°C instantáneamente después del accidente, valor correspondiente a la
máxima temperatura de operación del sistema de tratamiento de gases. Es muy
Caudal de extracción de la contención secundaria
70
probable que durante los dos primeros minutos después del accidente y debido a la
gran inercia del edificio, no se obtengan temperaturas superiores a la existente en
el momento inicial del accidente. De esta manera considerar la temperatura
máxima en contención secundaria durante los 150 s es conservador debido a que al
entrar aire del exterior a una temperatura menor este se expande, dando una
presión mayor que si el aire dentro de la contención secundaria fuera menor. Por
consiguiente, al obtener una presión más elevada el caudal del ventilador necesario
para alcanzar la depresión requerida en 150 s es mayor que si el aire del edificio del
reactor estuviera a menor temperatura.
7.4.2 Método de cálculo
Para determinar el caudal necesario del sistema se ha procedido del siguiente
modo:
Se ha modelado la contención secundaria y el ambiente exterior,
incluyendo en dicho modelo las paredes, techo y suelo como estructuras de
almacenamiento de calor dentro de la contención secundaria.
Se toma 0.95404 bar como valor de la presión atmosférica en el instante
inicial, dentro y fuera de contención. Se toma la temperatura exterior igual a
35[°C] y la interior igual a 65[°C], valores que ya no se modificarán a lo largo
del cálculo.
Para simular la estanqueidad de la contención secundaria se ha
determinado el tamaño de fisuras o hueco equivalente, para que extrayendo
un caudal de 1000 [cfm] (1700 [m3/h]) se obtenga la depresión de diseño
(6.3 [mmca]) para un tiempo suficientemente elevado. Se ha realizado
mediante el método prueba y error.
Una vez ajustada la estanqueidad de la contención al valor de diseño, se
determina el caudal mínimo necesario para alcanzar la depresión requerida
en el tiempo demandado, según la curva de arranque del ventilador
detallada anteriormente.
Caudal de extracción de la contención secundaria
71
A continuación se demostrará que las suposiciones realizadas de
temperatura interior y exterior son conservadoras.
Una vez conocido el caudal mínimo para alcanzar la depresión, se estudia
la respuesta del sistema a la activación del control de caudal en el tiempo
especificado anteriormente.
Los cálculos son efectuados con el código CONTAIN 2.0: código de cálculo
para el Análisis de la Contención en Reactores Nucleares.
Los cálculos proporcionan qué valor debe tener como mínimo el caudal del
ventilador para satisfacer las condiciones requeridas de depresión, según la curva
de arranque del ventilador, la presión y la temperatura de la contención y del
ambiente exterior.
7.4.3 Descripción del código de cálculo CONTAIN 2.0
Este código es una herramienta de análisis que predice condiciones físicas, químicas
y radiológicas dentro de la contención y los edificios conectados a un reactor
nuclear en caso de accidente. Fue desarrollado en Sandia Nacional Laboratories
bajo el patrocinio de la US Nuclear Regulatory Comisión (US NRC) para, en caso de
accidente severo y accidentes de base de diseño, analizar los fenómenos que se dan
en la contención. Fue diseñado y tiene la capacidad de predecir respuestas
termohidráulicas dentro de la contención en caso de accidente.
CONTAIN es un código muy flexible y modular, pudiendo así ejecutar problemas
desde muy simples hasta muy complejos. Las características principales del código
son:
Modelos atmosféricos para la termodinámica de vapor/aire.
Flujo entre celdas
Condensación/evaporación en estructuras y aerosoles
Comportamiento de los aerosoles
Caudal de extracción de la contención secundaria
72
Combustión del gas
Conducción térmica en estructuras
Fenómenos dados por cavidades en el reactor tales como interacciones
núcleo-hormigón y ebullición de la piscina del refrigerante.
Elementos de seguridad mecánicos (ventiladores, spray de contención,
condensador de hielo, etc.).
7.5 Modelado
El modelo está basado en celdas (volúmenes), estructuras de calor (paredes, techos,
suelos) y uniones entre celdas.
7.5.1 Nodalización
Este modelo utiliza tres celdas: dos para simular el exterior y una tercera que
reproduce el edificio del reactor. Siendo la celda primera el edificio del reactor; la
celda segunda el exterior donde se deposita el aire extraído de la contención y
finalmente la celda tercera, que simula también el exterior para la entrada de aire a
través de las fisuras en el edificio del reactor.
La contención secundaria ha sido modelada como un edificio de sección constante
en toda su altura y un volumen igual a 40730 m3, sin equipos, otras salas u otros
objetos alojados en el interior.
Las celdas que simulan el exterior tienen un volumen suficientemente grande como
para considerarse infinito frente a la contención, de manera que la presión y
temperatura permanezcan constantes.
7.5.2 Estructuras de almacenamiento de calor
Paredes, techo y suelo son las estructuras de almacenamiento de calor consideras
en la contención. Modelos específicos para pared, techo y suelo son usados en el
modelo de CONTAIN.
Caudal de extracción de la contención secundaria
73
La cara interior de las estructuras de almacenamiento de calor se considera
expuesta al ambiente de la contención. Dicha exposición recurre al modelo de
transferencia de calor por convección. La cara externa, expuesta al exterior del
edificio de contención, se considera adiabática.
La temperatura inicial considerada en las estructuras es aquella que asegura que la
temperatura dentro de la contención se mantenga constante.
Todo el modelo se considera adiabático, es decir, no hay pérdidas hacia el exterior.
Los materiales considerados para las estructuras de calor son materiales comunes
tales como hormigón armado.
Una estructura más ha sido modelada no coincidente con el techo, suelo o paredes,
con área sobredimensionada, de manera que mantenga la temperatura en la
contención constante.
7.5.3 Condiciones iniciales
Considerando que el emplazamiento está a 505 [m] sobre el nivel del mar, la
presión exterior se calcula según la siguiente ecuación:
Donde P es la presión en [kPa] y z la altitud en [m]. Así, la presión atmosférica a 505
[m] respecto el mar es de 95.404 [kPa] absolutos.
La temperatura del exterior considerada es de 35 [°C], conservadoramente 1.2 [°C]
superior a los 33.8 [°C], y la de la contención de 65 [°C].
7.5.4 Características del hormigón
Las propiedades del hormigón empleado en el cálculo fueron: una conductividad
térmica K=0.93 [W/m·°C]; una densidad ρ=2300 [kg/m3] y un calor específico
Cp=653 [J/kg·°C]. Los valores absolutos considerados no afectan al resultado final
del cálculo y se han escogido como representativos del material considerado. Su
Caudal de extracción de la contención secundaria
74
consideración evita la oscilación de la presión al aportar una gran inercia térmica en
el modelo.
7.6 Desarrollo
7.6.1 Cálculo previo
Como dato de partida se conoce que las fugas en la contención son de 1700 [m3/h]
para una depresión de 6.3 [mm.c.a.] dentro del edificio del reactor con respecto al
exterior.
Así, una vez modelada la contención secundaria, se debe ajustar el tamaño de las
fisuras en los cerramientos exteriores, teniendo en cuenta que se debe mantener
en régimen estacionario una depresión respecto al exterior de 6.3 [mm.c.a] para un
caudal de 1000 [cfm].
El procedimiento llevado a cabo es el siguiente:
Fijando una extracción de aire del edificio del reactor de 1000 [cfm], se
escoge arbitrariamente un área de fisuras.
Se comprueba que la presión deseada se alcanza en el edificio del reactor,
siendo esta igual al (95.404 – 0.0623) = 95.341 [kPa].
Si la presión conseguida es menor a la buscada se aumenta el área de
fisuras para permitir un caudal de entrada de aire mayor. En caso contrario
se reduce dicha área.
7.6.2 Cálculo del caudal
Se pretende conocer el caudal necesario para conseguir una depresión en el edificio
del reactor de 6.3 [mm.c.a.] respecto al exterior en 150 [s] desde el arranque del
ventilador, considerando que en el instante en que este arranca, el caudal aumenta
linealmente hasta su máximo valor en 30 segundos. El procedimiento a seguir es
similar al cálculo previo, pero esta vez fijando el área de las fisuras y aumentando el
Caudal de extracción de la contención secundaria
75
caudal hasta obtener en el instante 150 [s] una presión absoluta interior de 95.341
[kPa], que corresponde a 6.3 [mm.c.a.] de depresión.
Una vez fijado el área de fisuras, se supone un caudal de aire del
ventilador en régimen constante, siguiendo la misma evolución que se
refleja en la siguiente figura.
Gráfico 7.1 - Evolución del caudal en el ventilador
Se comprueba en qué instante el edificio del reactor alcanza la presión
correspondiente a ∆P=-6.3mmca respecto al exterior.
Si la presión requerida se alcanza después de los 150 [s], el caudal
supuesto en el primer punto deberá aumentarse, o reducirse si se alcanza
con anterioridad a los 150 [s].
Se repite este procedimiento hasta conseguir 95.341 [kPa] de presión
absoluta a los 150 [s] después del arranque del ventilador, hallando así el
caudal necesario para cumplir con el requisito.
7.6.3 Activación del control de caudal
Dado que el caudal extraído de contención en régimen permanente se debe
mantener en 1000 [cfm] (1700 [m3/h]), mediante dispositivo de control de caudal,
se ha estudiado la respuesta del sistema a la activación del control de caudal en los
siguientes supuestos:
0 10 20 30 40 50 60
Cau
dal
Tiempo [s]
QNOM
Caudal de extracción de la contención secundaria
76
30 segundos antes de alcanzarse la depresión requerida (a los 150 [s]),
el caudal se disminuye, mediante un escalón, hasta 1000 [cfm] (1700
[m3/h]).
10 segundos después de alcanzarse la depresión requerida (a los 150 [s]),
el caudal se disminuye, mediante un escalón, hasta 1000 [cfm] (1700
[m3/h]).
30 segundos después de alcanzarse la depresión requerida (a los 150 [s]),
con un caudal de extracción de 1250 [cfm] (2125 [m3/h]) éste se disminuye,
mediante un escalón, hasta 1000 cfm (1700 [m3/h]).
7.6.4 Resultados del cálculo
Considerando unas fugas de 1000 [cfm] para una depresión de 6.3 [mm.c.a.], el
caudal de los ventiladores necesario para conseguir una depresión en la contención
secundaria de 6.3 [mm.c.a] respecto del exterior es de 1185 [cfm] (un 18.5%
superior al caudal de partida).
Los cálculos anteriormente mencionados se han llevado a cabo, como se ha
comentado anteriormente, para una temperatura en el exterior de 35 [°C] y de 65
[°C] en el interior del edificio del reactor.
En cualquier caso se ha considerado también el supuesto de que la temperatura
exterior sea 1 [°C], para cerciorarse así que el caudal necesario de los ventiladores
no es dependiente de la temperatura exterior.
Los casos anteriores se han realizado considerando que el aire, tanto en el exterior
como en la contención secundaria, es seco. Adicionalmente se ha tenido en cuenta
un tercer caso, donde la humedad relativa del exterior es del 50% y la del edificio
del reactor del 99%.
Al realizar el cálculo previo para cada caso, se observa que para conseguir la
depresión de 6.3 [mm.c.a.] el área de fisuras es ligeramente diferente.
Caudal de extracción de la contención secundaria
77
Una vez fijado el área de fisuras (distinto en cada caso) el caudal obtenido para
llevar la presión de la contención secundaria al valor especificado en 150 [s], es
igual en cada caso. En cada uno de ellos el caudal de partida de 1000 [cfm] se debe
aumentar un 18.5%.
Queda reflejado de esta manera que tanto la temperatura exterior como el aire
húmedo no influirán en el caudal necesario para mantener la depresión del edificio
del reactor respecto del exterior.
Se hace notar que, para los dos primeros casos, al alcanzarse el régimen
estacionario se iguala el caudal másico de entrada y de salida de contención
secundaria. El caudal volumétrico no se iguala nunca debido a la diferencia de
densidades.
En cambio, para el tercer caso, los caudales másicos no se igualaran hasta más tarde
debido a la variación de masa y densidad dentro del edificio del reactor. Esto sucede
ya que el aire exterior seca el ambiente de la contención secundaria, y hasta que
esta no tenga una humedad absoluta constante los caudales másicos no se
igualaran.
Finalmente se ha estudiado el comportamiento del sistema ante la activación del
control de caudal únicamente para el primer caso (temperatura exterior de 35 [°C],
y aire seco tanto en el interior como en el exterior del edificio del reactor) ya que
para las diferentes condiciones exteriores, los resultados obtenidos en el cálculo de
caudal son iguales en cada caso.
Además del escalón de caudal a los 180 [s] mencionado en el apartado anterior,
también se tiene en cuenta la posibilidad de disminuir el caudal a 1000 [cfm], 10
segundos después de alcanzarse la depresión.
Por último, dado que el caudal máximo que puede desarrollar el ventilador es de
1250 [cfm], se ha realizado un tercer caso de control de caudal, donde el caudal es
de 1250 [cfm] pasando a 1000 [cfm] 30 [s] después de alcanzar la depresión.
Caudal de extracción de la contención secundaria
78
A continuación, mostramos los resultados para los diferentes casos estudiados y se
representan los transitorios para el caso considerado más representativo.
Tabla 7.1 - Caudales de entrada y salida al edificio del reactor
Casos
Cálculo Previo Cálculo Caudal
QVent.
[cfm]
QFisuras
[cfm]
MVent.
[kg/s]
MFisuras
[kg/s]
QVent.
[cfm]
QFisuras
[cfm]
MVent.
[kg/s]
MFisuras
[kg/s]
Taire ext.= 35°C
HRaire ext.= 0%
HRaire int.= 0%
1000 910.70 0.46174 1185 1078.95 0.54702
Taire ext.= 1°C
HRaire ext.= 0%
HRaire int.= 0%
1000 810.23 0.46175 1185 959.88 0.54703
Taire ext.= 35°C
HRaire ext.= 50%
HRaire int.= 99%
1000 910.69 0.41986 0.46552 1185 1078.92 0.49806 0.54096
R es p u es t a a l c o n t r o l d e c a u d a l
Tabla 7.2 - Respuesta temporal del sistema ante el arranque del sistema de emergencia
Caso Cronología [s] Presión [Pa] (abs) Observaciones
1185 cfm
(1000 cfm a
los 180 s)
150 95342.21 Alcance depresión (-6.3 mm.c.a)
180 95337.70 Escalón reducción caudal
700 95342.00 Estable
1185 cfm
(1000 cfm a
los 160 s)
150 95342.2183 Alcance depresión (-6.3 mm.c.a)
160 95340.30 Escalón reducción caudal
500 95342.00 Estable
1250 cfm
(1000 cfm a
los 160 s)
130 95342.00 Alcance depresión (-6.3 mm.c.a)
160 95334,80 Escalón reducción caudal
750 95342,00 Estable
Caudal de extracción de la contención secundaria
79
R es u l t a d o s p a r a T a i r e ex t . = 3 5° C , H R a i r e ex t . = 0 % , H R a i r e i n t . = 0
Cálculo previo – Presión en el edificio del reactor
Gráfico 7.2 - Evolución de la presión en el edificio del reactor al arrancar el sistema de emergencia
Gráfico 7.3 - Ampliación de la evolución de la depresión en el edificio del reactor al arrancar el
sistema de emergencia
C.N. Santa María de Garoña
PRESIÓN EN EL EDIFICIO DEL REACTOR
95320
95330
95340
95350
95360
95370
95380
95390
95400
95410
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Tiempo (s)
Pre
sió
n (
Pa a
)
Presión interior Ed. Reactor
Presión Atmosférica
Presión para ∆P=-6.3mmca
Q = 1000 cfm Text = 35 ºC HRext = 0 % HRint = 0 %
-6.3 mmca
C.N. Santa María de Garoña
ALCANCE DEPRESIÓN DEL EDIFICIO REACTOR
95341.8
95342
95342.2
95342.4
95342.6
95342.8
95343
500 600 700 800 900 1000 1100 1200
Tiempo (s)
Pre
sió
n (
Pa a
)
Presión interior Ed. Reactor
Presión para ∆P=-6.3mmca
Q = 1000 cfm Text = 35 ºC HRext = 0 % HRint = 0 %
-6.3 mmca
Caudal de extracción de la contención secundaria
80
Cálculo Previo – Caudales másico y volumétrico de entrada y salida en el
edificio del reactor
Gráfico 7.4 - másicos de entrada y salida al edificio del reactor al activarse el sistema de
emergencia.
Gráfico 7.5 - Caudales volumétricos de entrada y salida al edificio del reactor al activarse el sistema
de emergencia
C.N. Santa María de Garoña
CAUDALES MÁSICOS ENTRADA/SALIDA EDIFICIO REACTOR
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0 1 10 100 1000
Tiempo (s)
Ca
ud
al M
ás
ico
(k
g/s
)
Caudal entrada por fisuras
Caudal salida SBGT
Q = 1000 cfm Text = 35 ºC HRext = 0 % HRint = 0 %
C.N. Santa María de Garoña
CAUDALES VOLUMÉTRICOS ENTRADA/SALIDA EDIFICIO REACTOR
0
200
400
600
800
1000
1200
0.1 1 10 100 1000
Tiempo (s)
Ca
ud
al
Vo
lum
étr
ico
(c
fm)
0.000
0.094
0.189
0.283
0.378
0.472
0.566
Ca
ud
al
Vo
lum
étr
ico
(m
3/s
)
Caudal entrada por fisuras
Caudal salida SBGT
Q = 1000 cfm Text = 35 ºC HRext = 0 % HRint = 0 %
Caudal de extracción de la contención secundaria
81
Cálculo Caudal - Presión en el edificio del reactor
Gráfico 7.6 - Evolución de la presión en el edificio del reactor al arrancar el sistema de emergencia
Gráfico 7.7 - Ampliación de la evolución de la depresión en el edificio reactor al arrancar el sistema
de emergencia
Caudal de extracción de la contención secundaria
82
Cálculo Caudal - Caudales másico y volumétrico de entrada y salida en el
edificio del reactor
Gráfico 7.8 - Caudales másicos de entrada y salida al edificio del reactor al activarse el sistema de
emergencia
Gráfico 7.9 - Caudales volumétricos de entrada y salida al edificio del reactor al activarse el sistema
de emergencia
C.N. Santa María de Garoña
CAUDALES MÁSICOS ENTRADA/SALIDA EDIFICIO REACTOR
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0 1 10 100 1000
Tiempo (s)
Ca
ud
al M
ás
ico
(k
g/s
)
Caudal entrada por fisuras
Caudal salida SBGT
Q = 1185 cfm Text = 35 ºC HRext = 0 % HRint = 0 % Alcance depresión = 150 s
C.N. Santa María de Garoña
CAUDALES VOLUMÉTRICOS ENTRADA/SALIDA EDIFICIO REACTOR
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
0.1 1 10 100 1000
Tiempo (s)
Ca
ud
al V
olu
mé
tric
o (
cfm
)
0.000
0.094
0.189
0.283
0.378
0.472
0.566
0.661
Ca
ud
al V
olu
mé
tric
o (
m3/s
)
Caudal entrada por fisuras
Caudal salida SBGT
Q = 1185 cfm Text = 35 ºC HRext = 0 % HRint = 0 % Alcance depresión = 150 s
Caudal de extracción de la contención secundaria
83
7.7 Conclusiones del cálculo
Se puede concluir que los caudales a extraer serán los siguientes:
1185 [cfm] de 0 a 160 o 180 [s], alcanzando la depresión requerida (-6.3 [mmca.]) a
los 150 [s].
