u 8 . (J i~ - OSTI.GOV

QUALIFICACAO E APLICACAO DE CODIGO DE ANALISE DE ACIDENTES DE

REATORES NUCLEARES COM CAPACIDADE INTERNA DE

AVALIACAO DE INCERTEZA

Ronaldo Celem Borges

TESE SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DA COORDENACAO DOS

PROGRAMAS DE. POS-GRADUACAO DE ENGENHARIA DA UNIVERSIDADE

FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSARIOS

PARA A OBTENQAO DO GRAU DE DOUTOR EM CIENCIAS EM ENGENHARIA

NUCLEAR.

Aprovada por:

Rrt)f. Antora6 Carf^MacquesAivim;

Prof. Francesco D'Auria, Ph.D.

9—d^ ^ Prof. Paulo Fernando (Ferreira Frutuoso e Melo, D.Sc.

Dr. Marco Antonio Bayout Alvarenga, D.Sc.

b W v C ^ CLvv>

Dr.a(G_aiane Sabundjian, D.Sc.

/ u 8 . (J i~ Dr. Paulo Augusto Berquo de Sampaio, D.Sc.

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL OUTUBRODE2001

BORGES, RONALDO CELEM

Qualificacao e Aplicacao de Codigo de Analise

de Acidentes de Reatores Nucleares com Capa-

cidade Interna de Avaliacao de Incerteza [Rio de

Janeiro] 2001

XV, 145 p. 29,7 cm (COPPE/UFRJ, D.Sc,

Engenharia Nuclear, 2001)

Tese - Universidade Federal do Rio de

Janeiro, COPPE

1. Avaliacao Interna de Incerteza

2. Analise de Acidentes de Reatores Nucleares

3. Codigo de Analise de Acidentes Tipo Melhor

Estimativa

4. Codigo RELAP5/Mod3.2

5. Codigo CIAU

I. COPPE/UFRJ II. Titulo (serie)

I!

A minha esposa e filhos.

in

AGRADECIMENTO

Expresso meu agradecimento a todas as pessoas ou instituicoes que, direta ou

indiretamente, contribuiram para a realizacao deste trabalho, tanto pela orientacao,

apoio, incentivo e compreensao quanto pelo suporte administrativo.

IV

Resumo da Tese apresentada a COPPE UFRJ como parte dos requisitos necessanos

para a obtencao do grau de Doutor em Ciencias (D Sc )

QUALIFICACAO E APLICACAO DE CODIGO DE ANALISE DE ACIDENTES DE

REATORES NUCLEARES COM CAPACIDADE INTERNA DE

AVALIACAO DE INCERTEZA


Outubro/2001

Onentadores Prof. Antonio Carlos Marques Alvim

Prof Francesco D'Auria

Programa Engenhana Nuclear

Esta tese apresenta a qualificacao independente do codigo CIAU ("Code with -

the capability of - Internal Asssessment of Uncertainty"), que Integra o processo de

avaliacao interna de incerteza com um codigo de sistema termo-hidraulico em bases

realistas, atraves da combinacao da metodologia de incerteza UMAE ("Uncertainty

Methodology based on Accuracy Extrapolation") com o codigo Relap5/Mod3.2 Esta

capacidade visa contemplar a associacao de estimativas de bandas de incerteza aos

resultados de codigo realista de analise de acidentes de usinas nucleares, atendendo

a requisitos de licenciamento em analises de seguranca. A qualificacao independente

apoiou-se em simulacoes, com o Relap5/Mod3.2, associadas a testes acidentais

reahzados na instalacao Lobi e em evento ocorndo na usina nuclear A n g r a l , na

comparagao com os resultados medidos e na geracao de bandas de incerteza sobre

as tendencias temporals calculadas de parametros de seguranca. Estas bandas

enveloparam as tendencias medidas Com os resultados desta qualificacao

independente do CIAU venficou-se a aplicacao adequada de um procedimento

sistematico de codigo realista para analise de acidente com incertezas associadas,

embora a necessidade de ampliar a base de dados de incertezas seja evidente

Verificou-se que o uso do CIAU e adequado em atividades de projeto e licenciamento

v

Abstract of Thesis presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Doctor of Science (D.Sc.)