A los 160 o 180 [s], escalón de reducción de caudal, fijándose este a 1000 [cfm],
aumentando en ambos casos la presión hasta los -6.3 [mmca] a los 500 [s] y a los
800 [s] del arranque del sistema respectivamente.
La elección de la cronología deseada será tomada por parte de la operadora de la
planta en base a sus propios criterios ya que ambas cumplen la normativa y ninguna
presenta ventajas sustanciales respecto a la otra.
Pérdida de carga
84
8 - Pérdida de carga
En esta sección se describe la metodología empleada y el resultado obtenido en el
cálculo de la perdida de carga a lo largo del sistema de filtración de gases.
Dicha pérdida de carga será el dato de partida para dimensionar los ventiladores de
las líneas. Esto determinará los caudales de refrigeración por las unidades que no se
estén usando en cada momento.
La pérdida de carga se ha calculado a lo largo del camino crítico, aquel en el que la
corriente de aire sufre las mayores pérdidas de carga, es decir, el que parte de la
contención, recorre todo el trayecto hasta las unidades de filtración,
posteriormente pasa por los ventiladores y, finalmente, es enviado a la chimenea.
8.1 Elementos modelados con HVAC-PC
La mayor parte de los cálculos se han realizado con el programa HVACPC, el cual
requiere como inputs los datos geométricos, el caudal y el material de cada uno de
los elementos que componen el recorrido y como output nos proporciona la
pérdida de carga (en mbar) que introduce cada elemento por separado.
Para poder introducir el recorrido completo en el programa se ha de asimilar cada
uno de los elementos reales del sistema con los modelos del programa. Estos
modelos son los siguientes:
Tramos rectos.
Transformaciones (de sección).
Codos.
Ramales.
Entradas.
Salida abrupta.
Accesorios.
Pérdida de carga
85
Filtros
Equipos.
Equipos no programados.
A pesar de tener la información necesaria para calcular las pérdidas de carga en
todos los elementos del sistema, sólo se ha empleado el programa para calcularlas
en los tramos rectos, en los codos y en los ramales. Para el resto de componentes se
han empleado datos de fabricantes o bibliografía específica para el cálculo con
objeto de obtener resultados más precisos.
En el Anexo A, se recogen el documento creado por el programa HVACPC donde,
además de la perdida de carga creada por cada uno individualmente, se puede ver
los datos de entrada de cada componente.
8.2 Pérdida de carga en las válvulas
En el recorrido existen dos tipos de válvulas diferentes. En primer lugar están las
válvulas de mariposa, cuya pérdida de carga se calculará a partir de los datos
proporcionados por un fabricante, y la válvula de retención, situada
inmediatamente después del ventilador y cuya pérdida de carga se calcula a partir
de la teoría del manual “CRANE”.
8.2.1 Válvula de mariposa
Del catalogo del fabricante “Válvulas Ringo” se obtienen los datos de pérdida de
carga (ΔP) para una de sus válvulas:
ΔP = 1.05 [mm.c.a.] para Q = 6800 [m3/h] con D = 600 [mm].
Se indica, adicionalmente, que en todas las válvulas de este tipo, la perdida de carga
es de la forma, ΔP = K·V2, presentando todas la misma K, independientemente del
diámetro de cada una. De los datos proporcionados se puede despejar la K.
Como ΔP = 1.05 mm.c.a = 1.05·10-3·9.81·998 = 10.28 [Pa].
Pérdida de carga
86
A su vez, se sabe que la velocidad media del flujo a través de la válvula es igual a el
caudal partido por la sección de la misma.
Q = 6800 [m3/h] = 1.889 [m3/s].
A su vez, la sección de la válvula a través de la cual circula el flujo es de:
S = π·(300·10-3)2 = 0.283 [m2].
De estos datos se obtiene una velocidad media:
V = 1.889/0.283 = 6.680 [m/s].
Ahora, dividiendo la perdida de carga entre el cuadrado de la velocidad media del
flujo se obtiene la constante que modela la perdida de carga en este tipo de
válvulas.
K = 10.28/6.6752 = 0.230 [Pa·s2/m2]
En la instalación la válvula de mariposa tienen los siguientes datos:
D = 300 [mm] y Q = 303, 1717 y 2020 [m3/h].
Con estos caudales y este diámetro resultan unas velocidades medias del flujo
iguales a:
Con estas velocidades y la K obtenida anteriormente se puede calcular la perdida de
carga que introduce cada una de las válvulas de mariposa:
Para 303 [m3/h], ΔP = K·V2 = 0.327 [Pa] = 0.003 [mbar]
Pérdida de carga
87
Para 1717 [m3/h], ΔP = K·V2 = 10.487 [Pa] = 0.105 [mbar]
Para 2020 [m3/h+, ΔP = K·V2 = 14.514 [Pa] = 0.145 [mbar]
8.2.2 Válvula de retención
Para el cálculo de la pérdida de carga en la válvula de retención, el elemento con
mayor caída de presión, se utilizará el manual “CRANE”, en el que se detalla el
procedimiento a emplear para este tipo de válvulas.
Se formula una hipótesis, que será que la relación entre el diámetro del conducto y
el de la sección de paso en el interior de la válvula (el llamado factor β) es igual a
uno.
La segunda hipótesis propuesta será que las propiedades del fluido, viscosidades,
densidades, etc, serán las del aire seco, a la temperatura de trabajo, es decir, 65
[°C], como se detalla en el apartado anterior, cálculo del caudal del extracción. Estas
propiedades son:
Densidad ρ(65°C)= 1.041 [kg/m3] y viscosidad cinemática ν(65°C)= 1.95·10-5 [kg/m3]
La única precaución que se ha de tener una vez concluido el proyecto, es solicitar a
los proveedores una válvula de retención con un factor β acorde a la hipótesis
realizada.
Según “CRANE”:
Donde:
∆P es la pérdida de carga se obtiene en [bar],
K es una constante que depende de la propia válvula,
ρ es la densidad del fluido [kg/m3],
Q es el caudal en [l/min],
Pérdida de carga
88
d es el diámetro del conducto en [mm].
A su vez,
Donde:
Β es igual a 1, por la hipótesis asumida,
K1 es iguala a 400·f, donde f es el factor de fricción.
Para calcular f se empleará el diagrama de Moody, para lo cual se necesita conocer
la rugosidad y el número de Reynolds.
Para la rugosidad (ε) se empleará la típica de los conductos de aluminio, ε = 0.045
[mm] y para el Reynolds se empleará la siguiente fórmula:
Donde:
V es la velocidad media del flujo [m/s],
D es el diámetro del conducto [m],
ν es la viscosidad cinemática del fluido [m2/s].
Con los valores ya mencionados se obtiene un Reynolds de 1.2185·105 y una
rugosidad relativa (ε/d) = 1.5·10-3, con lo que, del diagrama de Moody, se obtiene
un factor de fricción de 0.023, como puede observarse en el siguiente diagrama.
Pérdida de carga
89
Gráfico 8.1 - Diagrama de Moody
Con dicho valor de factor de fricción, resulta una K1 = 400·f = 9.2; con lo que se
obtiene una K2 = 9.2.
Nuestro caudal para la válvula de retención será de 2020 [m3/h] que equivale a
33666.67 [l/m], junto con el diámetro d = 300 [mm] y los valores de K2 y ρ ya
mencionados resulta una pérdida de carga igual a
8.3 Pérdida de carga en el caudalímetro
La metodología empleada en el cálculo de la pérdida de carga introducida por el
caudalímetro es análoga a la empleada en las válvulas de mariposa. Partiendo de los
datos de un fabricante para caudalímetros de tipo “Annubar”, (ΔP = 2.2 [mbar] para
un caudal de 5200 [m3/h], teniendo la misma un diámetro de 300 [mm]) se sabe
que su comportamiento también del tipo ΔP = K·V2.
Luego calculamos la velocidad del fluido en la situación dada:
Pérdida de carga
90
De donde se obtiene:
Aplicando la relación ΔP = K·V2 con las velocidades determinadas anteriormente
(1.191 [m/s] para 303 [m3/h] y 6.747 [m/s] para 1717 [m3/h]) se obtienen las
siguientes pérdidas de carga.
Para 303 [m3/h], ΔP = 0.007 [mbar] = 0.7 [Pa]
Para 1717 [m3/h], ΔP = 0.240 [mbar] = 24 [Pa]
8.4 Factor de efecto a la entrada del ventilador
En los elementos inmediatamente antes o después del ventilador se ha de tener en
cuenta el denominado factor de efecto. Dicho factor es un parámetro que multiplica
la pérdida de carga introducida por los elementos debido al efecto que la
aceleración y deceleración del fluido tiene sobre ellos.
Para determinar si los elementos se ven influenciados por dicho efecto, se ha de
calcular la longitud de conducto previa y posterior al ventilador a través de la cual el
fluido ve modificadas las condiciones del flujo. Dicha distancia para flujos de
menores o iguales a 2500 CFM (4250 [m3/h]) es 2.5 veces el diámetro del conducto,
en caso de conductos de sección circular.
En nuestro caso, esa longitud resulta ser 2.5·300 = 750 [mm] = 0.75 [m].
En los 75 [cm] inmediatamente posteriores al ventilador no hay ningún elemento
situado en el conducto y por tanto no se ha de considerar el factor de efecto en este
caso.
Puesto que en los 75 [cm] previos al ventilador existe una compuerta hay que
considerar el factor de efecto. Dicho factor se extrae de la tabla siguiente, para lo
que se debe conocer con el cociente del área a través de la que sale el fluido del
Pérdida de carga
91
ventilador partido por el área de la sección del conducto por el cual circula el fluido.
Se llamará a ese parámetro ‘p’.
Tabla 8.1 - Factor multiplicador de la pérdida de carga de los elementos al verse afectados por el
factor de efecto.
Cociente .p. Multiplicador FE.
0.4 7.5
0.5 4.8
0.6 3.3
0.7 2.4
0.8 1.9
0.9 1.5
1.0 1.2
En este tipo de instalaciones se suele utilizar un factor ‘p’ de 0.8, que acostumbra a
ser lo común para los ventiladores empleados.
Por lo tanto se obtiene un FE de 1.9. Es decir: la pérdida de carga que introduce la
compuerta a la entrada del ventilador se ha de multiplicar por 1.9 debido al vórtice
que se crea en dicha zona.
8.5 Pérdidas de carga en las unidades de filtración
En la siguiente tabla se muestra la pérdida de carga de los distintos elementos de la
unidad de filtración, en el caso de la unidad limpia y sucia para un caudal de 2200
[m3/h].
Cabe destacar que la perdida de carga se comporta de la forma ΔP = K·Q; ya que, al
ser la velocidad del fluido muy baja en el interior de las unidades, el flujo se halla en
régimen laminar y por tanto las pérdidas son proporcionales a la velocidad del
fluido y no a su cuadrado, como lo son en otros elementos.
Pérdida de carga
92
Tabla 8.2 - Pérdidas de carga en los distintos elementos de las unidades de filtración
Sección / Componente ΔPLIMPIO
[mmca]
ΔPSUCIO
[mmca]
Espacio 1 1 1
Separador gotas 5 8
Espacio 2 1 1
Calentadores 1 y 2 9 9
Espacio 3 1 1
Prefiltro 7 15
Espacio 4 1 1
Pre-HEPA 25 75
Espacio 5 1 1
Carbón 1 25 25
Espacio 6 1 1
Carbón 2 25 25
Espacio 7 1 1
Post-HEPA 25 75
Espacio 8 1 1
Total 129 240
Con los valores totales es posible hallar la constante de proporcionalidad entre la
pérdida de carga y el caudal para los filtros limpios y sucios.
ΔPLIMPIO = 129 [mm.c.a] = 12.630 [mbar]
ΔPSUCIO = 240 [mm.c.a] = 23.497 [mbar]
Luego:
KLIMPIO = 12.630/2200 = 5.74·10-3 [mbar·h/m3]
KSUCIO = 23.497/2200 = 10.68·10-3 [mbar·h/m3]
8.6 Pérdida de carga total
Puesto que las pérdidas totales a lo largo de las líneas dependen del estado en el
que se encuentren los distintos filtros, se estudiará el sistema modelándolo tal y
como se muestra en el esquema siguiente:
Pérdida de carga
93
Ilustración 8-1 - Representación esquemática del sistema de filtración
Se llamará caudal de extracción al que es extraído de la contención, punto A, y
caudal de refrigeración al que es aspirado del exterior, punto B. Ambos caudales se
unen en C formando el llamado caudal total, que es llevado desde C hasta D, donde
se expulsa a la atmósfera. Se llamará AC al camino que recorre el fluido desde la
atmósfera exterior, filtrándose al interior de la contención, pasando a través de una
de las unidades de filtración y llegando al punto C. El recorrido BC comienza en el
exterior de la central, trascurre a través de la unidad a refrigerar, por el baipás que
une ambas ramas de los circuitos y finaliza en C. El recorrido CD es aquél que
comienza donde se unen los caudales de refrigeración y extracción y, pasando a
través del ventilador es expulsado al exterior por la chimenea de la instalación.
A lo largo de cada uno de los tres caminos de interés (AC; BC; CD) el flujo sufrirá una
pérdida de carga, cada una de la siguiente forma:
ΔPAC = KUF·Q + KAC·Q2 (Componente lineal por la unidad de filtración y
cuadrática por el resto de elementos, incluyendo el asociado a la no
estanqueidad de la contención).
ΔPBC = KUF·Q + KBC·Q2 (Componente lineal por la unidad de filtración y
cuadrática por el resto de elementos).
Pérdida de carga
94
ΔPCD = KCD· Q2 (Componente únicamente cuadrática al no existir ningún
elemento a través del cual el fluido circule en régimen laminar).
La parte de la constante correspondiente a la contención se ha calculado a partir de
los cálculos del caudal de extracción, en los que se concluía que para una depresión
de 6.3 [mmca] constante era necesario extraer un caudal de 1700 [m3/h].
El parámetro KUF dependerá del estado de los filtros, limpio o sucio, mientras que
los parámetros KAC, KBC, KCD serán constantes.
En la siguiente tabla se muestran las pérdidas de carga, sufridas en cada uno de los
tres intervalos, sin incluir la componente correspondiente a las unidades de
filtración. Además se muestran los caudales que originan las pérdidas de carga, con
lo que se calcula la constante correspondiente al termino cuadrático de ese tramo,
habiéndola despejado de la ecuación ΔP=K·Q2
Tabla 8.3 - Cálculo de la componente cuadrática de la pérdida de carga en los diferentes tramos del
sistema SBGT
Tramo ΔP
[mbar]
Q
[m3/h]
K
[mbar·h2/m
6]
AC 5,365 1717 1,820·10-6
CD 10,178 2020 2,494·10-6
BC 11,998 303 1,307·10-4
De este modo, resulta que las pérdidas de carga totales en cada tramo son las
siguientes:
Pérdida de carga
95
Tabla 8.4 - Pérdidas de carga totales en los diferentes tramos del sistema SBGT tanto con los filtros
limpios como sucios. Presiones en [mbar] y caudales en [m3/h]
Ud. Filtracion A
Limpia
Ud. Filtración A
Sucia
Ud
. Filt
. B
Lim
pia
ΔPAC = 5.74·10-3
·QAC + 1,820·10-6
·QAC2
ΔPBC = 5.74·10-3
·QBC + 1.307·10-4
·QBC2
ΔPCD = 2,494·10-6
·Q2
ΔPAC = 10.68·10-3
·QAC + 1,610·10-6
·QAC2
ΔPBC = 5.74·10-3
·QBC + 1.307·10-4
·QBC2
ΔPCD = 2,494·10-6
·QCD2
Ud
. Filt
.B
Suci
a
ΔPAC = 5.74·10-3
·QAC + 1,610·10-6
·QAC2
ΔPBC = 10.68·10-3
·QBC + 1.307·10-4
·QBC2
ΔPCD = 2,494·10-6
·QCD2
ΔPAC = 10.68·10-3
·QAC + 1,610·10-6
·QAC2
ΔPBC = 10.68·10-3
·QBC + 1.307·10-4
·QBC2
ΔPCD = 2,494·10-6
·QCD2
El parámetro del término cuadrático de la ecuación correspondiente al tramo BC es
la suma de dos términos. Por un lado la constante correspondiente a las pérdidas de
carga originadas por los conductos y elementos del sistema, y por otro el término
correspondiente a la restricción que introduce una compuerta fija que se sitúa al
inicio de este tramo. Dicha compuerta se regula de manera que, fijando el caudal de
extracción a 1717 [m3/h], el caudal de refrigeración sea siempre superior o igual a
303 [m3/h].
Para calcular la restricción que debe suponer esa compuerta, se usará el caso más
desfavorable, es decir, cuando la unidad de filtración A está limpia y cuando la
unidad B está sucia. Al estar A limpia y el caudal fijo a 1717 [m3/h], la depresión
creada en el punto C será la mínima necesaria, por lo que el caudal de refrigeración
será también mínimo para esta situación.
Aplicando que: ΔPAC (QAC = 1717) = ΔPBC (QBC = 303) se puede despejar el valor de
esa KADICIONAL, que resulta ser: KAD = 1,297·10-4 [mbar·h2/m6].
Una vez calculado este valor podemos calcular el caudal de refrigeración que se
obtiene en el resto de situaciones, fijando el caudal de extracción en 1717, en 2035
y en 2146 [m3/h] y aplicando que la condición ΔPAC = ΔPBC se ha de cumplir en
cualquier punto de operación.