QUALIFICATION AND APPLICATION OF NUCLEAR REACTOR ACCIDENT

ANALYSIS CODE WITH THE CAPABILITY OF INTERNAL ASSESSMENT OF UNCERTAINTY


October/2001

Advisors: Prof. Antonio Carlos Marques Alvim Prof. Francesco D'Auria

Department: Nuclear Engineering

This thesis presents an independent qualification of the CIAU code ("Code with - the capability of - Internal Assessment of Uncertainty") which is part of the internal uncertainty evaluation process with a thermal hydraulic system code on a realistic basis. This is done by combining the uncertainty methodology UMAE ("Uncertainty Methodology based on Accuracy Extrapolation") with the Relap5/Mod3.2 code. This allows associating uncertainty band estimates with the results obtained by the realistic calculation of the code, meeting licensing requirements of safety analysis. The independent qualification is supported by simulations with Relap5/Mod3.2 related to accident condition tests of Lobi experimental facility and to an event which has occurred in Angra 1 nuclear power plant, by comparison with measured results and by establishing uncertainty bands on safety parameter calculated time trends. These bands have indeed enveloped the measured trends. Results from this independent qualification of CIAU have allowed to ascertain the adequate application of a systematic realistic code procedure to analyse accidents with uncertainties incorporated in the results, although there is an evident need of extending the uncertainty data bases. It has been verified that use of the code with this internal assessment of uncertainty is feasible in the design and license stages of a NPP.

VI

INDICE DO TEXTO

Pag.

DEDICATORIA iii

AGRADECIMENTO iv

RESUMO v ABSTRACT vi INDICE DO TEXTO vii NOMENCLATURA ix GLOSSARIO DE TERMOS TECNICOS xiii

1. INTRODUCAO 1 1.1 Definicaodo Problema 1 1.2 Estado Atual do Conhecimento 3 1.3 Visao Geral do Codigo CIAU 7 1.4 Objetivo da Tese 8

2. PRINCIPAIS FERRAMENTAS E METODOLOGIAS DO CODIGO CIAU 11

2.1 Codigo Relap5/Mod3.2 11

2.2 Metodologia de Incerteza UMAE 12

2.3 Codigo CIAU 18 2.4 Avaliacao da Incerteza a partir da Extrapolacao da Precisao nas 26

Metodologias UMAE e CIAU

3. QUALIFICAQAO INDEPENDENTE DO CODIGO CIAU 32

3.1 Simulacao do Teste LOBI A1-93 33 3.1.1 A Instalacao Lobi/Mod2 33

3.1.2 Descricao do Teste Lobi A1-93 34 3.1.3 Descricao da Nodalizacao Lobi/Mod2 para o Teste Lobi A1-93 36 3.1.4 Analise dos Resultados da Simulacao do Teste Lobi A1-93 41

com o Codigo Relap5/Mod3.2

3.1.5 Avaliacao Qualitativa e Quantitativa da Precisao do Codigo no 52 Teste Lobi A1-93

3.1.6 Aplicacao do Codigo CIAU ao Teste Lobi A1-93 58 3.2 Simulacao do Teste Lobi BT-02 63

3.2.1 Descricao do Teste Lobi BT-02 63

VII

3.2.2 Descricao da Nodalizacao Lobi/Mod2 para o Teste Lobi BT-02 67

3.2.3 Analise dos Resultados da Simulacao do Teste Lobi BT-02 6 7


3.2.4 Avaliacao Qualitativa e Quantitativa da Precisao do Codigo no 8° Teste Lobi BT-02

3.2.5 Aplicacao do Codigo CIAU ao Teste Lobi BT-02 8 5

4. APLICACAO DO CIAU A UM TRANSIENTE NA USINA ANGRA 1 9 1

4.1 A Usina Nuclear Angra 1 9 1

4.2 Descricao do Transiente de Perda de Potencia Externa a Usina Angra 1 9 2

4.3 Descricao da Nodalizacao da Usina Angra 1 9 3

4.4 Resultados da Simulacao do Transiente RES-11.99 em Angra 1 9 6


4.5 Aplicacao do Codigo CIAU ao Transiente RES-11.99 em Angra 1 1 0 0

5. CONCLUSOES 1 1 °

APENDICE A - Processo de Qualificacao: Codigo-Usuario-Nodalizacao 1 1 4

APENDICE B - Ferramentas Computacionais Associadas ao Codigo CIAU 121

B. 1 Programa FFTBM ("Fast Fourier Transform Based Method") 1 2 1

B.2 Programa AFE ("Accuracy Finalized to Uncertainty Extrapolation") 1 2 4

B.3 Programa COLLECT 1 2 7

B.4 Programa DAST ("Data for Statistical Treatement") 1 2 7

B.5 Programa UBEP ("Uncertainty Bands for Extrapolation Process") 1 2 8

APENDICE C - Problemas Associados ao Desenvolvimento do Codigo 1 2 9

CIAU Verificados na Aplicacao ao Transiente RES-11.99

em Angral

BIBLIOGRAFIA 1 3 4

VIII

3.2.2 Descricao da Nodalizacao Lobi/Mod2 para o Teste Lobi BT-02 67 3.2.3 Analise dos Resultados da Simulacao do Teste Lobi BT-02 67

com o Codigo Relap5/Mod3.2 3.2.4 Avaliacao Qualitativa e Quantitativa da Precisao do Codigo no 80