Pérdida de carga
96
Para QAC = 1717[m3/h] (1700[m3/h] más 1% de coeficiente de seguridad):
Tabla 8.5 - Q y ΔP para los diferentes estados del sistema y un caudal de extracción de 1717 [m3/h]
Ud. Filtración A
Limpia
Ud. Filtración A
Sucia U
d. F
iltra
ció
n B
Lim
pia
QBC = 320.168 [m
3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 15.23405 [mbar]
ΔPCD = 4.080 [mbar]
ΔPTOTAL = 19.315 [mbar]
QBC = 404.597 [m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 23.716 [mbar]
ΔPCD = 4.426 [mbar]
ΔPTOTAL = 28.141 [mbar]
Ud
. Filt
raci
ón
B
Suci
a
QBC = 303 [m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 15.234 [mbar]
ΔPCD = 4.012 [mbar]
ΔPTOTAL = 19.246 [mbar]
QBC = 387.087 m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 23.716 [mbar]
ΔPCD = 4.353 [mbar]
ΔPTOTAL = 28.069 [mbar]
Para QAC = 2035 [m3/h] (2015[m3/h] más 1% de coeficiente de seguridad)
Tabla 8.6 - Q y ΔP para los diferentes estados del sistema y un caudal de extracción de 2035 [m3/h]
Ud. Filtración A
Limpia
Ud. Filtración A
Sucia
Ud
. Filt
raci
ón
B
Lim
pia
QBC = 362.323 [m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 19.236 [mbar]
ΔPCD = 5.651 [mbar]
ΔPTOTAL = 24.887 [mbar]
QBC = 451.952 [m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 29.289 [mbar]
ΔPCD = 6.081 [mbar]
ΔPTOTAL = 35.370 [mbar]
Ud
. Filt
raci
ón
B
Suci
a
QBC = 344.966 [m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 19.236 [mbar]
ΔPCD = 5.569 [mbar]
ΔPTOTAL = 24.805 [mbar]
QBC = 434.304 m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 29.289 [mbar]
ΔPCD = 5.995 [mbar]
ΔPTOTAL = 35.284 [mbar]
Pérdida de carga
97
Para QAC = 2146 [m3/h] (2125[m3/h] más 1% de coeficiente de seguridad)
Tabla 8.7 - Q y ΔP para los diferentes estados del sistema y un caudal de extracción de 2338 [m3/h]
Ud. Filtración A
Limpia
Ud. Filtración A
Sucia U
d. F
iltra
ció
n B
Lim
pia
QBC = 376.822 [m
3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 20.720 [mbar]
ΔPCD = 6.258 [mbar]
ΔPTOTAL = 26.978 [mbar]
QBC = 468.082 [m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 31.321 [mbar]
ΔPCD = 6.719 [mbar]
ΔPTOTAL = 38.039 [mbar]
Ud
. Filt
raci
ón
B
Suci
a
QBC = 359.409 [m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 20.720 [mbar]
ΔPCD = 6.172 [mbar]
ΔPTOTAL = 26.892 [mbar]
QBC = 450.393 m3/h]
ΔPAC = ΔPBC = 31.321 [mbar]
ΔPCD = 6.628 [mbar]
ΔPTOTAL = 37.949 [mbar]
En las tablas anteriores se observa como en todos los puntos de operación, fijando
el caudal de extracción a valor deseado, se obtiene un caudal de refrigeración igual
o superior al valor mínimo deseado, 303 [m3/h].
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
98
9 - Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
Con objeto de calcular la actividad, el calor de desintegración y la masa acumulada
en los filtros del sistema de tratamiento de gases en caso de LOCA se ha utilizado el
código ORIGEN (versión 2.2), para determinar el inventario de actividades y masa
del combustible y el programa RADTRAD (versión 3.03), para el modelado del
accidente y el cálculo de actividades en cada sistema.
De los diferentes caminos de fugas considerados en el LOCA sólo son de interés
para este estudio las fugas que pasan por el filtro del SBGT, en decir, las fugas de la
contención y las fugas de los sistemas de emergencia.
Con el programa RADTRAD se ha modelado el LOCA, modificado para obtener las
actividades en los filtros del SBGT. Una vez determinadas las actividades, se calcula
la masa acumulada teniendo en cuenta tanto los nucleidos radiactivos como los
estables que se han quedado retenidos en el filtro. Partiendo también de la
actividad en el filtro en cada instante de tiempo se calcula la evolución de la
potencia térmica debida a la desintegración de los nucleidos radiactivos.
9.1.1 Metodología de cálculo de la actividad en los filtros
Con el programa RADTRAD se ha determinado, para cada filtro, la actividad
acumulada de cada radionucleido y de sus descendientes en cada instante de
tiempo desde el inicio del accidente hasta la finalización del mismo. Para ello, dado
que RADTRAD no permite obtener directamente la actividad que se retiene en un
filtro, ya que éste es tratado por el código como un camino, no como un
compartimento, ha sido necesario plantear un modelo que permita deducir, a partir
de las emisiones al exterior, la actividad que ha quedado retenida en el filtro.
Puesto que se considera, de manera conservadora, que la eficiencia de los filtros es
del 100 %, no habría emisiones al exterior y resultaría imposible deducir la actividad
de la materia retenida en los filtros.
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
99
La manera de poder deducir la actividad en los filtros es asignándoles una eficiencia
complementaria a la que tienen, de modo que la actividad que el código calcula
como emitida al exterior es, en realidad, la que ha entrado en cada filtro.
Para calcular la actividad en los filtros en cada instante de tiempo se ha realizado la
siguiente aproximación: se ha dividido el tiempo de duración del accidente (720
[horas]) en muchos intervalos de tiempo de corta duración (223 intervalos en total,
de duración variable entre 5 [min] y 4 [horas]). La actividad que el código RADTRAD
proporciona para cada intervalo es la actividad total de la materia que ha entrado al
filtro en dicho intervalo.
La actividad AL al final de un intervalo L se puede estimar a partir de la actividad AL-1
al final del intervalo anterior L-1, aplicándole el correspondiente decaimiento, y
sumándole la actividad ARL que ha entrado al filtro (reportada por el RADTRAD) en
el presente intervalo L. Para cada radionucleido i se obtiene que:
Donde:
ALi es la actividad del radionucleido i al final del intervalo L. Expresada en
[Bq].
ARLi es la actividad del radionucleido i que ha entrado al filtro (dato reportado por el
RADTRAD) durante el intervalo L. Expresada en [Bq].
AL-1i es la actividad del radionucleido i al final del intervalo L-1. Expresada en
[Bq].
λi es la constante de desintegración del radionucleido i. Expresada en [s-1].
TL es la duración del intervalo L. Expresada en [s].
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
100
9.1.2 Metodología de cálculo de la masa acumulada en los
filtros
La estimación de la masa acumulada en cada filtro se hace a partir de la
contribución de los productos liberados desde el refrigerante primario durante el
accidente base de diseño (LOCA), utilizando el programa RADTRAD.
La masa acumulada en los filtros del SBGT tiene dos contribuciones:
La contribución de los radionucleidos que existen en el combustible y
se liberan en caso de accidente.
La contribución de los nucleidos estables existentes en el
combustible, que también se liberan en caso de accidente.
Dado que el código RADTRAD no permite la inclusión de nucleidos estables, el
cálculo de la masa debida a la retención de nucleidos radiactivos en el filtro se ha
realizado haciendo uso de la opción “sin decaimiento” con el objeto de contabilizar
la masa de todos los descendientes de cada radionucleido, sean estos radiactivos o
estables. De manera conservadora se considera que toda la actividad que pasa por
el filtro contribuye a la masa acumulada en el filtro (no se da crédito a la posibilidad
de que los gases nobles y otros elementos químicos que se generen por la
desintegración del yodo retenido en el filtro puedan escapar de él).
En el caso de los nucleidos estables presentes en el combustible en el momento del
accidente, la masa acumulada de cada uno de ellos se obtiene a partir de la relación
de masas entre dicho estable y alguno de los isótopos radiactivos del mismo
elemento químico que hay en el combustible en el momento del accidente. Así
pues, la masa debida a la retención de un isótopo estable k (MEk) se calcula a partir
de la masa de un isótopo radiactivo, i, según la siguiente expresión.
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
101
Donde:
MASARi es la masa acumulada en el filtro al final del accidente, reportada por el
código RADTRAD en el modo “sin desintegración” para el radionucleido i, en [g].
MEk es la masa del isótopo estable k en el combustible en el momento del
accidente, en [g].
MRi es la masa del radionucleido i, isótopo del estable k, en el combustible en el
momento del accidente, en [g].
Por tanto, la contribución a la masa de los nucleidos estables (MASAE) es la suma de
las masas de cada uno de ellos:
9.1.3 Metodología de cálculo del calor generado en los
filtros
El calor de desintegración que se genera en cada filtro se ha calculado para cada
intervalo a partir de la actividad de cada radionucleido determinada multiplicando
la actividad de cada radionucleido por el valor correspondiente de la energía
emitida en sus desintegraciones alfa, beta y gamma según la base de datos de la
NRC.
Donde,
CALORL es la potencia térmica generada durante el intervalo L, expresada en
[cal/s].
CALORLi es la potencia térmica generada por el radionucleido i durante el intervalo
L, expresada en [cal/s].
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
102
Luego:
Donde,
ALi es la actividad del radionucleido i al final del intervalo L, expresada en
[Bq].
Eiα, Eiβ, Eiγ son las energías de desintegración alfa, beta y gamma, respectivamente
del radionucleido i, expresadas en cal/Bq.
A efectos de la potencia térmica generada por el filtro, es muy conservador
considerar las contribuciones de los tres tipos de radiaciones, ya que solamente
serán significativas las radiaciones de corto alcance. Por tanto, de manera realista
podrían considerarse a efectos de generación de calor en los filtros únicamente las
radiaciones alfa y beta. En el presente documento se presentan las tres
contribuciones al calor de manera separada.
9.2 Hipótesis y datos de partida
El sistema SBGT tiene dos tipos de filtros, cada uno de los cuales retiene diferentes
tipos de nucleidos: el filtro HEPA, que retiene partículas, y el filtro de carbón, que
retiene yodo elemental y orgánico. La eficiencia de ambos filtros es del 99 %, según
la NRC - Regulatory Guide 1.52. Sin embargo, de manera conservadora y con el
objeto de determinar el calor residual acumulado en cada uno de los filtros, se ha
supuesto una eficiencia de retención del 100 %.
La duración total del accidente es de 720 horas (30 días) según la metodología
descrita en la NRC - Regulatory Guide 1.183 para analizar el LOCA.
El inventario del núcleo, que incluye los radionucleidos relevantes desde el punto
de vista del impacto radiológico de las emisiones, ha sido completado en el
presente cálculo con otros radionucleidos que son relevantes para la generación de
calor en el filtro, como el Rb-88 y Cs-138. Otros radionucleidos incluidos, al ser
descendientes de los considerados inicialmente, han sido los siguientes, Rb-89, Sr-
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
103
89, Y-91m, Sr-93, Y-93, Nb-97, Nb-97m, Rh-106, Sb-128, Sb 128m, Te-131, Ba-137m,
Pr-144, Pr-144m y Pm-147.
En el inventario del núcleo no se documentan las masas de cada nucleido en el
momento del accidente. Sin embargo, utilizando el fichero de entrada al programa
ORIGEN de dicho documento se han determinado las masas de todos los nucleidos,
tanto estables como radiactivos.
Para modelar la contribución de las fugas de contención y del sistema de
emergencia a la actividad de cada filtro se han seguido las hipótesis descritas en la
NRC - Regulatory Guide 1.183.
En la siguiente tabla, la tabla 9.1 vemos el inventario del núcleo en el momento del
accidente.
Tabla 9.1 - Inventario del núcleo en el momento del accidente
Radionucleido Actividad
Radionucleido Actividad
Radionucleido Actividad
[Bq/MWt] [Bq/MWt] [Bq/MWt]
Co-58 5,66·1012
Ru-103 1,41·1015
Cs-136 5,37·1013
Co-60 6,77·1012
Ru-105 9,66·1014
Cs-137 2,13·1014
Kr-85 1,82·1013
Ru-106 6,14·1014
Cs-138 1,69·1015
Kr-85m 2,33·1014
Rh-105 9,18·1014
Ba-137m 2,03·1014
Kr-87 4,48·1014
Rh-106 6,55·1014
Ba-139 1,64·1015
Kr-88 6,29·1014
Sb-127 9,51·1013
Ba-140 1,58·1015
Rb-86 1,90·1012
Sb-129 2,89·1014
La-140 1,63·1015
Rb-88 6,44·1014
Sb-128m 1,59·1014
La-141 1,49·1015
Rb-89 8,25·1014
Sb-128 1,34·1013
La-142 1,44·1015
Sr-89 8,21·1014
Te-127 9,47·1013
Ce-141 1,49·1015
Sr-90 1,52·1014
Te-127m 1,31·1013
Ce-143 1,39·1015
Sr-91 1,06·1015
Te-129 2,84·1014
Ce-144 1,31·1015
Sr-92 1,15·1015
Te-129m 4,26·1013
Pr-143 1,38·1015
Sr-93 1,32·1015
Te-131 8,07·1014
Pr-144 1,32·1015
Y-90 1,56·1014
Te-131m 1,31·1014
Pr-144m 1,59·1013
Y-91 1,07·1015
Te-132 1,28·1015
Nd-147 5,99·1014
Y-91m 6,22·1014
I-129 6,42·1007
Pm-147 2,08·1014
Y-92 1,16·1015
I-131 8,99·1014
Np-239 1,79·1016
Y-93 1,34·1015
I-132 1,30·1015
Pu-238 6,62·1012
Zr-95 1,48·1015
I-133 1,84·1015
Pu-239 5,40·1011
Zr-97 1,51·1015
I-134 2,02·1015
Pu-240 8,70·1011
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
104
Radionucleido Actividad
Radionucleido Actividad
Radionucleido Actividad
[Bq/MWt] [Bq/MWt] [Bq/MWt]
Nb-95 1,48·1015
I-135 1,72·1015
Pu-241 2,28·1014
Nb-97 1,53·1015
Xe-133 1,84·1015
Am-241 4,92·1011
Nb-97m 1,44·1015
Xe-135 6,18·1014
Cm-242 8,47·1013
Mo-99 1,68·1015
Xe-138 1,52·1015
Cm-244 7,55·1012
Tc-99m 1,47·1015
Cs-134 2,56·1014
Tabla 9.2, con el inventario de masa en el núcleo en el momento de accidente,
fichero de salida del programa ORIGEN.
Tabla 9.2 - Inventario másico del núcleo en el momento del accidente obtenido con el programa
ORIGEN
Nucleido Masa [g] Nucleido Masa [g] Nucleido Masa [g]
Rb-85 8,12·103 Ru-103 1,65·10
3 Cs-137 9,20·10
4
Rb-86 8,74·10-1
Rh-103 3,25·104 Ba-137 6,70·10
3
Sr-86 3,92·101 Ru-104 4,20·10
4 Ba-138 1,03·10
5
Rb-87 1,98·104 Ru-105 5,42·10
0 La-138 4,44·10
-1
Sr-87 3,40·10-1
Rh-105 4,11·101 Ba-139 3,77·10
0
Sr-88 2,85·104 Ru-106 6,94·10
3 La-139 9,75·10
4
Sr-89 1,06·103 Sb-121 5,45·10
2 Ba-140 8,14·10
2
Y-89 3,65·104 Te-122 4,27·10
1 La-140 1,10·10
2
Sr-90 4,18·104 Sb-123 6,67·10
2 La-141 9,95·10
0
Y-90 1,07·101 Te-123 5,60·10
-1 Ce-141 1,97·10
3
Zr-90 3,43·103 Te-124 3,34·10
1 Pr-141 8,89·10
4
Sr-91 1,10·101 Te-125 6,04·10
2 La-142 3,80·10
0
Y-91 1,63·103 Te-126 5,81·10
1 Nd-142 2,65·10
3
Zr-91 4,69·104 Sb-127 1,34·10
1 Ce-143 7,85·10
1
Sr-92 3,44·100 Te-127 1,36·10
0 Pr-143 7,71·10
2
Y-92 4,52·100 Te-127m 5,26·10
1 Nd-143 5,88·10
4
Zr-92 5,18·104 I-127 4,01·10
3 Ce-144 1,54·10
4
Y-93 1,51·101 Te-128 8,43·10
3 Nd-144 9,45·10
4
Zr-93 5,79·104 Sb-129 1,94·10
0 Nd-145 5,31·10
4
Nb-93 1,35·10-2 Te-129 5,12·10
-1 Nd-146 5,60·10
4
Zr-94 6,01·104 Te-129m 5,34·10
1 Nd-147 2,80·10
2
Nb-94 5,68·10-2
I-129 1,37·104 Nd-148 2,93·10
4
Zr-95 2,59·103 Te-130 2,78·10
4 Nd-150 1,39·10
4
Nb-95 1,43·103 Te-131m 6,18·10
0 Np-236 2,74·10
-2
Mo-95 5,78·104 I-131 2,74·10
2 Np-237 3,78·10
4
Zr-96 6,43·104 Te-132 1,58·10
2 Np-239 2,87·10
3
Mo-96 4,01·103 I-132 4,73·10
0 Pu-238 1,44·10
4
Mo-97 6,33·104 Ba-132 1,30·10
-1 Pu-239 3,24·10
5
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
105
Nucleido Masa [g] Nucleido Masa [g] Nucleido Masa [g]
Mo-98 6,53·104 I-133 6,10·10
1 Pu-240 1,43·10
5
Tc-98 4,48·10-1
Cs-133 8,72·104 Pu-241 8,25·10
4
Mo-99 1,32·102 I-134 2,85·10
0 Pu-242 3,71·10
4
Tc-99 6,09·104 Cs-134 7,43·10
3 Pu-244 2,37·10
0
Tc-99m 1,05·101 Ba-134 7,13·10
3 Am-241 5,33·10
3
Ru-99 6,07·10-1
I-135 1,84·101 Cm-242 9,55·10
2
Mo-100 7,43·104 Cs-135 3,45·10
4 Cm-244 3,48·10
3
Ru-100 8,99·103 Ba-135 5,38·10
1 Cm-247 3,68·10
-1
Ru-101 6,10·104 Cs-136 2,76·10
1 Cm-248 2,73·10
-2
Ru-102 6,14·104 Ba-136 1,80·10
3
9.2.1 Fugas de contención
Se supone que los radionucleidos presentes en el núcleo en el momento del
accidente se liberan a contención en dos fases: Gap y Early In-vessel, según la NRC -
Regulatory Guide 1.183. La fase Gap dura 30 minutos y la fase Early In-vessel dura
1,5 horas. La fracción liberada del combustible a la contención para cada fase y
grupo de radionucleido se expone en la tabla a continuación, tabla 7.3.