Teste Lobi BT-02

3.2.5 Aplicacao do Codigo CIAU ao Teste Lobi BT-02 85

4. APLICACAO DO CIAU A UM TRANSIENTE NA USINA ANGRA 1 91 4.1 A Usina Nuclear Angra 1 91

4.2 Descricao do Transiente de Perda de Potencia Externa a Usina Angra 1 92

4.3 Descricao da Nodalizacao da Usina Angra 1 93 4.4 Resultados da Simulacao do Transiente RES-11.99 em Angra 1 96


4.5 Aplicacao do Codigo CIAU ao Transiente RES-11.99 em Angra 1 100

5. CONCLUSOES 110

APENDICE A - Processo de Qualificacao: Codigo-Usuario-Nodalizacao 114

APENDICE B - Ferramentas Computadonais Associadas ao Codigo CIAU 121

B.1 Programa FFTBM ("Fast Fourier Transform Based Method") 121 B.2 Programa AFE ("Accuracy Finalized to Uncertainty Extrapolation") 124 B.3 Programa COLLECT 127 B.4 Programa DAST ("Data for Statistical Treatement") 127 B.5 Programa UBEP ("Uncertainty Bands for Extrapolation Process") 128

APENDICE C - Problemas Associados ao Desenvolvimento do Codigo 129

CIAU Verificados na Aplicacao ao Transiente RES-11.99

em Angral

BIBLIOGRAFIA 134

vm

NOMENCLATURA

A precisao media para o parametro Y no tempo especifico t* para a classe k de transientes

Aj precisao do parametro relacionada ao teste i na instalacao Fj no tempo especifico t* para a dasse k de transientes

AH* precisao media do hipercubo especifico H* para o parametro Y, considerando

todos os testes i de todas as dasses k de transientes em todas as instalacoes

J Aj,* precisao do hipercubo espedfico H* para o experimento i na classe de

transientes k da instalacao j Aq predsao na quantidade para um parametro (quantidade) especifico entre

resultados medido experimentalmente e calculado At precisao no tempo para um evento especifico entre resultados medido

experimentalmente e calculado AA amplitude media ("Average Amplitude") AApr amplitude media para a pressao do sistema ("Average Amplitude for the

Primary System Pressure") AAtot amplitude media total ("Total Average Amplitude") ACC Acumulador

AEAT AEA Technology pic. (Winfrith, United Kingdom) AFE Accuracy Finalized to Uncertainty Extrapolation ASM Modelo de Simulacao Analitico ("Analytical Simulation Model") ATWS transientes previstos (postulados) sem desligamento do reator ("anticipated

transient without scram") BDBA Addente Alem da Base de Projeto ("Beyond Design Basis Accidenf) BE Melhor Estimativa ("Best Estimate") BL drcuito rompido ("broken loop")

DNB Inicio da Ebulicao Nudeada ("Departure from Nudeate Boiling") BWR Reator Nuclear Refrigerado a Agua Fervente ("Boiling Water Reactor") CCFL Counter Current Flow Limitation CFR Code of Federal Regulations CIAU Codigo com - a capacidade de - Avaliacao Interna de Incerteza ("Code with -

the capability o f - Internal Assessment of Uncertainty") CNEN Comissao Nacional de Energia Nuclear CSAU Code Scaling, Applicability and Uncertainty Methodology CSNi Committee on the Safety of Nuclear Installation

IX

PAST Data for Statistical Treatment

DBA Addente Basico de Projeto ("Design Basis Acddent")

DIMNP Dipartimento di Ingegneria Meccanica, Nucleare e della Produzione

Ev erro assodado a distorcoes geometricas, em volume, reladonadas as

instalacoes

E, erro associado ao espalhamento medio dos dados de precisao em cada

hipercubo

Eo erro assodado a dispersao de dados dentro de cada hipercubo ou intervalo

de tempo

ECCS Emergency Core Cooling System

EM Modelo de Avalicao ("Evaluation Model")

ESF sistemas de engenharia relacionados a seguranca ("engineered safety

features")

fn frequencia, no metodo FFTBM

Fcaic(t) funcao temporal de um parametro calculado pelo codigo

Fexp(t) funcao temporal da medida de um parametro no experimento

Fj instalacao j

F funcao transformada de Fourier da funcao F

FFT Fast Fourier Transform

FFTBM Fast Fourier Transform Based Method

GRS Gesellschaft fuer Aniagen- und Reaktorsicherheit mbH (Munich, Germany)

GV Gerador de vapor ("steam generator")

H* represents um hipercubo especifico de quantidades

HPIS Sistema de Injecao de Seguranca a Alta Pressao ("High Pressure Safety

Injection System")

IAEA International Atomic Energy Agency

IAU Avaliacao Interna de Incerteza ("Internal Assessment of Uncertainty")

IBLOCA acidente de perda de refrigerante por media ruptura ("intermediate break loss

of coolant accident")

IL drcuito intado ("intact loop")

INEEL Idaho National Engineering and Environmental Laboratory

IPA Parametros Integrals ("Integral Parameters")

IPSN Institut de Protection et de Surete Nucleaire (Cadarache, France)

ITF Instalacao de Testes de Efeitos Integrals ("Integral Test Facility")

JRC Joint Research Center

k classe especifica de transiente (p. ex., LBLOCA, SBLOCA, ATWS, etc.)

x

K fator de aceitabilidade, no metodo FFT

KPh Fenomenos Chaves ("Key Phenomena")

Kv fator de escala da instalacao reladonado a volume

LBLOCA addente de perda de refrigerante por grande ruptura ("large break loss of

coolant accident")

LOBI LWR Off-normal Behavior Investigation

LOCA acidente de perda de refrigerante ("loss of coolant accident")

LOFW perda de agua de alimentacao ("loss of feedwater")

LT linha de transmissao

LWR Reator Nudear Refrigerado a Agua Leve ("Light Water Reactor")

n numero inteiro usado na funcao transformada de Fourier do dominio de tempo

para o dominio da frequenda, no metodo FFTBM

N numero de pontos definindo uma funcao, no metodo FFTBM

Nvar numero de parametros analisados, no metodo FFTBM

NDP Parametros Nao Dimensionais ("Non-Dimensional Parameters")

NPP Usina ou Planta Nuclear de Potenda ("Nuclear Power Plant")

OECD Organisation for Economic Co-operation and Development

PhW Janelas Fenomenologicas ("Phenomenological Windows")

PORV Power Operated Relief Valve

PSA Avaliacao Probabilistica de Seguranca ("Probabilistic Safety Assessment')

PWR Reator Nudear Refrigerado a Agua Pressurizada ("Pressurized Water

Reactor)

PZR Pressurizador ("pressurizer")

QAM Matriz da Predsao da Quantidade ("Quantity Accuracy Matrix")

QUM Matriz de Incerteza da Quantidade ("Quantity Uncertainty Matrix")

RELAP Reactor Excursion and Leak Analysis Program

RHR Sistema de Remocao de Calor Residual a Baixa Pressao ("Residual Heat

Removal System")

RTA Aspectos Termo-hidraulicos Relevantes ("Relevant Thermalhydraulic

Aspects")

s representa o desvio padrao para a incerteza

SBLOCA acidente de perda de refrigerante por pequena ruptura ("small break loss of

coolant accidenf)

SETF Instalacao de Testes de Efeitos Separados ("Separated Effect Test Facility")

SREN Sistema de Resfriamento de Emergencia do Nucleo ("Emergency Core

Cooling System")

SRV Safety Relief Valve

XI

SVP valor especifico de parametro significativo em determinada condicao do

transiente ("Single Valued Parameter")

t tempo generico do transiente

t* tempo especifico do transiente

j duracao de tempo do sinal amostrado

TAV Vetor da Predsao do Tempo ("Time Accuracy Vector")

TSE instante de tempo em que ocorre um evento na seqiienda de eventos (Time

Sequence of Events")

TUV Vetor de Incerteza do Tempo ("Time Uncertainty Vector")

Q incerteza media extrapolada a partir da predsao media A a ser aplicada sobre

o parametro Y calculado para a NPP

UBEP "Uncertainty Bands for Extrapolation Process"