Fracción del inventario del núcleo liberado a contención para un reactor tipo BWR:
Tabla 9.3 - Fracción del inventario del núcleo liberado a la contención en caso de accidente
Grupo de radionucleidos Fase Gap Fase Early In-vessel
Gases nobles - Xe, Kr 0,05 0,95
Halógenos - I, Br 0,05 0,25
Metales alcalinos - Cs, Rb 0,05 0,20
Metales del grupo del Te - Te, Sb, Se 0 0,05
Ba, Sr 0 0,02
Metales nobles - Ru, Rh, Pd, Mo, Tc, Co 0 0,0025
Grupo del Ce - Ce, Pu, Np 0 0,0005
Lantánidos - La, Zr, Nd, Eu, Nb, Pm, Pr, Sm, Y, Cm, Am
0 0,0002
Se considera que lo que se libera del combustible se diluye en la atmósfera de la
contención. No se da crédito al volumen del toro como volumen de dilución
(Apéndice A de la Nuclear Regulatory Commission - Regulatory Guide 1.183). Por
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
106
tanto, el volumen de dilución es únicamente el volumen libre del pozo seco, esto es
3296 m3.
Se considera que la forma química de los yodos es del 95 % en partículas
(principalmente CsI), 4,85 % en forma elemental y 0,15 % en forma de yodo
orgánico (Apéndice A de Nuclear Regulatory Commission - Regulatory Guide 1.183).
Se considera que dentro de la contención existe deposición natural de los
radionucleidos en forma de partículas, según indica la Nuclear Regulatory
Commission - Regulatory Guide 1.183 (Apéndice A). Se utiliza el Modelo de Powers
del programa RADTRAD con un percentil del 10 % para el accidente base de diseño
de un reactor del tipo BWR. La duración de la deposición es de 24 horas.
Siguiendo las hipótesis de la Nuclear Regulatory Commission - Regulatory Guide
1.183 (Apéndice A), se supone que las fugas de contención pasan directamente la
SBGT sin considerar dilución en la atmósfera del edificio del reactor.
Se asume que el caudal de fugas de la contención es del 1,6 %/d (2,2 m3/h). De
manera conservadora se ha supuesto que este caudal permanece constante
durante toda la duración del accidente. Asimismo, de acuerdo con el Apéndice A de
la Nuclear Regulatory Comisión - Regulatory Guide 1.183, se considera que hasta
que no se alcanza suficiente presión negativa en el edificio de contención las
liberaciones no se producen por la chimenea de la central, sino que se producen a
nivel del suelo por pequeñas fugas al exterior. El tiempo requerido para que el SBGT
consiga dicha presión negativa en el edificio es de 5 [min]. Por tanto, se considera
que los filtros no entran en funcionamiento hasta transcurrido dicho tiempo.
F i l t r o H EP A
El modelo de cálculo para determinar la actividad en el filtro HEPA por fugas en
contención considera:
De 0 a 5 [min.] no funciona el filtro. Por tanto, se supone que su eficiencia es 0.
Como el modelo de cálculo utiliza la eficiencia complementaria, en el modelo de
RADTRAD se le asigna eficiencia 100 %.
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
107
De 5 [min.] hasta el final del accidente, los datos de eficiencia del filtro HEPA son del
100 % para partículas y del 0 % para yodos en forma elemental y orgánica. El
modelo de RADTRAD utiliza la eficiencia complementaria, 100 % para partículas y
0 % para yodos en forma elemental y orgánica.
Por tanto, con el modelo utilizado la actividad de la materia descargada al exterior
obtenida con el código RADTRAD es realmente la actividad de la materia retenida
en el filtro.
F i l t r o d e c a r b ó n
El modelo de cálculo para este filtro es exactamente igual que el modelo empleado
para el filtro HEPA.
9.2.2 Fugas de los sistemas de emergencia
Se supone que los radionucleidos, excepto los gases nobles, liberados desde el
núcleo a la contención se mezclan con el agua que circula por los sistemas de
emergencia (Apéndice A de la Nuclear Regulatory Commission - Regulatory Guide
1.183). La fracción de estos radionucleidos que se libera desde el agua a la
atmósfera es del 10 % para los yodos. El resto de los nucleidos permanecen
retenidos en el agua en forma de partículas (Apéndice A de la Nuclear Regulatory
Comisión - Regulatory Guide 1.183).
De lo anterior se deduce que las fugas de este sistema de emergencia sólo
contribuyen con yodos en forma elemental y orgánica y no en forma de partículas,
por tanto sólo se retienen en el filtro de carbón y no en el filtro HEPA. De los yodos
en forma elemental y orgánica liberados, el 97 % está en forma elemental y el 3 %
en forma orgánica (Apéndice A de la Nuclear Regulatory Commission - Regulatory
Guide 1.183). Como en el núcleo se considera que el 95 % del yodo está en forma
de partículas, del 5 % restante del yodo, el 97 % corresponde a yodos en forma
elemental (4,85 % del total) y el 3 % corresponde a yodos en forma orgánica (0,15 %
del total).
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
108
De las fracciones de actividad liberadas de la Tabla 9.1, para el cálculo de las fugas
de los sistemas de emergencia, solo tiene aplicación la fracción liberada de yodos; el
resto de radionucleidos no se consideran.
Como los sistemas de emergencia tardan en actuar 15 [s], se supone que en ese
momento se han liberado ya a la atmósfera de contención todos los yodos, pero no
se da crédito a la dilución en la atmósfera de contención ni a ningún proceso de
deposición (Apéndice A de la Nuclear Regulatory Commission - Regulatory Guide
1.183)
Las fugas consideradas son el doble de las fugas simultáneas de todos los
componentes del sistema de emergencia permitidas por las Especificaciones
Técnicas, por tanto 3 [gpm] (0,68 [m3/h], de acuerdo con el Apéndice A de la
Nuclear Regulatory Commission - Regulatory Guide 1.183).
El modelo de cálculo para determinar la actividad en el filtro de carbón por fugas de
los sistemas de emergencia considera:
De 0 a 5 [min.] no funciona el filtro. Por tanto, se supone que su eficiencia
es 0. Como el modelo de cálculo utiliza la eficiencia complementaria, en el
modelo de RADTRAD se le asigna eficiencia 100 %.
De 5 [min.] hasta el final del accidente, la eficiencia del filtro de carbón es
del 100 % para yodos en forma elemental y orgánica y 0 % para partículas. El
modelo de RADTRAD utiliza la eficiencia complementaria, 100 % para
partículas y 0 % para yodos en forma elemental y organica.
Por tanto, con el modelo utilizado las actividades descargadas al exterior que se
obtienen con el código RADTRAD son, en realidad, las actividades de los yodos que
se quedan en el filtro por las fugas de los sistemas de emergencia.
9.3 Resultados del cálculo
Los resultados se mostrarán por separado para el filtro de carbón activo y el HEPA.
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
109
9.3.1 Cálculo de la actividad
Se considera que en el filtro HEPA se retienen las partículas que fugan de
contención. No se consideran las partículas en el caso de fugas del sistema de
emergencia, al quedarse retenidas en el agua de dicho sistema. En la tabla 9.4 se
presenta a continuación la actividad en el filtro HEPA para distintos instantes de
tiempo, así como la actividad máxima por Radionucleido.
Tabla 9.4 - Actividad de los diferentes radionucleidos en el interior del filtro HEPA tras el accidente
Radionucleido Actividad en el filtro HEPA (Bq)
Durante los 30 días Máxima instantánea Máx. total - 5,5 [h] A los 30 días
Co-58 3,40·1010
3,37·1010
2,85·1010
2,54·1010
Co-60 4,08·1010
4,07·1010
3,42·1010
4,03·1010
Rb-86 1,18·1012
1,15·1012
1,00·1012
3,89·1011
Sr-89 3,95·1013
3,89·1013
3,31·1013
2,62·1013
Sr-90 7,34·1012
7,34·1012
6,16·1012
7,33·1012
Sr-91 3,98·1013
2,89·1013
2,89·1013
7,89·10-10
Sr-92 2,55·1013
1,49·1013
1,17·1013
5,97·10-67
Y-90 2,72·1011
2,28·1011
1,61·1011
1,20·1008
Y-91 5,33·1011
5,26·1011
4,41·1011
3,74·1011
Y-92 8,69·1012
4,55·1012
4,53·1012
1,35·10-48
Y-93 5,10·1011
3,74·1011
3,74·1011
2,26·10-10
Zr-95 7,14·1011
7,05·1011
5,98·1011
5,16·1011
Zr-97 6,27·1011
4,94·1011
4,87·1011
1,09·10-01
Nb-95 7,15·1011
7,02·1011
5,98·1011
3,97·1011
Mo-99 9,75·1012
8,77·1012
8,04·1012
5,28·1009
Tc-99m 8,81·1012
5,51·1012
5,48·1012
1,70·10-23
Ru-103 8,47·1012
8,33·1012
7,09·1012
5,00·1012
Ru-105 3,51·1012
2,25·1012
2,09·1012
8,77·10-37
Ru-106 3,70·1012
3,69·1012
3,10·1012
3,50·1012
Rh-105 5,42·1012
4,62·1012
4,36·1012
4,33·1006
Sb-127 1,11·1013
1,02·1013
9,23·1012
5,17·1010
Sb-129 2,07·1013
1,32·1013
1,22·1013
2,34·10-37
Te-127 1,13·1013
7,79·1012
7,78·1012
1,03·10-10
Te-127m 1,58·1012
1,57·1012
1,33·1012
1,31·1012
Te-129 2,45·1013
9,57·1012
5,10·1012
-
Te-129m 5,12·1012
5,03·1012
4,29·1012
2,77·1012
Te-131m 1,45·1013
1,22·1013
1,16·1013
9,40·1005
Te-132 1,49·1014
1,35·1014
1,23·1014
2,60·1011
I-129 4,54·1007
4,54·1007
3,85·1007
4,54·1007
I-131 6,28·1014
5,96·1014
5,29·1014
4,79·1013
I-132 5,77·1014
3,11·1014
2,27·1014
1,39·10-76
I-133 1,16·1015
9,37·1014
9,19·1014
4,95·1004
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
110
Radionucleido Actividad en el filtro HEPA (Bq)
Durante los 30 días Máxima instantánea Máx. total - 5,5 [h] A los 30 días
I-134 2,31·1014
1,02·1014
1,67·1013
-
I-135 8,70·1014
5,97·1014
5,84·1014
2,02·10-18
Cs-134 1,60·1014
1,60·1014
1,36·1014
1,56·1014
Cs-136 3,32·1013
3,20·1013
2,81·1013
6,84·1012
Cs-137 1,33·1014
1,33·1014
1,13·1014
1,33·1014
Ba-139 2,00·1013
1,03·1013
4,34·1012
-
Ba-140 7,55·1013
7,27·1013
6,31·1013
1,49·1013
La-140 3,93·1012
3,11·1012
2,23·1012
1,85·1007
La-141 4,10·1011
2,58·1011
2,32·1011
5,27·10-44
La-142 1,99·1011
1,04·1011
5,10·1010
-
Ce-141 1,80·1012
1,76·1012
1,51·1012
9,51·1011
Ce-143 1,55·1012
1,32·1012
1,25·1012
4,53·1005
Ce-144 1,58·1012
1,57·1012
1,32·1012
1,47·1012
Pr-143 6,70·1011
6,46·1011
5,57·1011
1,46·1011
Nd-147 2,86·1011
2,74·1011
2,39·1011
4,35·1010
Np-239 2,06·1013
1,83·1013
1,69·1013
3,16·1009
Pu-238 7,98·1009
7,98·1009
6,69·1009
7,97·1009
Pu-239 6,51·1008
6,51·1008
5,46·1008
6,51·1008
Pu-240 1,05·1009
1,05·1009
8,79·1008
1,05·1009
Pu-241 2,75·1011
2,74·1011
2,30·1011
2,73·1011
Am-241 2,37·1008
2,37·1008
1,99·1008
2,37·1008
Cm-242 4,08·1010
4,05·1010
3,42·1010
3,59·1010
Cm-244 3,64·1009
3,64·1009
3,05·1009
3,62·1009
Rb-88 2,02·1015
1,80·1014
9,89·1013
-
Y-91m 1,65·1013
4,60·1012
2,89·1012
-
Nb-97m 2,90·1012
2,32·1011
3,00·1010
-
Nb-97 6,74·1011
2,46·1011
1,51·1011
-
Rh-106 3,36·1013
2,35·1012
4,00·1011
-
Te-131 6,45·1012
1,67·1012
2,09·1011
-
Ba-137m 2,76·1014
1,93·1013
3,07·1012
-
Pr-144m 3,81·1010
3,82·1009
7,95·1008
-
Pr-144 1,67·1012
2,56·1011
7,21·1010
-
Pm-147 1,00·1011
9,99·1010
8,42·1010
9,79·1010
U-237 1,04·1005
9,46·1004
6,29·1004
4,92·1003
Rb-89 9,05·1012
3,32·1012
1,07·1008
-
Sr-89 2,69·1010
2,66·1010
2,32·1010
1,79·1010
Cs-138 1,59·1014
5,97·1013
2,62·1012
-
Sr-93 2,49·1010
1,14·1010
2,37·1000
-
Y-93 4,79·1010
2,00·1010
7,25·1003
-
Sb-128m 3,46·1010
1,50·1010
4,89·1003
-
Sb-128 1,25·1012
9,01·1011
9,00·1011
1,45·10-12
En el filtro de carbón se retienen los yodos en forma elemental y orgánica que se
liberan a través de las fugas de contención y de las fugas de los sistemas de
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
111
emergencia. La tabla 7.5 lista las actividades por radionucleido para distintos
instantes de tiempo, así como la actividad máxima por radionucleido.
Tabla 9.5 - Actividad de loss radionucleidos en el interior del filtro de carbón tras el accidente
Radionucleido Actividad en el filtro de carbón (Bq)
Durante los 30 días Máxima instantánea Máx. total - 10,7 días A los 30 días
I-129 5,56·1008 5,56·1008 2,28·1008 5,56·1008
I-131 3,03·1015 1,28·1015 1,28·1015 5,91·1014
I-132 8,57·1013 2,69·1013 3,53·10-14 -
I-133 7,79·1014 2,97·1014 1,35·1012 3,53·1005
I-134 1,82·1013 6,75·1012 7,29·10-74 -
I-135 2,17·1014 8,31·1013 6,70·1003 -
9.3.2 Cálculo de la masa
La contribución a la masa de los nucleidos radiactivos del filtro HEPA se muestra en
la tabla 9.6. La masa indicada para cada radionucleido incluye la masa de todos los
descendientes que se generan dentro del filtro, sean estables o radiactivos.
Tabla 9.6 - Masa de los diferentes radionucleidos y sus descendientes en el interior del filtro HEPA
tras el accidente
Radionucleido Masa en el
filtro HEPA [g] Radionucleido
Masa en el filtro HEPA [g]
Radio nucleído Masa en el
filtro HEPA [g]
Co-58 2,90·10-05
Te-129 4,42·10-05
Pu-238 1,26·10-02
Co-60 9,75·10-04
Te-129m 4,60·10-03
Pu-239 2,83·10-01
Rb-86 3,94·10-04
Te-131m 5,33·10-04
Pu-240 1,24·10-01
Sr-89 3,68·10-02
Te-132 1,37·10-02
Pu-241 7,20·10-02
Sr-90 1,46·1000
I-129 7,51·1000
Am-241 1,87·10-03
Sr-91 3,81·10-04
I-131 1,39·10-01
Cm-242 3,33·10-04
Sr-92 1,20·10-04
I-132 2,40·10-03
Cm-244 1,21·10-03
Y-90 3,74·10-06
I-133 3,09·10-02
Rb-88 9,03·10-05
Y-91 5,66·10-04
I-134 1,45·10-03
Y-91m 1,95·10-07
Y-92 1,57·10-06
I-135 9,36·10-03
Nb-97m 8,49·10-09
Y-93 5,24·10-06
Cs-134 3,34·1000
Nb-97 7,42·10-07
Zr-95 8,99·10-04
Cs-136 1,23·10-02
Rh-106 2,98·10-08
Zr-97 1,03·10-05
Cs-137 4,14·1001
Te-131 7,62·10-07
Nb-95 4,94·10-04
Ba-139 1,30·10-04
Ba-137m 4,92·10-07
Mo-99 5,71·10-04
Ba-140 2,81·10-02
Pr-144m 1,14·10-09
Tc-99m 4,56·10-05
La-140 3,82·10-05
Pr-144 2,28·10-07
Ru-103 7,11·10-03
La-141 3,44·10-06
Pm-147 2,93·10-03
Ru-105 2,34·10-05
La-142 1,31·10-06
Rb-89 9,97·10-05
Ru-106 2,99·10-02
Ce-141 1,71·10-03
Sr-89 3,68·10-02
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
112
Radionucleido Masa en el
filtro HEPA [g] Radionucleido
Masa en el filtro HEPA [g]
Radio nucleído Masa en el
filtro HEPA [g]
Rh-105 1,77·10-04
Ce-143 6,80·10-05
Cs-138 7,00·10-04
Sb-127 1,16·10-03
Ce-144 1,34·10-02
Sr-93 6,31·10-06
Sb-129 1,67·10-04
Pr-143 2,67·10-04
Y-93 5,24·10-06
Te-127 1,17·10-04
Nd-147 9,65·10-05
Sb-128m 3,67·10-03
Te-127m 4,53·10-03
Np-239 2,51·10-03
Sb-128 1,60·10-05
Total 54,6
La masa de nucleidos estables que se acumulará en el filtro HEPA se desglosa por
elemento químico en siguiente tabla, la 9.7.
Tabla 9.7 - Masa de los diferentes radionucleidos y sus descendientes en el interior del filtro de
carbón tras el accidente
Elemento Masa de nucleidos estables en el HEPA
[g] Elemento
Masa de nucleidos estables en el HEPA [g]
Rb 1,26·1001
Te 3,19·1000
Sr 9,92·10-01
I 2,20·1000
Y 1,27·10-02
Cs 5,46·1001
Zr 9,87·10-02
Ba 4,09·1000
Nb 2,44·10-08
La 3,39·10-02
Mo 1,15·1000
Pr 3,07·10-02
Tc 2,63·10-01
Nd 1,06·10-01
Ru 7,48·10-01
Np 3,28·10-02
Rh 1,40·10-01
Pu 3,24·10-02
Sb 1,05·10-01
Cm 1,38·10-07
Total 80,4
Por tanto, la masa total acumulada en el filtro HEPA es de 144 [g], como muestra la
tabla 9.8.
Tabla 9.8 - Masa total acumulada en el filtro HEPA
Contribución Masa en el filtro HEPA [g]
Nucleidos radiactivos 54,6
Nucleidos estables 80,4
Total 144
La masa acumulada en el filtro de carbón por la contribución de los dos caminos de
fugas considerados se da en la tabla 9.9. La masa indicada para cada isótopo del
yodo incluye la masa de todos los descendientes que se generan dentro del filtro,
incluyendo el gas noble, Xe.