OH* incerteza media do hipercubo especifico de quantidades H* a ser aplicada

sobre o resultado obtido na simulacao do ASM/NPP

0H*±5UOofs incerteza extrapolada a partir da precisao media AH* do hipercubo

especifico H* considerando um erro assodado e relacionado a um desvio

padrao especifico

UMAE Uncertainty Methodology Based on Accuracy Extrapolation

Uq erro na quantidade

Ut erro no tempo

USNRC United States Nuclear Regulatory Commission

(wf)j fatores de ponderacao, no metodo FFTBM

WF frequenda ponderada ("weighted frequency")

WFtot frequenda ponderada total para um grupo de parametros ("total weighted

frequency")

Y parametro termo-hidraulico generico calculado pelo codigo como funcao do

tempo

YE valor do parametro medido no experimento,

Y c valor do parametro calculado na simulacao

6tb,e diferenca de tempo reladonada ao inido (b) ou ao fim (e) da PhW entre

tempos experimental e calculado

AF funcao erro

AF funcao transformada de Fourier da funcao AF

At .c intervalo de tempo da PhW, medida (E) ou calculada (C)

Atsub_n enesimo subintervalo para ambas as PhWs (experimental e calculada)

o representa o desvio padrao para a incerteza

XII

GLOSSARIO DE TERMOS TECNICOS

Accuracy -> valor da precisao ou do erro (conhecido)

ATWS ("anticipated transient without scram") -> transiente previsto (postulado) sem desligamento do reator

Benchmarking -> padronizacao de um caso para servir como referenda

Blowdown -> despressurizacao

CCFL ("Counter Current Flow Limitation") -> escoamento bifasico com a fase liquida descendente e a fase vapor no sentido ascendente, limitando a descida de liquido com a tendencia de arrasta-lo

Coastdown -> vazao de decaimento da bomba de refrigeracao do reator apos o seu desligamento

Chocked flow -> escoamento critico

Core boil-off -> termino da ebulicao nucleada no nucleo devido a formacao de filme de vapor junto a parede

Counterpart tests -> testes similares onde as condicoes iniciais e de contomo sao

impostas seguindo-se uma analise de escala, sendo os mesmos realizados em

varias instalacoes experimentais representativas de NPPs

Downcomer ~> canal anular de escoamento, compreendido entre a carcaca e o barril

do vaso do reator ou do gerador de vapor

Dryout -> ocorrencia da degradacao da transferencia de calor na parede aquecida em

decorrencia da formacao de filme de vapor com consequente excursao da

temperatura

Entrainment -> fenomeno associado ao escoamento bifasico, onde oconre a

penetracao de liquido no escoamento da fase vapor

XIII

ESF ("engineered safety features") -> sistemas de engenharia relacionados a seguranca

Feed and bleed -> procedimento de recuperacao do resfriamento de uma instalacao experimental ou usina nudear atraves do processo de alimentacao e purga de fluido, apos um acidente de perda total de fonte fria do primario

Gap -> regiao compreendida entre a pastiiha combustlvel (ou a resistencia eletrica) e o revestimento de uma vareta combustlvel (ou aquecida)

Hipercubo -> regiao multidimensional caracterizada por intervalos associados aos parametros seledonados para cada uma das direcoes coordenadas do espaco multidimensional

IBLOCA -■> acidente de perda de refrigerante primario por media (intermediaria) ruptura

LBLOCA -> acidente de perda de refrigerante primario por grande ruptura

LOCA ("loss of coolant accidenf) -> acidente de perda de refrigerante primario, por

pequena, media ou grande ruptura

LOFW ("loss of feedwater") -> acidente de perda de agua de alimentacao

Loop seal -> ocorrencia temporaria de obstrucao de uma tubulacao devido a

estagnacao do vapor na mesma, interrompendo o escoamento de fluido

Quenching -> remolhamento e eliminacao do "dryouf, atraves do resfriamento do

nudeo apos o remolhamento

Refill -> re-enchimento do vaso do reator ate a base do nucleo

Reflood -> reinundacao do nucleo do reator

SBLOCA -> acidente de perda de refrigerante primario por pequena ruptura

Scram -^ funcao associada ao desligamento do reator

xiv

-rnp -> sinal para iniciar (ou encerrar) uma acao ou para ativar (ou desativar) um componente ou sistema

Upper head -> regiao superior do vaso do reator representada pelo tampo do vaso

Uncertainty -> incerteza; valor extrapolado da precisao; erro desconhecido nos resultados dos codigos para parametros significativos na simulacao de um addente

Upper plenum -> regiao superior do vaso do reator compreendida entre o topo dos elementos combustiveis e a regiao do "upper head"

xv

1# INTRODUQAO

1.1 DefinicSo do Problema

Dentre os prindpais aspectos reladonados a tecnologia de reatores para o projeto de usinas nucleares destacam-se a demonstracao da seguranca da usina e as atividades relacionadas ao seu licendamento. A avaliagao de desempenho de Usinas ou Plantas Nudeares de Potencia ("Nudear Power Plant - NPP") durante condicoes acidentais, em particular os reatores refrigerados a agua leve pressurizada ("Pressurized Water Reactor - PWR"), vem sendo uma das prindpais questoes de pesquisa na area nudear nestas quatro ultimas decadas. Diversos codigos computadonais para sistemas termo-hidraulicos complexos foram desenvolvidos para simular o comportamento temporal da fenomenologia que ocorre nos reatores nucleares, tanto em condicoes addentais quanto em transientes operadonais.

Durante o processo de avaliacao de desempenho de reatores nucleares,

enfase e dedicada a manutencao da integridade das barreiras de protecao contra a

liberacao de materials radioativos adotando-se, em geral, o principio de seguranca

denominado defesa em profundidade [1]. A primeira dessas barreiras e o proprio

combustlvel e seu revestimento, seguida pelo circuito primario e a contencao. O

Sistema de Resfriamento de Emergencia do Nudeo - SREN ("Emergency Core

Cooling System - ECCS"), sistema de seguranca mais importante da usina, tem a

funcao principal de garantir a integridade do nudeo do reator em casos acidentais e de

remover o calor residual apos o seu desligamento. Para tal, o projeto desse sistema

deve atender a cinco criterios de aceitacao que se relacionam com:

• o valor limite para a temperatura maxima no revestimento do combustlvel,

• o valor limite para a maxima oxidacao do revestimento do combustlvel,

• o valor limite para a maxima geracao de hidrogenio no nudeo do reator

proveniente da reacao metal-agua,

• a garantia da existencia de geometria resfriavel para o nucleo do reator, e

• a garantia do resfriamento de longa duracao para o nucleo do reator a fim de

assegurar a remocao do calor residual.

Todos estes criterios de aceitacao do SREN estao propostos nas normas americanas [2,3], alemas [4,5] e tambem sao adotados em norma brasileira [6] da Comissao Nacional de Energia Nuclear - CNEN, orgao licenciador, fiscalizador e regulamentador nacional.

1

Nas analises para avaliacao do SREN, tanto do ponto de vista da seguranca como do licendamento, varios parametros da usina (p. ex., a maxima temperatura do revestimento do combustivel, o inventario de massa do fluido primario, etc.) como do proprio sistema (p. ex, pontos de atuacao de valvulas, taxas de injecao, etc.) sao avaliados, modificados e alterados se necessario, no intuito de garantir a integridade do reator com uma geometria resfriavel e, portanto, a seguranca da usina.

As analises e avaliacoes de seguranca associadas ao licendamento de NPPs foram, ao longo de varios anos, baseadas em modelos de avaliacao simplificados e conservatives, sendo aceitos e aprovados pelos orgaos licenciadores. Os codigos de sistema que adotavam esses modelos foram, entao, denominados de Modelos de Avaliacao ("Evaluation Model - EM").

O desenvolvimento e avanco das pesquisas, atraves de extensivos estudos e

experimentos [7-10], fomeceram subsidios para melhorar o conhecimento dos

fenomenos fisicos envolvidos no espectro de transientes e acidentes postulados nos

projetos de NPPs. O estado do conhecimento aperfeicoado e o avanco das tecnicas e

recursos computacionais permitiram a obtencao de modelos mais realistas que deram

origem aos codigos avancados para avaliacao de sistemas termo-hidraulicos,

denominados de codigos realistas ou de Melhor Estimativa ("Best Estimate - BE"). A

analise de acidentes para fins de licendamento com a utilizacao destes codigos requer

que seus resultados, em bases realistas, sejam suplementados por bandas de

incerteza, visto que as predicoes obtidas nos resultados dos mesmos nao sao exatas,

porem incertas. As prindpais razoes dessas incertezas estao associadas aos

seguintes fatos:

• os processos descritos para os fenomenos fisicos sao quase sempre medidos

experimentalmente em instalacoes de testes de efeitos integrais ("ITF - Integral

Test Facility"), em escala reduzida, e nao em reatores de potencia, em escala real,

• os modelos sao aproximados, bem como o processo de discretizacao do conjunto

de equacoes assodado aos metodos numericos de solucao que sao usados nos

codigos conduzem a erros.