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
113
Tabla 9.9 - Masa acumulada en el interior del filtro de carbón debido a los dos caminos de fugas
tras el accidente
Radionucleido Masa de nucleidos radiactivos en el filtro de carbón [g]
Fugas de contención Fugas de los sistemas de emergencia
I-129 8,72·1001
5,01·1000
I-131 1,61·1000
9,24·10-02
I-132 2,79·10-02
1,60·10-03
I-133 3,59·10-01
2,06·10-02
I-134 1,68·10-02
9,65·10-04
I-131 1,09·10-01
6,24·10-03
Total 89,3 5,1
El isótopo estable considerado en el caso de los yodos es el I-127. La masa en el
momento del accidente de I-129 es 3,4 veces la masa de I-127, siendo esta la
relación que se utiliza para calcular la masa del isótopo estable. Por tanto, la masa
total acumulada en el filtro de carbón se resume en la tabla 7.10.
Tabla 9.10 - Masa total acumulada en el filtro de carbón
Contribución Masa en el filtro de carbón [g]
Fugas de contención Fugas de los sistemas de emergencia Total
Nucleidos radiactivos 89,3 5,1 94,4
Nucleidos estables 25,5 1,5 27
Total 115 6,6 121
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
114
9.4 Cálculo del calor
La potencia calorífica generada por los filtros se ha calculado teniendo en cuenta la
contribución al calor de todos los tipos de desintegración, alfa, beta y gamma. Sin
embargo, el largo alcance de la radiación gamma hace que no toda su energía se
deposite en el filtro. Por otro lado, la contribución de la radiación alfa es
despreciable frente a las otras dos en cualquier instante de tiempo.
En 9.11 se desglosan la potencia calorífica máxima para cada uno de los tipos de
desintegración. Para el filtro HEPA se alcanza la máxima potencia calorífica entorno
a las 4 horas, excepto para la radiación alfa que se alcanza a las 32 horas. En el caso
del filtro de carbón, la máxima potencia se produce a los 10,5 días y para el
conjunto de los dos filtros a las 4 horas.
Tabla 9.11 - Calor total generado en el interior de los filtros debido a los diferentes tipos de
radiación.
Contribución Potencia calorífica máxima [cal/s]
Filtro HEPA Filtro de Carbón Total
Alfa 0,01 - 0,01
Beta 49 9 52
Gamma 111 19 119
Total 160 28 171
Los gráficos 11.1 y 11.2 presentan la evolución en el tiempo del calor generado en el
filtro HEPA y en el de carbón, respectivamente:
Actividad, calor de desintegración y masa acumulada en el filtro de carbón activo en caso de LOCA
115
Gráfico 9.1 - Evolución temporal del calor generado en el filtro HEPA
Gráfico 9.2 - Evolución temporal del calor generado en el filtro de carbón
Accidente LOCA: Calor en el filtro HEPA del SBGT
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0 100 200 300 400 500 600 700 800
Tiempo (hora)
Calo
r (c
al/s)
Total
Alfa
Beta
Gamma
Accidente LOCA: Calor en el filtro de carbón del SBGT
0
5
10
15
20
25
30
0 100 200 300 400 500 600 700 800
Tiempo (hora)
Calo
r (c
al/s)
Total
Gamma
Beta
Temperaturas del flujo en los filtros: Dimensionado de calentadores
116
10 - Temperaturas del flujo en los filtros: dimensionado de los calentadores
Puesto que los filtros de carbón activo en especial y todos los elementos del sistema
de tratamiento de gases en general no operan correctamente con altos niveles de
humedad relativa, se hace necesario instalar unos calentadores a la entrada de las
unidades de filtración que nos garanticen unas humedades relativas máximas
dentro de los límites establecidos.
Existen dos calentadores a dimensionar: el calentador principal y el secundario. El
calentador principal opera disminuyendo la humedad relativa de la corriente de
extracción: aquella que viene de la contención. El secundario, en cambio, tiene
como función disminuir la humedad relativa del caudal de refrigeración: aquél que
procede del exterior y se hace pasar por la unidad de filtración que no se está
usando en un determinando momento para refrigerarlo.
Se ha de tener en cuenta, para no sobrepasar los requisitos de temperatura, el calor
generado por el decaimiento del material radiactivo acumulado en los filtros. Estos
datos han sido calculados en la sección anterior.
10.1 Calentador principal
Partiendo de las condiciones establecidas en el interior de la contención secundaria
en caso de LOCA se calculará la potencia necesaria para disminuir la humedad
relativa al máximo tolerable para que no afecte al correcto funcionamiento de los
filtros de carbón activo. No obstante, se ha de tener en cuenta que las
temperaturas máximas en los filtros no pueden superar, tampoco, los límites
establecidos:
Las condiciones de que se parten y los límites a respetar en este caso son los
siguientes:
Condiciones del aire en la contención, es decir, a la entrada del
calentador, temperatura = 65.5 [°C] y humedad relativa = 100% [-].
Temperaturas del flujo en los filtros: Dimensionado de calentadores
117
Temperatura máxima a la salida de los calentadores = 107 [°C] (según
ASME N509)
Humedad máxima aceptable a la entrada de los adsorbedores = 70% [-]
(según la NRC - Regulatory Guide 1.52).
Temperatura máxima de operación para los filtros HEPA = 121 [°C] (según
ASME AG-1)
Temperatura máxima a la salida de los adsorbedores =149 [°C] (según
ASME N509).
Luego, en primer lugar se dimensionará el calentador para que cumpla los
requisitos de humedad relativa a la entrada de los filtros y posteriormente se
comprobará que las temperaturas no superan en ningún punto del sistema los
máximos tolerables, teniendo en cuenta, además del calentador, el calor que se
generará en los propios filtros como consecuencia de la desintegración de los
radionucleidos atrapados en los mismos.
Para realizar dichos cálculos, se ha de tener en cuenta la variabilidad del caudal. Es
decir, el calentador se dimensionará para el caudal máximo que puede darse y las
comprobaciones de las temperaturas se harán para el caudal mínimo posible.
Caudal máximo = 2125 [m3/h] + 10 % por coeficiente de seguridad = 2338
[m3/h].
Caudal mínimo = 1700 [m3/h] – 10 % por coeficiente de seguridad = 1530
[m3/h].
Para el calor generado en el interior de los filtros, como medida muy conservadora,
se empleará un valor de generación interna constante e igual al máximo ocurrido
durante todo el accidente. Recurriendo al cálculo del calor de desintegración en el
interior de los filtros vemos que las potencias máximas generadas, que se
emplearán como valores constantes son:
Temperaturas del flujo en los filtros: Dimensionado de calentadores
118
Potencia total generada en el interior del filtro HEPA = 160 [cal/s] =
668.80 [W].
Potencia total generada en el interior de los filtros de carbón = 28 [cal/s]
= 117.04 [W].
Potencia total generada en el interior de ambos filtros = 785.84 [W].
De esta manera, realizamos un cálculo iterativo para hallar la potencia del
calentador, de manera que, con las condiciones a la entrada del mismo citadas
anteriormente, se obtenga un valor de humedad relativa a la salida del 70%.
Resulta de este cálculo una potencia necesaria de 5700 [W]. En el anexo C se
muestran unas impresiones de pantalla de la hoja Excel empleada para realizar
estos cálculos.
En la siguiente tabla, la tabla 8.1 se presentan las condiciones del caudal de
aspiración, para ambas situaciones de caudal, máximo y mínimo, con la potencia de
calentador calculada.
Temperaturas del flujo en los filtros: Dimensionado de calentadores
119
Tabla 10.1 - Evolución de las condiciones del caudal de extracción a lo largo de la unidad de
filtración en funcionamiento
Caudal de aspiración
Condiciones a la entrada del calentador
Generación en el calentador
Condiciones a la entrada de los
filtros
Generación en los filtros
Condiciones a la salida de los
filtros
Q = 2338 [m
3/h]
T = 65 [°C] P = 5700 [W]
T = 73.2 [°C] P = 786 [W]
T = 74.3 [°C]
Φ = 100% *-] Φ = 70% *-] Φ = 66.7% [-]
Q = 1530 [m
3/h]
T = 65 [°C] P = 5700 [W]
T = 77.5 [°C] P = 786 [W]
T = 79.2 [°C]
Φ = 100% *-] Φ = 58.5% [-] Φ = 54.5% [-]
Se asume, como medida de seguridad, una posible variación en la tensión nominal
de alimentación de los calentadores de un +/- 10%, lo cual implica una variación en
la potencia térmica generada por el calentador desde un +21% (=1.12-1) a un -19%
(=1-0.92) respecto al valor nominal. Según lo cual se necesita un calentador de
potencia nominal igual a:
De manera que en caso de caer la tensión de alimentación un 10% se garantiza la
potencia necesaria para disminuir la humedad relativa al 70%.
Se ha de comprobar que con el calentador sobredimensionado por las posibles
variaciones de tensión no se supere en ningún caso las condiciones máximas de
temperatura aceptables para el caudal de extracción.
En la siguiente tabla se muestran las condiciones del caudal con el nuevo calentador
en caso de alimentar a un 110% de la tensión nominal. En el anexo C se muestran
las impresiones de pantalla de la hoja Excel empleada para los cálculos.
Tabla 10.2 - Evolución de las condiciones del caudal de extracción a lo largo de la unidad de
filtración en funcionamiento con el calentador sobredimensionado
Caudal de aspiración
Condiciones a la entrada del calentador
Generación en el calentador
Condiciones a la entrada de los
filtros
Generación en los filtros
Condiciones a la salida de los
filtros
Q = 2338 [m
3/h]
T = 65 [°C] P = 7037 [W]
T = 75.1 [°C] P = 786 [W]
T = 76.2 [°C]
Φ = 100% *-] Φ = 64.6% [-] Φ = 61.6% [-]
Q = 1530 [m
3/h]
T = 65 [°C] P = 7037 [W]
T = 70.4 [°C] P = 786 [W]
T = 82.1[°C]
Φ = 100% *-] Φ = 65.6% [-] Φ = 48.4% [-]
Temperaturas del flujo en los filtros: Dimensionado de calentadores
120
Se observa como teniendo en cuenta todos los coeficientes de seguridad y
sobredimensionado de componentes, los requisitos de humedad son fácilmente
alcanzables, no superándose nunca las temperaturas máximas estipuladas por la
normativa. Aunque explícitamente no se ha calculado la temperatura máxima en el
filtro HEPA, al estar este situado previo al filtro de carbón y al no superarse a la
salida del mismo la temperatura de 121 [°C], queda demostrado indirectamente
que no se superarán en ningún caso los 121 [°C] en el filtro HEPA.
10.2 Calentador secundario
Partiendo de las condiciones exteriores establecidas para el emplazamiento de la
central nuclear se calculará la potencia necesaria para disminuir la humedad relativa
del caudal de refrigeración al máximo tolerable para que no afecte al correcto
funcionamiento de los filtros de carbón activo. A pesar de que el caudal de
refrigeración no necesita del correcto funcionamiento de los filtros, puesto que no
ha de ser filtrado, no se debe superar la humedad relativa máxima establecida en
este caudal, para que no se humedezcan los filtros y esto afecte a su correcto
funcionamiento tras la refrigeración. Igual que en el caso anterior, se ha de tener en
cuenta que las temperaturas máximas en los filtros no pueden superar los límites
establecidos:
Las condiciones de que se parten y los límites a respetar en este caso son los
siguientes:
Condiciones del aire exterior, es decir, a la entrada del calentador,
temperatura = 33.8 [°C] y humedad relativa = 100% [-]. Estos son los valores
máximos que se pueden dar: se tomaran ambas condiciones como criterio
conservador, a pesar de ser improbable que se dieran simultáneamente.
Temperatura máxima a la salida de los calentadores = 107 [°C] (según
ASME N509)
Humedad máxima aceptable a la entrada de los adsorbedores = 70% [-]
(según la NRC - Regulatory Guide 1.52).
Temperaturas del flujo en los filtros: Dimensionado de calentadores
121
Temperatura máxima de operación para los filtros HEPA = 121 [°C] (según
ASME AG-1)
Temperatura máxima a la salida de los adsorbedores =149 [°C] (según
ASME N509).
Se realizará el cálculo de manera análoga al del calentador principal, con los
caudales que se darían en los diferentes puntos de operación del sistema, que se
calcularon a partir de las pérdidas de carga. .
Caudal máximo = 465 [m3/h] + 10% por coeficiente de seguridad = 512
[m3/h].
Caudal mínimo = 303 [m3/h] – 10 % por coeficiente de seguridad = 273
[m3/h].
Para el calor generado en el interior de los filtros, se empleará el mismo criterio y
por lo tanto la misma potencia que en el caso anterior:
Potencia total generada en el interior del filtro HEPA = 160 [cal/s] =
668.80 [W].
Pot. total generada en el interior de los filtros de carbón = 28 [cal/s] =
117.04 [W].
Potencia total generada en el interior de ambos filtros = 785.84 [W].
De esta manera, realizamos un cálculo iterativo para hallar la potencia del
calentador, de manera que, con las condiciones a la entrada del mismo citadas
anteriormente, se obtenga un valor de humedad relativa a la salida del 70%.
Resulta de este cálculo una potencia necesaria de 1030 [W]. En el anexo C se
muestran unas impresiones de pantalla de la hoja Excel empleada para realizar
estos cálculos.
En la tabla 8.2 se presentan las condiciones del caudal de aspiración, para ambas
situaciones de caudal, máximo y mínimo, con la potencia de calentador calculada.
Temperaturas del flujo en los filtros: Dimensionado de calentadores
122
Tabla 10.3 – Evolución de las condiciones del caudal de refrigeración a lo largo de la unidad de
filtración en modo de refrigeración
Caudal de aspiración
Condiciones a la entrada del calentador
Generación en el calentador
Condiciones a la entrada de los
filtros
Generación en los filtros
Condiciones a la salida de los
filtros
Q = 512 [m
3/h]
T = 33.8 [°C] P = 1030 [W]
T = 40.4 [°C] P = 786 [W]
T = 45.5 [°C]
Φ = 100% *-] Φ = 69.9% [-] Φ = 53.6% [-]
Q = 273 [m
3/h]
T = 33.8 [°C] P = 1030 [W]
T = 46.1 °C] P = 786 [W]
T = 55.8 [°C]
Φ = 100% *-] Φ = 51.9% [-] Φ = 32.1% [-]
Tabla 8.1
Como medida de seguridad, de manera análoga al calentador principal, se considera
una posible variación en la tensión nominal de alimentación de los calentadores de
un +/- 10%, lo cual implica una variación en la potencia térmica generada por el
calentador desde un +21% (=1.12-1) a un -19% (=1-0.92) respecto al valor nominal.
Según lo cual se necesita un calentador de potencia nominal igual a:
De esta manera que en caso de caer la tensión de alimentación un 10% se garantiza
la potencia necesaria para disminuir la humedad relativa al 70%.
En la siguiente tabla se muestran las condiciones del caudal con el nuevo calentador
en caso de alimentar a un 110% de la tensión nominal. En el anexo C se muestran
las impresiones de pantalla de la hoja Excel empleada para los cálculos.
Tabla 10.4 - Evolución de las condiciones del caudal de extracción a lo largo de la unidad de
filtración en modo refrigeración con el calentador sobredimensionado
Caudal de aspiración
Condiciones a la entrada del calentador
Generación en el calentador
Condiciones a la entrada de los
filtros
Generación en los filtros
Condiciones a la salida de los
filtros
Q = 512 [m
3/h]
T = 33.8 [°C] P = 1272 [W]
T = 41.9 [°C] P = 786 [W]
T = 47.0 [°C]
Φ = 100% *-] Φ = 64.5% [-] Φ = 49.5% [-]
Q = 273 [m
3/h]
T = 33.8 [°C] P = 1272 [W]
T = 49.0 °C] P = 786 [W]
T = 58.8 [°C]
Φ = 100% *-] Φ = 44.9% [-] Φ = 28.0% [-]
Al igual que es en calentador principal, se observa cómo se cumplen los requisitos
de humedad y temperatura aun considerando todos los criterios de seguridad y el
aumento de la potencia de los calentadores simultáneamente. A la salida del
Temperaturas del flujo en los filtros: Dimensionado de calentadores
123
carbón, la temperatura es, en todos los caso, menor a 121 [°C], por lo que no se
superará nunca dicha temperatura en los filtros HEPA, cumpliéndose así este
requisito.
Propuesta de elección de equipos principales
124
11 - Propuesta de elección de equipos principales
A continuación se realiza una propuesta de elección de los principales equipos del
sistema las unidades de filtración de SBGT.
En el caso del sistema de interés, los equipos de mayor importancia y
responsabilidad son el adsorbedor de carbón activo, los filtros HEPA (prehepa y
posthepa) y el ventilador, que se sitúa aguas debajo de la unidad de filtración.
El fabricante seleccionado para las unidades de filtración es AAF, al que se le haría
llegar en forma de especificaciones técnicas los requisitos a cumplir en cuanto a la
composición de las unidades (número de módulos de filtración, calentadores,
compuertas, etc.) así como los parámetros característicos (caudal, potencias de los
calentadores, etc.). Con dicha información y siguiendo los estándares de ASME AG-1
se fabricarían las unidades.
Al ser AAF un fabricante especializado en tecnología para instalaciones nucleares,
todos sus productos y proyectos cumplen con los más altos niveles de seguridad
exigidos por la NRC.
11.1 Adsorbedor de carbón activo
F a b r i c a n t e
AAF – American air filter.
M o d el o
CS-8
D es c r i p c i ó n b r e v e d e l eq u i p o
Unidad de carbón modular ensayada bajo requerimientos de la US NRC –
Regulatory Guide 1.52 / 1.14 y ANSI – N509 / 510.
Propuesta de elección de equipos principales
125
E s p ec i f i c a c i o n es y d i m en s i o n es
Caudal máximo por módulo: 586 [m3/h] a una presión de 0.07 [kPa] para garantizar
un tiempo de retención mínimo de 0.25 [s]
Dimensiones del modulo: 610 x 700 x 160 [mm].
Masa del modulo: 38.6 [kg].
Área total lecho de carbón: 0.78 [m2]
Contenido de carbón: 21.4 [kg]. Se supera el ratio de 2.5 [mg I/g Carbón]
Ensayos a las unidades de producción: Ensayos de penetración / resistencia: 99.9%
de eficiencia para el caudal especificado. Cada modulo está etiquetado con su
resistencia al flujo, porcentaje de penetración y el lote del carbón.
Cartuchos: Disponibles cartuchos para extracción y ensayo que se han de rellenar
con el mismo carbón que los lechos por requerimientos de la US NRC.
O b s e r va c i o n es
Se han de colocar 4 cuatro módulos en paralelo, de manera que se garantice el
tiempo de retención mínimo (0.25 [s]) para todos los caudales considerados.
Considerando el caudal máximo posible el de 2146 [m3/h].