O estudo e o entendimento aperfeicoados do desempenho do SREN [7] em

varios transientes do reator permitiram que a United States Nuclear Regulatory

Commission - USNRC revisse e alterasse os requisitos previamente estabelecidos

Para o projeto do SREN. Como consequencia da caracteristica conservativa dos

2

metodos especificados ate entao [11], que impunham muitas restricoes a operagao de reatores, e visando atender solidtacoes da industria para adocao de modelos de avaliacao aperfeicoados, uma nova visao foi estabelecida, opcionalmente, para subsidiar o processo de licendamento de usinas nucleares tomando por base calculos realistas ou de melhor estimativa para o comportamento da usina. Esta nova visao permitiu o uso de modelos de melhor estimativa (codigos BE) para o calculo do desempenho do SREN como uma altemativa aos codigos EM que deveriam considerar os requisitos impostos pelo Apendice K do 10CFR [11]. As alteracoes na regra [3] tambem induiram a quantificacao de incertezas associadas aos calculos apoiados em modelos de melhor estimativa [2].

Dessa forma, varias metodologias [12,13], como o caso da precursora

denominada "Code Scaling, Applicability and Uncertainty Evaluation Methodology -

CSAU" [14,15], tem sido desenvolvidas nos ultimos anos com o objetivo de avaliar as

incertezas assodadas com os calculos dos codigos desenvolvidos em bases realistas,

e assim, poder atender aos requisitos impostos pelos orgaos licenciadores.

Recentemente, foi realizada uma comparacao de cinco dessas metodologias [16]

mostrando:

• que esses metodos levam a diferentes predicoes das incertezas,

• que diferentes usuarios da mesma metodologia podem obter predicoes diferentes

para as incertezas, e

• que o esforco requerido para aplicar qualquer dessas metodologias e muito

extenso.

1.2 Estado Atual do Conhecimento

A analise de seguranca e o meio de demonstrar como as funcoes criticas de seguranca, a integridade das barreiras de protecao contra a liberacao de materials radioativos e varios outros requisitos relacionados a seguranca sao atendidos em uma ampla faixa de condicoes operadonais, eventos iniciadores e outras circunstancias.

A analise de acidentes em termo-hidraulica de reatores PWR, utilizando codigo BE, representa uma tarefa composta de varias areas de avaliacao, que devem ser atendidas, envolvendo a classificacao dos eventos iniciadores e os criterios de aceitacao, a metodologia usada para a analise, os codigos computacionais usados, os denominados efeitos-usuario sobre os resultados da analise, etc. Recentemente, a International Atomic Energy Agency - IAEA [17] documentou uma sintese da pratica

3

nternacional atual alem de fomecer sugestoes sobre como realizar uma analise de

acidentes, envolvendo as areas dtadas acima, alem de outras.

A IAEA [18] sugere que seja realizada para as NPPs uma analise de seguranca abrangente utilizando as abordagens determinista e probabilistica alem de fomecer recomendacoes basicas [19] sobre a analise de seguranca determinista e, em particular, sobre a selecao de eventos iniciadores aplicaveis a ocorrencias operadonais postuladas, addentes basicos de projeto ("Design Basis Acddent -DBA") e addentes alem da base de projeto ("Beyond Design Basis Accident - BDBA"). Sao tambem apresentados metodos, conceitos e criterios de aceitacao para a analise. No tocante a avaliacao probabilistica de seguranca ("Probabilistic Safety Assessment - PSA") sao descritos requisitos, aproximacoes e limitacoes para PSAs niveis 1, 2 e 3 e sao fornecidos exemplos de criterios probabilisticos. A IAEA [20] descreve o processo completo de desenvolvimento de programas de gerenciamento de acidentes e fornece algumas recomendacoes sobre como realizar a analise de BDBAs.

A avaliacao da precisao (i.e., o erro entre o valor calculado pelo codigo e o valor medido para um dado parametro termo-hidraulico) de codigos avancados de sistemas termo-hidraulicos e a estimativa das margens de seguranca de reatores refrigerados a agua leve ("Light Water Reactor - LWR") estao entre os objetivos das recentes pesquisas em nivel internadonal. A solucao desses problemas asseguraria a efetividade dos sistemas de engenharia relacionados a seguranca da usina e, eventualmente, levaria a reducoes de custos atraves de projetos aperfeicoados e mais otimizados.