Con 4 módulos se garantiza el tiempo de retención para un caudal de hasta 2344
[m3/h].
Ilustración 11-1 – Bandeja de adsorbedora de carbón activo AAF CS-8
Propuesta de elección de equipos principales
126
11.1 Filtro PREHEPA
F a b r i c a n t e
AAF – American air filter
M o d el o
VariCel II – F8
D es c r i p c i ó n b r e v e d e l eq u i p o
Filtro de alta eficacia con medio filtrante de alta densidad.
E s p ec i f i c a c i o n es y d i m en s i o n es
Caudal máximo: 2380 [m3/h].
Dimensiones del modulo: 391 x 619 x 97 [mm].
Resistencia inicial al flujo; 170 [Pa]
Área total de filtrado: 8.18 [m2]
O b s e r va c i o n es
Se ha seleccionado el filtro cuyo caudal nominal era superior al máximo de nuestra
instalación con una eficiencia media del 90%.
Se colocarán dos de estos equipos, uno como preHEPA y otro como postHEPA.
Ilustración 11-2 – Filtro HEPA AAF VariCel II
Propuesta de elección de equipos principales
127
11.2 Filtro POSTHEPA
F a b r i c a n t e
AAF – American air filter.
M o d el o
AstroCel II
D es c r i p c i ó n b r e v e d e l eq u i p o .
Filtro de alta eficacia con medio filtrante de alta densidad.
E s p ec i f i c a c i o n es y d i m en s i o n es .
Caudal máximo: 2250 [m3/h].
Dimensiones del modulo: 915 x 915 x 149 [mm].
Resistencia inicial al flujo para caudal nominal: 250 [Pa]
Eficiencia mínima: 99.99 % [-]
O b s e r va c i o n es
Se ha seleccionado el filtro cuyo caudal nominal era superior al máximo de nuestra
instalación con una eficiencia media del 90%.
Se colocarán dos de estos equipos, uno como preHEPA y otro como postHEPA.
Ilustración 11-3 – Filtro HEPA AAF AstroCel II
Propuesta de elección de equipos principales
128
11.3 Ventiladores
De los cálculos de pérdidas de carga, vemos que el punto de operación en el que el
ventilador ha de impulsar un mayor caudal a una mayor presión, se da para un
caudal de extracción de la contención de 2146 [m3/h]. En este punto, el caudal del
ventilador es Q = 2614 [m3/h] introduciendo una presión P = 38.03 [mbar] =3803
[Pa].
F a b r i c a n t e
Gebhardt - Ventiladores.
M o d el o
RZR 10 – 0200 – 4.5 [kW]
D es c r i p c i ó n b r e v e d e l eq u i p o
Ventilador centrífugo de alta fiabilidad con transmisión por correa. Rodete circular
con 11 alabes.
E s p ec i f i c a c i o n es e n p u n t o s d e o p e r a c i ó n
Punto 1:
Q = 2614 [m3/h]; P =3803 [Pa]; η = 66 % [-]; n = 7500[rpm]; Nivel de ruido = 100 [dB]
Punto 2:
Q = 2487 [m3/h]; P =3537 [Pa]; η = 65 % [-]; n = 7200[rpm]; Nivel de ruido = 98 [dB]
Punto 3:
Q = 2122 [m3/h]; P =2814 [Pa]; η = 64 % [-]; n = 6400[rpm]; Nivel de ruido = 95 [dB]
Propuesta de elección de equipos principales
129
Gráfico 11.1 – Mapa Presión – Caudal del ventilador Gebhardt RZR-10 - 0200
O b s e r va c i o n es
Se muestran, para caudal de aspiración, el mayor caudal que ha de impulsar el
ventilador, que se da para la unidad de filtración en funcionamiento sucia y la de
refrigeración limpia, situación en la que el ventilador ha de suministrar la máxima
presión.
Instrumentación y control
130
12 - Instrumentación y control
En este apartado se describe la instrumentación y el control previsto para el
sistema.
El control se llevará a cabo desde el panel de ventilación de la sala de control. En
operación normal un tren se encontrará en funcionamiento mientras el otro en
reserva, pero en caso de LOCA todos los componentes del sistema han de estar
disponibles.
Se opta por el arranque automático del tren de filtración de reserva en caso de fallo
en el tren en operación y se detecta dicho fallo con la condición del fallo del
ventilador extractor, tal como se detalla a continuación.
Para el tren de filtración, el operador dispondrá en sala de control y localmente de
todas las indicaciones y alarmas requeridas por US NRC RG 1.52 y en la tabla 4.1 de
ASME N509 - 1989.
Para las alarmas e indicaciones locales requeridas se instalará un panel de control
local que permitirá únicamente la supervisión del sistema dado que el mando del
mismo se llevará desde la sala de control. La única acción que se podrá llevar a cabo
desde dicho panel será la apertura de las válvulas de inundación de los filtros de
carbón, por ser requerido por el ASME 509-89 en caso de empleo de válvulas de
inundación motorizadas.
12.1 Operación del sistema
12.1.1 Operación normal
La puesta en marcha y parada de cada tren se realizará de forma manual desde el
panel de ventilación de la sala de control, mediante la correspondiente maneta
individual de actuación.
Cada ventilador de extracción dispondrá de una maneta de actuación con
posiciones de Parada, Auto y Marcha.
Instrumentación y control
131
12.1.2 Operación en caso de pérdida de suministro
energético o en caso de accidente
Los dos trenes de filtración se encontrarán disponibles, por lo que la operación del
sistema se mantendrá igual que en operación normal.
12.1.3 Operación en caso de fallo del tren en operación
En caso de fallo del tren de filtración en operación, detectado por la parada por
cualquier causa de los ventiladores de extracción, se producirá de forma automática
el aislamiento del tren en funcionamiento y el alineamiento del tren de filtración de
reserva.
12.1.4 Operación en caso de alta humedad relativa del aire
extraído.
Se dispondrá en el panel de ventilación de la sala de control tanto de indicador
como de alarma de alta humedad relativa del caudal extraído.
En caso de que se reciba la alarma de alta humedad relativa (>70%) en alguno de
los trenes, se conectará manualmente el calentador de dicho tren mediante su
correspondiente maneta que tendrá las posiciones de desconectado y conectado
con tres escalones correspondientes a 33.3%, 66.6% y 100%.
12.2 Sistema de inundación de los filtros de carbón
A continuación se incluyen los requisitos de ASME N-509 -1989 y el sistema
previsto.
12.2.1 Requisitos ASME N 509 – 1989
D e t en c i ó n d e i n c en d i o s
Se preverá un sistema de detección de altas temperaturas o presencia de productos
de combustión con dos niveles de alarma.
Instrumentación y control
132
Alarma – Primera etapa: Cuando la temperatura se eleva del punto de consigna
establecido se envía una señal de alarma de alta temperatura y se da orden de
parada de ventiladores y de cierre de la compuerta de aislamiento de la unidad.
Alarma – Segunda etapa: Se envía una señal de alarma de incendio cuando se
detecta el fuego.
S i s t e ma d e p r o t e c c i ó n c o n t r a i n c en d i o s
Cuando se prevean serán de tipo inundación con agua o gases inertes.
S i s t e ma d e i n u n d a c i ó n
Con un sistema de boquillas fijas instaladas dentro de la envolvente o housing que
aseguren que tanto fuegos superficiales como profundos pueden ser extinguidos y
que además tenga un sistema de tuberías dirigido al exterior del housing hasta una
localización accesible y provista de válvulas redundantes de aislamiento que
dispongan de una conexión manual al sistema del PCI de la planta.
Aunque no se recomienda una conexión permanente al sistema de PCI de la planta
se permite que pueda ser empleada en lugar de las conexiones de manguera
manuales.
A c t u a c i ó n d e l s i s t em a d e p r o t ec c i ó n c o n t r a i n c en d i o s
No se recomiendan válvulas de inundación con actuación automática para evitar
actuaciones espurias que pudieran inundar la unidad de filtración sin necesidad,
aunque tampoco se prohíben.
Si se instalan conexiones permanentes en el sistema de inundación debe preverse
una alarma para iniciación de la descarga del agente extintor.
I n s t r u m en t a c i ó n d e l s i s t e ma d e P C I d e l a u n i d a d d e f i l t r a c i ó n
Se requiere la siguiente instrumentación relacionada con el sistema de inundación
de los filtros de carbón activo:
Instrumentación y control
133
Espacio posterior al filtro de carbón
Indicación local y remota de temperatura.
Dos etapas de alarma, local y remota
Alarma de primera etapa: Cuando la temperatura se eleva del punto de consigna
establecido se envía una señal de alarma de alta temperatura.
Alarma de segunda etapa: Cuando la temperatura se eleva del punto de consigna
establecido se envía una señal de muy alta temperatura y se permite la actuación
manual del PCI.
Válvulas de inundación
Se recomiendan válvulas manuales con indicación local de posición.
Si se utilizasen válvulas motorizadas deben tener pulsadores locales, indicación local
y remota de posición. Alarma de disparo (apertura) local y remota. Igualmente se
requiere una alarma local y remota de que se ha descargado el agente extintor.
12.2.2 Sistema de inundación de las unidades de filtración
Para cubrir los anteriores requisitos y dado que no es previsible la presencia de
personal en la sala en la que se alojarán las unidades de filtración ni en las salas
próximas, se opta por un sistema de agua de extinción de incendios y provisto de
dos válvulas de aislamiento estancas, en serie, de manera que se posibilite la
actuación automática del sistema de inundación de los filtros de carbón.
De este modo la inundación de los bancos de filtros de carbón se realizará
automáticamente por dos señales de alta temperatura simultaneas procedentes de
los dos sensores de temperatura instalados en el banco, de manera que se evite la
inundación accidental de los filtros de carbón por el fallo de uno de los sensores.
Adicionalmente se instalará un panel de control local, con maneras de actuación
para cada válvula de inundación, que permitan la apertura manual de las válvulas y
Instrumentación y control
134
posibiliten que la inundación de los filtros de carbón pueda realizarse también de
forma manual local.
Se adopta como posición de fallo de las válvulas de aislamiento la posición cerrada,
para evitar una inundación accidental en caso de pérdida de suministro energético
en las mismas.
12.3 Manetas de actuación
12.3.1 Panel de ventilación de la sala de control
En el panel de ventilación de la sala de control se dispondrá de manetas individuales
de actuación para los siguientes componentes:
Ventiladores extractores de las unidades de filtración.
Calentadores eléctricos de las unidades de filtración.
Compuertas de aislamiento de las unidades de filtración.
12.3.2 Panel de control local de las unidades de filtración
Se incluyen unas manetas de actuación local de las válvulas del sistema de PCI
asociadas al sistema de inundación de los filtros de carbón de las unidades de
filtración.
Dichas manetas tienen indicadores visuales de posición de la válvula (cerrada o
abierta) y permiten abrir manualmente las válvulas, disponiendo de una llave, con
control administrativo, que evita una apertura e inundación accidental de los filtros.
12.4 Automatismos, protecciones y enclavamientos
El sistema estará equipado con los siguientes automatismos, protecciones y
enclavamientos:
Control de la presión en el edificio del reactor.
Instrumentación y control
135
Control de las compuertas de las salas de bombas de las piscinas de
combustible gastado.
Control del sistema de inundación de las unidades de filtración.
Control de estado de la compuerta de aislamiento para que el arranque
de alguno de los ventiladores no ocurra estando dicha compuerta abierta.
Control de las compuertas de aislamiento de cada unidad para evitar el
arranque de los ventiladores con estas cerradas.
En caso de parada, por cualquier causa, del ventilador de la unidad de
filtración en funcionamiento, se producirá el aislamiento automático de
dicho tren mediante el cierre de su compuerta de aislamiento y la posterior
entrada en funcionamiento de la otra unidad de filtración partiendo de la
apertura de su correspondiente compuerta de aislamiento y el arranque de
su ventilador.
Las señales procedentes de los ventiladores de extracción serán señales
de trenes de seguridad.
Los calentadores eléctricos no podrán funcionar en ausencia de caudal de
extracción o refrigeración, por lo que su funcionamiento estará enclavado
con el de los ventiladores de extracción correspondientes.
Los calentadores eléctricos dispondrán de termostatos de protección
interna, de rearme automático, para disparo en caso de alta temperatura.
La inundación de cada uno de los bancos de los filtros de carbón de las
unidades se realizará de manera automática a partir de dos señales de alta
temperatura procedentes de los sensores de temperatura instalados en los
bancos, según descrito anteriormente.
Instrumentación y control
136
12.5 Indicaciones y alarmas
A continuación se detallan las indicaciones y alarmas de las que estará dotado el
sistema.
Compuertas
Indicación local de estado (abierto o cerrado) de las compuertas
neumáticas de aislamiento de las unidades de filtración. Está indicación no
es obligatoria según ASME N509 pero sí es recomendada, ya que facilita la
realización de las pruebas permitiendo conocer el estado de las válvulas de
forma local.
Indicación en sala de control de estado (abierto o cerrado) de las
compuertas neumáticas de aislamiento de las unidades de filtración.
Prefiltro
Indicación local de presión diferencial en los prefiltros mediante el
correspondiente instrumento.
Alarma en la sala de control de alta presión diferencial en el prefiltro.
PreHEPA
Indicación local de presión diferencial en el preHEPA mediante el
correspondiente instrumento.
Alarma local de alta presión diferencial en el preHEPA.
Alarma en la sala de control de alta presión diferencial en el preHEPA.
Filtros de carbón
Indicación local de presión diferencial en el carbón mediante el
correspondiente instrumento. Esta indicación no es requerida según ASME
N509 pero se opta por su instalación para mejorar la monitorización del
estado del sistema.
Instrumentación y control
137
Sistemas de PCI
Indicación local de temperatura aguas abajo de los filtros de carbón
mediante los correspondientes instrumentos.
Indicación en sala de control de temperatura aguas abajo de los filtros de
carbón mediante los correspondientes instrumentos.
Indicación local del estado, abierto o cerrado, de las válvulas de
inundación de ambas unidades de filtración.
Alarma local de alta temperatura en los filtros de carbón y permisivo de
apertura de las válvulas de inundación de los filtros, orden de parada del
ventilador de extracción y orden de cierre de las compuertas de aislamiento.
Alarma en sala de control de alta temperatura en los filtros de carbón y
permisivo de apertura de las válvulas de inundación de los filtros, orden de
parada del ventilador de extracción y orden de cierre de las compuertas de
aislamiento.
Alarma local de muy alta temperatura en los filtros de carbón.
Alarma en sala de control de muy alta temperatura en los filtros de
carbón.
En caso de alarmas simultaneas de alta y muy alta temperatura se dará
orden de apertura a las válvulas de inundación de los filtros.
Indicación local de estado (abierto o cerrado) de las válvulas del sistema
de inundación de los filtros de carbón.
Indicación en sala de control de estado (abierto o cerrado) de las válvulas
del sistema de inundación de los filtros de carbón.
Alarma local de disparo del sistema de inundación de los filtros de
carbón.
Instrumentación y control
138
Alarma en sala de control de disparo del sistema de inundación de los
filtros de carbón.
PostHEPA
Indicación local de presión diferencial en postHEPA mediante el
correspondiente instrumento.
Alarma local de alta presión deferencial en el postHEPA.
Conjunto unidad de filtración
Alarma en la sala de control por alta presión diferencial en la unidad de
filtración mediante el correspondiente instrumento.
Indicación local de temperatura de entrada de aire a la unidad de
filtración mediante el correspondiente instrumento.
Indicación local de presión diferencial en la unidad de filtración mediante
el correspondiente instrumento. Esta indicación no es requerida según ASME
N509 pero se opta por su instalación para mejorar la monitorización del
estado del sistema.
Alarma local de alta presión diferencial en la unidad de filtración. Esta
alarma no es requerida según ASME N509 pero se opta por su instalación
para mejorar la monitorización del estado del sistema.
Ventiladores
Indicación local de presión diferencial de los ventiladores mediante el
correspondiente instrumento. Esta indicación no es requerida según ASME
N509 pero se opta por su instalación para mejorar la monitorización del
estado del sistema.
Indicación local del estado de los ventiladores (marcha o paro).
Instrumentación y control
139
Indicación en sala de control del estado de los ventiladores (marcha o
paro).
Indicación en sala de control de consumo del motor de los ventiladores.
Esta indicación no es requerida según ASME N509 pero se opta por su
instalación para mejorar la monitorización del estado del sistema.
Alarma local de anomalía o disparo en sala de control de los ventiladores
Esta alarma no es requerida según ASME N509 pero se opta por su
instalación para mejorar la monitorización del estado del sistema.
Alarma en sala de control de anomalía o disparo en sala de control de los
ventiladores. Esta alarma no es requerida según ASME N509 pero se opta
por su instalación para mejorar la monitorización del estado del sistema.
Señales al SAMO del estado de los ventiladores (marcha, paro o avería).
Esta señal no es requerida según ASME N509 pero se opta por su instalación
para mejorar la supervisión del estado del sistema.
Caudal de aire extraído
Indicación local de caudal de aire extracción de la unidad de filtración
mediante el correspondiente instrumento.
Indicación en sala de control de caudal de aire de extracción de la unidad
de filtración mediante el correspondiente instrumento. Está indicación no es
requerida según ASME N509 pero se considera necesario incluirla ya que es
en la sala de control donde se encuentra el personal.
Alarma en la sala de control por bajo caudal de extracción (menor del
90% del deseado) en cada unidad de filtración mediante el correspondiente
instrumento.
Instrumentación y control
140
Alarma en la sala de control por alto caudal de extracción (mayor del
110% del deseado) en cada unidad de filtración mediante el correspondiente
instrumento.
Indicación local de la temperatura del caudal a la entrada de la unidad de
filtración mediante el correspondiente instrumento. Dicho instrumento
también es el empleado para el calentador eléctrico.
Separador de gotas
Indicación local de presión diferencial en separador de gotas mediante el
correspondiente instrumento.
Calentador eléctrico
Indicación local del estado de los calentadores (33.3%, 66.6% o 100%,
desconectado o disparado).
Indicación en sala de control del estado de los calentadores (33.3%,
66.6% o 100%, desconectado o disparado). Está indicación no es requerida
según ASME N509 pero se considera necesario incluirla ya que es en la sala
de control donde se encuentra el personal.
Indicación local de presión diferencial en los calentadores mediante el
correspondiente instrumento. Esta indicación no es requerida según ASME
N509 pero se opta por su instalación para mejorar la monitorización del
estado del sistema.
Indicación local de la humedad relativa a la entrada de las unidades de
filtración mediante el correspondiente instrumento. Esta indicación no es
requerida según ASME N509 pero se opta por su instalación para mejorar la
monitorización del estado del sistema.
Indicación en sala de control de la humedad relativa a la entrada de las
unidades de filtración mediante el correspondiente instrumento. Esta
Instrumentación y control
141
indicación no es requerida según ASME N509 pero se opta por su instalación
para poder realizar la conexión manual de calentador eléctrico en caso
necesario.
Alarma en sala de control de alta humedad relativa a la entrada de las
unidades de filtración mediante el correspondiente instrumento. Esta
indicación no es requerida según ASME N509 pero se opta por su instalación
para poder realizar la conexión manual de calentador eléctrico en caso
necesario.
Indicación local de temperatura aguas abajo de los calentadores
eléctricos mediante el correspondiente instrumento.
Indicación en sala de control de temperatura aguas abajo de los
calentadores eléctricos mediante el correspondiente instrumento.
Alarma local de alta temperatura aguas abajo de los calentadores
eléctricos mediante el correspondiente instrumento.
Alarma en sala de control de alta temperatura aguas abajo de los
calentadores eléctricos mediante el correspondiente instrumento.
Alarma local por baja temperatura cuando la diferencia de temperatura
salida-entrada de los calentadores eléctricos es menor de 5 [°C] mediante los
correspondientes instrumentos.
Alarma en sala de control por baja temperatura cuando la diferencia de
temperatura salida-entrada de los calentadores eléctricos es menor de 5 [°C]
mediante los correspondientes instrumentos.
Alarma en sala de control de disparo de los calentadores eléctricos.
Instrumentación y control
142
12.6 Tabla resumen
La instrumentación acompañada con (*) indica que no es requerida por ASME 509 y que es instalada como mejora del sistema.
Tabla 12.1 - Tabla resumen de los equipos de instrumentación y control
Unida de filtración Instrum. Descripción Instrumentación requerida por ASME 509 Instrumentación prevista
Local Remota – Sala de control Local Remota – Sala de control
1 Entrada a la unidad de filtración
FIT-001 Transmisor de caudal
Indicación de caudal
(Alternativamente en loc. 16)
Alarma de alto caudal
Alarma de bajo caudal
(alternativamente en loc. 16)
Indicación de caudal
Indicación de caudal(*)
Alarma de alto caudal
Alarma de bajo caudal
TE-001 A Medidor de temperatura
Indicación de temperatura
(Alternativamente en loc. 2 o 4) - Indicación de temperatura -
2 Espacio - - - - - -
3 Separador de gotas
PI-001 A1 Indicador de
presión
Indicador de presión diferencial
Alarma de presión diferencia (recomendada)
-
Indicación de presión diferencial
La alarma de presión diferencial global suple a la del separador de
gotas
-
4
Espacio aguas arriba
del calentador
MIT-001 Transmisor
de humedad relativa
- - Indicación de humedad relativa
(*)
Indicación de humedad relativa (*)
Alarma de alta humedad relativa (*)
Instrumentación y control
143
Unida de filtración Instrum. Descripción Instrumentación requerida por ASME 509 Instrumentación prevista
Local Remota – Sala de control Local Remota – Sala de control
5 Calentador
HS-001 Maneta - - - Maneta de actuación (*)
XL-001 A/B Luz
indicadora Indicación de estado -
Indicación de estado (conectado, desconectado o disparado)
Indicación de estado (conectado, desconectado o disparado) (*)
TS-001-1
Termostato de seguridad
interno de rearme manual
- - Desconexión calentador
por alta temperatura (*) -
TS-001-2
Termostato de seguridad
interno de rearme
automático / manual
- - Desconexión calentador por
muy alta temperatura (*) -
PI-002 A2 Transmisor
indicador de presión
- - Indicación de presión
diferencial (*) -
6
Espacio aguas abajo
del calentador
TE-001 B
Sensor de temperatura de salida del calentador
Indicación de temperatura
Alarma de alta temperatura
Alarma de baja temperatura
Indicación de temperatura
Alarma de alta temperatura
Alarma de baja temperatura
Alarma de disparo
Indicación de temperatura
Alarma de alta temperatura
Alarma de baja temperatura
Indicación de temperatura
Alarma de alta temperatura
Alarma de baja temperatura
Alarma de disparo
7 Prefiltro PI-001 B Transmisor de presión diferencial
Indicación de presión diferencial
Alarma alta presión diferencial -
Indicación de presión diferencial
Alarma alta presión diferencial -
8 Espacio - - - - - -
9 PreHEPA PI-001 C Transmisor de presión diferencial
Indicación de presión diferencial
Alarma alta presión diferencial Alarma alta presión diferencial
Indicación de presión diferencial
Alarma alta presión diferencial Alarma alta presión diferencial
10 Espacio - - - - - -
Instrumentación y control
144
Unida de filtración Instrum. Descripción Instrumentación requerida por ASME 509 Instrumentación prevista
Local Remota – Sala de control Local Remota – Sala de control
11 Filtro de carbón
PI-001 D Indicador de
presión diferencial
- - Indicación de presión diferencial
(*) -
12
Espacio aguas
debajo de filtro de carbón
TE-002-1
TE-003-1
Medidores de temperatura Indicación de temperatura
Alarma de alta temperatura
Alarma de muy alta temperatura (permite la actuación manual del
sistema PCI)
Indicación de temperatura
Alarma de alta temperatura
Alarma de muy alta temperatura (permite la actuación manual del
sistema PCI)
Indicación de temperatura
Alarma de alta temperatura (permisivo de apertura de
válvulas de inundación)
Alarma de muy alta temperatura (ordena la apertura de las
válvulas de inundación)
Indicación de temperatura
Alarma de alta temperatura (permisivo de apertura de
válvulas de inundación)
Alarma de muy alta temperatura (ordena la apertura de las
válvulas de inundación)
TE-002-2
TE-003-2
Medidores de temperatura
13 PostHEPA PI-001-E Transmisor de presión diferencial
Indicación de presión diferencial
Alarma alta presión diferencial -
Indicación de presión diferencial
Alarma alta presión diferencial -
14 Espacio - - - - - -
S/N Conjunto unidad de filtración
PI-001 F Transmisor de presión diferencial
- Alarma alta presión diferencial
(sustituible por alarma individual de cada componente)
Indicación presión diferencial (*)
Alarma de alta presión difer. (*) Alarma alta presión diferencial
15 Ventilador PI-002 Indicador de
presión diferencial
Indicador de estado (recomendado)
Maneta de actuación (recomendado)
Indicador de estado
Maneta de actuación Indicador de presión difer. (*) -
Instrumentación y control
145
Unida de filtración Instrum. Descripción Instrumentación requerida por ASME 509 Instrumentación prevista
Local Remota – Sala de control Local Remota – Sala de control
16
Salida de la unidad de filtración
HS-002 Maneta de actuación
(Ver localización 1)
(Ver localización 1)
- Maneta de actuación
XL-002 A/B Luz
indicadora Indicación de estado (A) Indicación de estado (B)
II-001 Indicador de
consumo - Indicación de consumo (*)
XA-001 A/B Luz alarma Alarma de anomalía
o disparo (B) (*)
Alarma de anomalía (A) (*)
Envío de señales al SAMO del estado de los ventiladores
17 Compuertas
actuadas HS-003
Maneta de actuación
Indicación de estado (recomendado)
Indicación de estado Maneta de actuación Maneta de actuación
18
Válvulas del sistema de
PCI
ZL-001 A/B Luz
indicadora
Maneta de actuación
Indicación del estado
Alarma de disparo
Indicación de estado
Alarma de disparo
Indicación de estado (B) Indicación de estado (A)
19
HS-004 A/B
HS-005 A/B
ZL-002 A1/A2/B1/B2
ZL-003 A1/A2/B1/B2
XA-002 A/B
XA-003 A/B
Maneta de actuación
Luz indicadora
Luz de alarma
Maneta de actuación
Indicación del estado (ZL-002 A2/B2, ZL-003 A2/B2)
Alarma de disparo (XA-002 B, XA-003 B)
Indicación de estado (ZL-002 A1/B1, ZL-003 A1/B1)
Alarma de disparo (XA-002 A, XA-003 A)
Presupuesto
146
13 - Presupuesto
En esta sección se calculará de forma aproximada el coste económico de acometer
este proyecto.
Para este tipo de proyectos, una vez establecidos los parámetros que sirven para el
dimensionamiento de los equipos, se elaboran las correspondientes especificaciones
técnicas en las que se plasman todos los requisitos que se solicitan. Se hacen llegar
dichas especificaciones a los potenciales fabricantes para que preparen las ofertas.
Dichas ofertas serán analizadas desde el punto de vista económico y de cumplimiento
técnico.
Los datos que aquí se presentan son aproximados, reflejando de forma cercana cual
podría ser el coste total del proyecto basándose en la experiencia previa en proyectos
de características similares.
Concepto Precio Unitario [€] Unidades Precio total [€]
Unidades de filtración completas 300.000 2 600.000
Ventiladores 40.000 2 80.000
Compuertas de aislamiento estancas 20.000 2 40.000
Compuertas de gravedad 3.400 4 13.600
Compuertas de regulación de caudal 1.000 2 2.000
Rejillas de intemperie 900 2 1.800
Modificación de conductos 10.000 2 20.000
Accesorios I&C 19.500 2 39.000
Subtotal 796.400
Contingencias 20% 159.280
Total 955.680
Así pues se puede concluir que este proyecto concreto tendría un coste cercano al
millón de euros, sin considerar los costes de ingeniería y dirección del proyecto.
Anexo A
147
Anexo A – Isométricos del sistema de conductos
Planos del sistema de tuberías en el que se instala el SBGT.
Anexo B
154
B WR - B o i l i n g Wa t e r R ea c t o r
Reactor de agua en ebullición: Es aquel en el que el agua que se usa como refrigerante
alcanza la ebullición en el núcleo, formándose el vapor que va a impulsar la turbina en
la parte superior de la vasija del reactor.
B WR – P r es s u r i z e d Wa t e r R ea c t o r
Reactor de agua a presión: Es aquel en el que el refrigerante es agua ligera a alta
presión en fase líquida. Consta de dos circuitos hidráulicos claramente separados, el
primario y el secundario. EL primario es el circuito que refrigera el núcleo, transfiriendo
el calor al secundario, en el cual el agua alcanza la fase de vapor y es turbinado.
I N E S – I n t e r n a t i o n a Nu c l e a r E v en t S c a l e
Escala internacional de sucesos nucleares; que los clasifica según la gravedad de sus
consecuencias.
D B A – D es i g n B a s i s Ac c i d e n t
Accidente base de diseño: Envolvente de todas las condiciones accidentales
anticipadas o previstas. Es una condición accidental postulada que la central nuclear
está diseñada para soportar sin fallo de los sistemas, estructuras y componentes
necesarios para garantizar la seguridad del público.
L O C A – Lo s s o f c o o l a n t a c c i d en t
Accidente con pérdida de refrigerante: Accidente provocado por la rotura o fuga en la
barrera de presión del refrigerante primario.
E S F – En g i n e e r ed s a f et y f ea t u r es
Salvaguardia tecnológica o de ingeniería: Cada uno de los sistemas redundantes y
automáticos diseñados para mitigar las consecuencias de un accidente base de diseño
y evitar daños al público y al personal de la central. Sus objetivos fundamentales son
mantener el núcleo cubierto, extraer el caudal residual y mantener la integridad de la
contención.
Anexo B
155
C o n t en c i ó n
Contención o estructura de contención: Se denomina edificio de contención a la
estructura de hormigón, acero o una combinación de ambos, construida para encerrar
en su interior a un reactor nuclear. Suele está constituida por una contención primaria,
que encierra el reactor en sí mismo y una contención secundaria o edificio del reactor,
que encierra a la primaria y a una serie de elementos auxiliares, además de las piscinas
del combustible.
O n -p o w e r r e f u e l l i n g
Recarga de combustible en funcionamiento: Es la recarga de combustible en el núcleo
del reactor sin detener por completo la reacción en este.
T é r mi n o s f u en t e
Expresión utilizada para definir la información sobre la liberación real o potencial de
material radiactivo desde una determinada fuente y que puede incluir su composición,
cantidad, velocidad o tasa de liberación y modo de la misma.
V a s i j a
Barrera última, en la cual se encuentra el material radioactivo y los elementos que
desencadenan y controlan la reacción, y rellena del fluido refrigerante.
A C S - A i r c o n d i t i o n i n g s ys t e m
Sistema de acondicionamiento de aire, que puede realizar acciones de refrigeración,
calefacción, ventilación, desinfección, filtración, etcétera.
D F - D ec o n t a m i n a t i o n f a c t o r
Factor de descontaminación: Relación entre el contenido de materia radiactiva
contaminantes antes y después de un proceso de descontaminación. El término puede
referirse a un radionucleido específico o a la radiactividad global.
Anexo B
156
H E P A – H i g h ef f i c i e n t p a r t i c u l a t e a i r ( f i l t er )
Absorbente de partículas de alta eficiencia (filtro): Son filtros de aire de alta eficiencia
que satisfacen unos determinados estándares. Están compuestos por una malla de
fibras dispuestas al azar y se caracterizan por su capacidad de retener partículas de
menor tamaño al de los huecos entre sus fibras.
T ED A - T r i et i l en d i a m i n a
Compuesto químico con fórmula molecular C6 H12 N2
P e r i o d o d e s e mi d es i n t eg r a c i ó n
Es el tiempo transcurrido para que se reduzca a la mitad la cantidad de un
determinado isótopo radiactivo como consecuencia de su decaimiento.
R a d i o n u c l e i d o s
Nucleidos radiactivos.
A L A R A – As Lo w A s R ea s o n a b l y A c h i e va b l e
Tan bajo como sea razonablemente posible; criterio de enfoque del control y las
liberaciones de material radiactivo basado en que estas sea tan bajas como las
consideraciones sociales, técnicas, económicas, prácticas y políticas permitan.
I A E A – I n t e r n a t i o n a l A t o mi c En e r g y A g en c y
Organismo internacional de la energía atómica; es una organización conexa a la ONU
cuyo fin es acelerar y aumentar la contribución de la energía atómica para fines de paz,
salud y prosperidad en todo el mundo.
P o z o s ec o
Estructura de acero, en forma de bombilla fijada en el edificio del reactor que alberga
al propio reactor nuclear.
Anexo B
157
S B GT – S t a n d b y g a s t r ea t m en t s y s t e m
Sistema de reserva y tratamiento de gases: Sistema para filtrar los gases al extraerlos
del edificio del reactor y descargarlo a través de la chimenea una vez que sus niveles
de radiación y toxicidad se hallen en niveles aceptables.
U S NR C – Un i t ed S t a t es Nu c l ea r R eg u l a t o r y C o m mi s s i o n
Comisión reguladora de la energía nuclear de los EEUU. Su misión es regular el uso de
la energía atómica y todas las actividades asociadas tanto para usos civiles como de
defensa y seguridad.
A S M E – A m e r i c a n S o c i e t y o f M ec h a n i c a l En g i n e e r s
Asociación Americana de Ingenieros Mecánicos. Es una asociación profesional de
ingenieros, que, entre otras actividades, se dedica a generar códigos de diseño,
construcción, inspección y pruebas para equipos para multitud de aplicaciones en
distintos campos de la ingeniería.
Anexo D
160
Anexo D – Outputs HVACPC
Datos de salida del programa HVACPC para la pérdida de carga en conductos con un
caudal de extracción 1717 [m3/h] y un caudal de refrigeración en la unidad de reserva
de 303 [m3/h].
Anexo D
161
Línea 1
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 ENTR NOR CIRC 1717 300 dia 6.75 0.274 0.500 0.137 0.137 A 0.045
1 2 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 1.00 6.75 0.274 1.611 0.016 0.153 A 0.045
1 3 CODO RAD LARGO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.50 0.308 0.084 0.237 A 0.045
1 4 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 1.15 6.75 0.274 1.611 0.019 0.256 A 0.045
1 5 RAMAL SALIDA 1717 300 dia 6.75 0.274
0 300 dia 0.00 0.000 90.0 Linea 0
1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.800 0.493 0.748 A 0.045
1 6 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 0.80 6.75 0.274 1.611 0.013 0.761 A 0.045
1 7 CODO RAD LARGO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.50 0.308 0.084 0.846 A 0.045
1 8 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 0.50 6.75 0.274 1.611 0.008 0.854 A 0.045
1 9 COMPUERTA 0.000 0.854
Anexo D
162
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 10 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 0.50 6.75 0.274 1.611 0.008 0.862 A 0.045
1 11 CODO RAD LARGO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.50 0.308 0.084 0.946 A 0.045
1 12 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 0.80 6.75 0.274 1.611 0.013 0.959 A 0.045
1 13 RAMAL ENTRADA 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0
0 300 dia 0.00 0.000 0.0 Linea 0
1717 300 dia 6.75 0.274 1.564 0.428 1.387 A 0.045
1 14 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 2.90 6.75 0.274 1.611 0.047 1.434 A 0.045
1 15 CODO RAD LARGO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.50 0.308 0.084 1.518 A 0.045
1 16 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 2.10 6.75 0.274 1.611 0.034 1.552 A 0.045
1 17 RAMAL ENTRADA 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0
0 300 dia 0.00 0.000 0.0 Linea 0
1717 300 dia 6.75 0.274 1.564 0.428 1.980 A 0.045
1 18 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 0.50 6.75 0.274 1.611 0.008 1.988 A 0.045
Pérdida de carga acumulada de la línea 1= 1.988
Anexo D
163
Línea 2
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 CODO RAD CORTO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.00 0.561 0.153 0.153 A 0.045
1 2 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 6.65 6.75 0.274 1.611 0.107 0.261 A 0.045
1 3 CODO RAD LARGO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.50 0.308 0.084 0.345 A 0.045
1 4 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 1.82 6.75 0.274 1.611 0.029 0.374 A 0.045
1 5 CODO RAD LARGO 1717 300 dia 6.75 0.274 45.0 1.50 0.184 0.050 0.425 A 0.045
1 6 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 1.80 6.75 0.274 1.611 0.029 0.454 A 0.045
1 7 COMPUERTA 0.000 0.454
1 8 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 0.65 6.75 0.274 1.611 0.011 0.464 A 0.045
Pérdida de carga acumulada de la línea 1= 0.464
Anexo D
164
Línea 3
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 11.60 6.75 0.274 1.611 0.187 0.187 A 0.045
1 2 CODO RAD CORTO 1717 300 dia 6.75 0.274 45.0 1.00 0.340 0.093 0.280 A 0.045
1 3 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 1.80 6.75 0.274 1.611 0.029 0.309 A 0.045
1 4 CODO RAD CORTO 1717 300 dia 6.75 0.274 45.0 1.00 0.340 0.093 0.402 A 0.045
1 5 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 1.00 6.75 0.274 1.611 0.016 0.418 A 0.045
1 6 CODO RAD CORTO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.00 0.561 0.153 0.572 A 0.045
1 7 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 5.00 6.75 0.274 1.611 0.081 0.652 A 0.045
1 8 CODO RAD CORTO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.00 0.561 0.153 0.806 A 0.045
1 9 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 14.00 6.75 0.274 1.611 0.226 1.031 A 0.045
1 10 CAUDALIMETRO 0.000 1.031
Anexo D
165
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 11 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 2.80 6.75 0.274 1.611 0.045 1.077 A 0.045
1 12 CODO RAD CORTO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.00 0.561 0.153 1.230 A 0.045
1 13 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 1.00 6.75 0.274 1.611 0.016 1.246 A 0.045
1 14 COMPUERTA 0.000 1.246
1 15 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 1.00 6.75 0.274 1.611 0.016 1.262 A 0.045
1 16 CODO RAD CORTO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.00 0.561 0.153 1.416 A 0.045
1 17 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 3.50 6.75 0.274 1.611 0.056 1.472 A 0.045
1 18 CODO RAD CORTO 1717 300 dia 6.75 0.274 90.0 1.00 0.561 0.153 1.626 A 0.045
1 19 UD. FILTRACION 0.000 1.626
1 20 COMPUERTA 0.000 1.626
1 21 TRAMO RECTO CIRC 1717 300 dia 0.75 6.75 0.274 1.611 0.012 1.638 A 0.045
Anexo D
166
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 22 RAMAL ENTRADA 1717 300 dia 6.75 0.274 0.0
303 300 dia 1.19 0.009 90.0 Linea 3
2020 300 dia 7.94 0.379 0.268 0.101 1.739 A 0.045
1 23 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.75 7.94 0.379 2.173 0.016 1.755 A 0.045
1 24 COMPUERTA 0.000 1.755
1 25 VENTILADOR 0.000 1.755
1 26 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.75 7.94 0.379 2.173 0.016 1.772 A 0.045
1 27 COMPUERTA 0.000 1.772
1 28 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.75 7.94 0.379 2.173 0.016 1.788 A 0.045
1 29 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 1.995 A 0.045
1 30 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 5.50 7.94 0.379 2.173 0.120 2.115 A 0.045
1 31 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 2.322 A 0.045
1 32 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 8.80 7.94 0.379 2.173 0.191 2.513 A 0.045
Anexo D
167
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 33 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 2.720 A 0.045
1 34 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 9.60 7.94 0.379 2.173 0.209 2.929 A 0.045
1 35 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 3.136 A 0.045
1 36 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 1.00 7.94 0.379 2.173 0.022 3.157 A 0.045
1 37 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 45.0 1.00 0.332 0.126 3.283 A 0.045
1 38 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 1.80 7.94 0.379 2.173 0.039 3.322 A 0.045
1 39 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 45.0 1.00 0.332 0.126 3.448 A 0.045
1 40 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 11.60 7.94 0.379 2.173 0.252 3.700 A 0.045
Pérdida de carga acumulada de la línea 1= 3.700
Anexo D
168
Línea 3’
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 ENTR NOR CIRC 303 300 dia 1.19 0.009 0.500 0.004 0.004 A 0.045
1 2 COMPUERTA 0.000 0.004
1 3 CODO RAD CORTO 303 300 dia 1.19 0.009 90.0 1.00 0.789 0.007 0.011 A 0.045
1 4 COMPUERTA 0.000 0.011
1 5 TRAMO RECTO CIRC 303 300 dia 3.00 1.19 0.009 0.071 0.002 0.013 A 0.045
1 6 RAMAL ENTRADA 303 300 dia 1.19 0.009 90.0
0 300 dia 0.00 0.000 0.0 Linea 0
303 300 dia 1.19 0.009 1.564 0.013 0.026 A 0.045
1 7 TRAMO RECTO CIRC 303 300 dia 3.50 1.19 0.009 0.071 0.002 0.029 A 0.045
1 8 CODO RAD CORTO 303 300 dia 1.19 0.009 90.0 1.00 0.789 0.007 0.036 A 0.045
1 9 UD. FILTRACION 0.000 0.036
1 10 TRAMO RECTO CIRC 303 300 dia 0.75 1.19 0.009 0.071 0.001 0.036 A 0.045
Anexo D
169
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 11 COMPUERTA 0.000 0.036
1 12 RAMAL SALIDA 303 300 dia 1.19 0.009
0 300 dia 0.00 0.000 90.0 Linea 0
303 300 dia 1.19 0.009 90.0 1.800 0.015 0.051 A 0.045
1 13 TRAMO RECTO CIRC 303 300 dia 3.00 1.19 0.009 0.071 0.002 0.054 A 0.045
1 14 CODO RAD CORTO 303 300 dia 1.19 0.009 90.0 1.00 0.789 0.007 0.060 A 0.045
1 15 TRAMO RECTO CIRC 303 300 dia 5.00 1.19 0.009 0.071 0.004 0.064 A 0.045
1 16 CODO RAD CORTO 303 300 dia 1.19 0.009 90.0 1.00 0.789 0.007 0.071 A 0.045
1 17 TRAMO RECTO CIRC 303 300 dia 3.00 1.19 0.009 0.071 0.002 0.073 A 0.045
Pérdida de carga acumulada de la línea 1= 0.073
Anexo D
170
Línea 4
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.65 7.94 0.379 3.150 0.021 0.021 A 0.653
1 2 COMPUERTA 0.000 0.021
1 3 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 8.36 7.94 0.379 2.173 0.182 0.202 A 0.045
1 4 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.316 A 0.045
1 5 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 2.79 7.94 0.379 2.173 0.061 0.377 A 0.045
1 6 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.490 A 0.045
1 7 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 1.16 7.94 0.379 2.173 0.025 0.516 A 0.045
1 8 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.629 A 0.045
1 9 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 1.92 7.94 0.379 2.173 0.042 0.671 A 0.045
1 10 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.785 A 0.045
Anexo D
171
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 11 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 4.89 7.94 0.379 2.173 0.106 0.891 A 0.045
1 12 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 1.005 A 0.045
1 13 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.76 7.94 0.379 2.173 0.017 1.021 A 0.045
1 14 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 1.228 A 0.045
1 15 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.56 7.94 0.379 2.173 0.012 1.240 A 0.045
Pérdida de carga acumulada de la línea 1= 1.240
Anexo D
172
Línea 5
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 2.00 7.94 0.379 2.173 0.043 0.043 A 0.045
1 2 RAMAL ENTRADA 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0
0 300 dia 0.00 0.000 0.0 Linea 0
2020 300 dia 7.94 0.379 1.564 0.592 0.636 A 0.045
1 3 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.46 7.94 0.379 2.173 0.010 0.646 A 0.045
1 4 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.760 A 0.045
1 5 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 3.31 7.94 0.379 2.173 0.072 0.832 A 0.045
1 6 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.945 A 0.045
1 7 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 5.31 7.94 0.379 2.173 0.115 1.061 A 0.045
1 8 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 30.0 1.50 0.127 0.048 1.109 A 0.045
1 9 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 13.02 7.94 0.379 2.173 0.283 1.392 A 0.045
Anexo D
173
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 10 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 1.599 A 0.045
1 11 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.61 7.94 0.379 2.173 0.013 1.612 A 0.045
1 12 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 1.819 A 0.045
Pérdida de carga acumulada de la línea 1= 1.819
Anexo D
174
Línea 6
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 2.00 7.94 0.379 2.173 0.043 0.043 A 0.045
1 2 RAMAL ENTRADA 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0
0 300 dia 0.00 0.000 0.0 Linea 0
2020 300 dia 7.94 0.379 1.564 0.592 0.636 A 0.045
1 3 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.46 7.94 0.379 2.173 0.010 0.646 A 0.045
1 4 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.760 A 0.045
1 5 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 3.31 7.94 0.379 2.173 0.072 0.832 A 0.045
1 6 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.945 A 0.045
1 7 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 5.31 7.94 0.379 2.173 0.115 1.061 A 0.045
1 8 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 30.0 1.50 0.127 0.048 1.109 A 0.045
1 9 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 13.02 7.94 0.379 2.173 0.283 1.392 A 0.045
Anexo D
175
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 10 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 1.599 A 0.045
1 11 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 0.61 7.94 0.379 2.173 0.013 1.612 A 0.045
1 12 CODO RAD CORTO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.00 0.547 0.207 1.819 A 0.045
P‚rdida de carga acumulada de la l¡nea 1= 1.819
Anexo D
176
Línea 7
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 8.16 7.94 0.379 2.173 0.177 0.177 A 0.045
1 2 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.291 A 0.045
P‚rdida de carga acumulada de la l¡nea 1= 0.291
Línea 8
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 42.33 7.94 0.379 2.173 0.920 0.920 A 0.045
P‚rdida de carga acumulada de la l¡nea 1= 0.920
Anexo D
177
Línea 9
[D.OR] [E.PL][N§OR]
DIA. (mm) PRES. (mm) R/D PERD. PERD. PERD. M
LIN. CAUDAL ANCHO x ALTO LONG. VELOC. DINAM. ANG. R/W (mBAR/ ITEM ACUM. A RUG.
N§ N§ DE ITEM ITEM (m3/h) (mm) (mm) (m) (m/s) (mBAR) (ø) R/H COEF. 100m) (mBAR) (mBAR) T (mm)
1 1 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 1.62 7.94 0.379 2.173 0.035 0.035 A 0.045
1 2 CODO RAD LARGO 2020 300 dia 7.94 0.379 90.0 1.50 0.300 0.114 0.149 A 0.045
1 3 TRAMO RECTO CIRC 2020 300 dia 8.24 7.94 0.379 2.173 0.179 0.328 A 0.045
P‚rdida de carga acumulada de la l¡nea 1= 0.328
Anexo E
178
Anexo E – Impresiones de pantalla de cálculos psicrométricos
Impresiones de pantalla de las hojas de cálculo utilizadas para los cálculos
psicrométricos de las condiciones en los calentadores y los filtros de las unidades de
filtración.
Anexo F
187
Anexo F – Índice de ilustraciones, tablas y gráficos
Ilustraciones
Ilustración 1-1 - Representación esquemática del SBGT ................................................ 10
Ilustración 2-1 - Recorridos para la liberación de material radioactivo en DBAs ........... 15
Ilustración 3-1 - Esquema típico de la contención en un BWR ....................................... 20
Ilustración 3-2 - Representación esquemática de la disposición típica de un sistema de
tratamiento de gases para un reactor nuclear ............................................................... 29
Ilustración 3-3 - Disposiciones de filtros HEPA más comunes ........................................ 31
Ilustración 3-4 - Filtros HEPA reales ................................................................................ 31
Ilustración 3-5 - Carcasa para filtro HEPA ....................................................................... 33
Ilustración 3-6 - Carcasa para filtro HEPA y filtro interno ............................................... 33
Ilustración 3-7 - Sistemas tipo reja (a) Insertos Rectangulares (b) Insertos circulares ... 33
Ilustración 3-8 - Vista microscópica de filtros de carbón activo ..................................... 35
Ilustración 4-1 - Líneas de flujo para una fibra aislada ................................................... 42
Ilustración 4-2 - Líneas de flujo para una única fibra en una matriz de fibras usando la
teoría de Kuwabara ......................................................................................................... 42
Ilustración 4-3 - Trayectoria limitante para la captura de partículas ............................. 45
Ilustración 4-4 - Comportamiento de la penetración en función del tamaño de partícula
para los diferentes mecanismos de captura ................................................................... 50
Ilustración 4-5 - Comportamiento de la penetración en función de la velocidad del flujo
para los diferentes mecanismos de captura ................................................................... 50
Ilustración 4-6 - Penetración en un filtro HEPA sin fugas ............................................... 51
Ilustración 4-7 - Carga de los filtros (a) Modelo de Dendrita; (b) Modelo del crecimiento
de fibra; (c) Modelo Combinado ..................................................................................... 52
Ilustración 4-8 - Gránulo de carbón activo visto bajo un microscopio electrónico ........ 55
Anexo F
188
Ilustración 6-1 - Sección del reactor ............................................................................... 62
Ilustración 8-1 - Representación esquemática del sistema de filtración ........................ 93
Ilustración 11-1 – Bandeja de adsorbedora de carbón activo AAF CS-8 ...................... 125
Ilustración 11-2 – Filtro HEPA AAF VariCel II ................................................................ 126
Ilustración 11-3 – Filtro HEPA AAF AstroCel II .............................................................. 127
Anexo F
189
Tablas
Tabla 3.1 - Propiedades de los materiales empleados para la fabricación de filtros
HEPA. ............................................................................................................................... 32
Tabla 3.2 - Comportamiento de los filtros HEPA ante los diferentes parámetros de
influencia. ........................................................................................................................ 38
Tabla 3.3 - Comportamiento de los adsorbedores de yodo ante los diferentes
parámetros de influencia ................................................................................................ 40
Tabla 7.1 - Caudales de entrada y salida al edificio del reactor...................................... 78
Tabla 7.2 - Respuesta temporal del sistema ante el arranque del sistema de
emergencia ...................................................................................................................... 78
Tabla 8.1 - Factor multiplicador de la pérdida de carga de los elementos al verse
afectados por el factor de efecto. ................................................................................... 91
Tabla 8.2 - Pérdidas de carga en los distintos elementos de las unidades de filtración 92
Tabla 8.3 - Cálculo de la componente cuadrática de la pérdida de carga en los
diferentes tramos del sistema SBGT ............................................................................... 94
Tabla 8.4 - Pérdidas de carga totales en los diferentes tramos del sistema SBGT tanto
con los filtros limpios como sucios. Presiones en [mbar] y caudales en [m3/h]............. 95
Tabla 8.5 - Q y ΔP para los diferentes estados del sistema y un caudal de extracción de
1717 [m3/h] .................................................................................................................... 96
Tabla 8.6 - Q y ΔP para los diferentes estados del sistema y un caudal de extracción de
2035 [m3/h] .................................................................................................................... 96
Tabla 8.7 - Q y ΔP para los diferentes estados del sistema y un caudal de extracción de
2338 [m3/h] .................................................................................................................... 97
Tabla 9.1 - Inventario del núcleo en el momento del accidente .................................. 103
Tabla 9.2 - Inventario másico del núcleo en el momento del accidente obtenido con el
programa ORIGEN ......................................................................................................... 104
Anexo F
190
Tabla 9.3 - Fracción del inventario del núcleo liberado a la contención en caso de
accidente ....................................................................................................................... 105
Tabla 9.4 - Actividad de los diferentes radionucleidos en el interior del filtro HEPA tras
el accidente ................................................................................................................... 109
Tabla 9.5 - Actividad de loss radionucleidos en el interior del filtro de carbón tras el
accidente ....................................................................................................................... 111
Tabla 9.6 - Masa de los diferentes radionucleidos y sus descendientes en el interior del
filtro HEPA tras el accidente.......................................................................................... 111
Tabla 9.7 - Masa de los diferentes radionucleidos y sus descendientes en el interior del
filtro de carbón tras el accidente ................................................................................. 112
Tabla 9.8 - Masa total acumulada en el filtro HEPA ..................................................... 112
Tabla 9.9 - Masa acumulada en el interior del filtro de carbón debido a los dos caminos
de fugas tras el accidente ............................................................................................. 113
Tabla 9.10 - Masa total acumulada en el filtro de carbón ............................................ 113
Tabla 9.11 - Calor total generado en el interior de los filtros debido a los diferentes
tipos de radiación. ......................................................................................................... 114
Tabla 10.1 - Evolución de las condiciones del caudal de extracción a lo largo de la
unidad de filtración en funcionamiento ....................................................................... 119
Tabla 10.2 - Evolución de las condiciones del caudal de extracción a lo largo de la
unidad de filtración en funcionamiento con el calentador sobredimensionado ......... 119
Tabla 10.3 – Evolución de las condiciones del caudal de refrigeración a lo largo de la
unidad de filtración en modo de refrigeración ............................................................. 122
Tabla 10.4 - Evolución de las condiciones del caudal de extracción a lo largo de la
unidad de filtración en modo refrigeración con el calentador sobredimensionado .... 122
Tabla 12.1 - Tabla resumen de los equipos de instrumentación y control ................... 142
Anexo F
191
Gráficos
Gráfico 7.1 - Evolución del caudal en el ventilador ........................................................ 75
Gráfico 7.2 - Evolución de la presión en el edificio del reactor al arrancar el sistema de
emergencia ...................................................................................................................... 79
Gráfico 7.3 - Ampliación de la evolución de la depresión en el edificio del reactor al
arrancar el sistema de emergencia ................................................................................. 79
Gráfico 7.4 - másicos de entrada y salida al edificio del reactor al activarse el sistema
de emergencia. ................................................................................................................ 80
Gráfico 7.5 - Caudales volumétricos de entrada y salida al edificio del reactor al
activarse el sistema de emergencia ................................................................................ 80
Gráfico 7.6 - Evolución de la presión en el edificio del reactor al arrancar el sistema de
emergencia ...................................................................................................................... 81
Gráfico 7.7 - Ampliación de la evolución de la depresión en el edificio reactor al
arrancar el sistema de emergencia ................................................................................. 81
Gráfico 7.8 - Caudales másicos de entrada y salida al edificio del reactor al activarse el
sistema de emergencia ................................................................................................... 82
Gráfico 7.9 - Caudales volumétricos de entrada y salida al edificio del reactor al
activarse el sistema de emergencia ................................................................................ 82
Gráfico 8.1 - Diagrama de Moody ................................................................................... 89
Gráfico 9.1 - Evolución temporal del calor generado en el filtro HEPA ........................ 115
Gráfico 9.2 - Evolución temporal del calor generado en el filtro de carbón ................ 115
Gráfico 11.1 – Mapa Presión – Caudal del ventilador Gebhardt RZR-10 - 0200........... 129
Bibliografía
192
Bibliografía
[1] Off-Gas and Air Cleaning Systems for Accident Conditions in Nuclear Power
Plans, International Atomic Energy Agency, Technical Reports Series No. 358.
[2] Particulate Filtration in Nuclear Facilities, International Atomic Energy Agency,
Technical Reports Series No. 325.
[3] HVAC-PC-02, Programa para el Cálculo de Perdidas de Carga en Conductos,
Manual de Usuario, Empresarios Agrupados A.I.E.
[4] Flujo de Fluidos en Válvulas, Accesorios y Tuberías, Preparado por la división de
ingeniería de CRANE, McGraw-Hill.
[5] Fan-Duct Connection pressure Losses, Smacma.
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[8] A Radionuclide Decay Data Base – Index and Summary Table. US Nuclear
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[9] ASME N509 – Nuclear Power Plant Air-Cleaning Units and Components
[10] ASME AG-1 – Code on Nuclear Air & Gas treatment.