A experiencia obtida na avaliacao da precisao de codigos avancados de

sistemas termo-hidraulicos conduz a identificacao de tres condicoes basicas que

devem ser satisfeitas para um correto uso do codigo:

• o codigo envoMdo deve ser qualificado por uma atividade de avaliacao adequada,

coordenada entre usuarios do codigo,

• os usuarios devem ser qualificados para o uso do codigo, e

• cada esquema de modelagem ou nodalizacao com o codigo, representando a usina

ou instalacao, deve ser qualificado.

Os calculos com codigos de sistemas termo-hidraulicos sao afetados por erros

provenientes de varias origens, incluindo aproximacoes nas equacoes constitutivas,

aproximacoes na discretizacao das equacoes diferenciais e constitutivas para adequa-

4

las aos metodos de solucao numerica que tambem apresentam limitacoes, incertezas sobre o conhecimento detalhado das condicoes iniciais e de contorno do problema, escolhas do usuario (o chamado efeito-usuario), efeitos decorrentes das nodalizacoes ou modelagens adotadas, dentre outras [13].

A combinacao deste conjunto extenso de fontes de incertezas que afetam a precisao dos resultados calculados pelos codigos conduz a necessidade da avaliacao de incerteza, atraves de metodologias de incerteza, a fim de permitir quantificar as margens de seguranca do reator na predicao da evolucao de cenarios transientes em

NPPs.

A simulacao de um addente postulado para uma NPP ou realizado em uma ITF com um codigo de sistema termo-hidraulico requer, na verdade, que seja atendida a qualificacao "codigo-usuario-nodalizacao". Em outras palavras, visando-se obter resultados de uma simulacao tao bons quanto razoavelmente possiveis, deve-se verificar que o codigo e adequado e qualificado para simular o acidente, que o usuario tenha sido treinado e qualificado no uso do codigo, bem como que a nodalizacao para representor a NPP ou ITF tenha sido desenvolvida de modo a retratar tao proximo quanto possivel todos os detalhes geometricos e operacionais da usina ou instalacao levando em conta as praticas intemacionais correntes, a experiencia do usuario, as limitacoes do codigo e que a mesma seja qualificada quanto aos estados estacionario e transiente.

No Apendice A estao resumidamente descritas as prindpais fontes de

incertezas associadas aos codigos [13] e consideracoes sobre o processo de

qualificacao "codigo-usuario-nodalizacao" apoiadas em recentes estudos [21-23] e

tambem em praticas adquiridas [24-27].

Essendalmente, duas aproximacoes diferentes e independentes vem sendo desenvolvidas e aperfeicoadas para as metodologias de incerteza [28]. A primeira, envolvendo a metodologia CSAU [14] e as metodologias de incerteza propostas por instituicao inglesa - AEAT [29], alema - GRS [30,31], e francesa - IPSN [32] consistem em tentar identificar as prindpais fontes de incerteza entre os dados e parametros de entrada do codigo e, usando julgamento de engenharia, em analisar seus efeitos sobre os resultados do calculo. A outra aproximacao, envolvendo a metodologia proposta pela Universidade de Pisa, Italia, Uncertainty Methodology Based on Accuracy Extrapolation - UMAE [23,33,34], nao busca diretamente as fontes

5

de incertezas nos parametros de entrada, mas somente seus efeitos sobre os resultados, tendo como hipotese que os erros do codigo sao da mesma ordem de grandeza que aqueles ao prever um transiente em NPP ou experimentos em ITFs. Na primeira aproximacao, evidenda-se a aplicacao de sistematica totalmente estatistica (metodologia do GRS) e a sistematica apoiada em procedimentos deterministicos (metodologia AEAT). Ao contrario, a aproximacao da metodologia UMAE nao permite, diretamente, a identificacao ou a classificacao da origem dos erros. Alem disso, todas as fontes de incertezas sao consideradas, nao na forma de faixas de variacao nos parametros de entrada, mas na forma de erros nos parametros de saida. A necessidade de experimentos na UMAE, limita seu uso aos casos onde existam dados experimentais disponiveis. As principal's caracteristicas das diversas metodologias acima mendonadas encontram-se descritas nas referendas [16,28,29], Destaca-se que a metodologia UMAE sera enfocada neste trabalho (Secao 2.2).

No evento realizado em Annapolis/Mariland-USA [36], organizado pela OECD/CSNI (Organisation for Economic Co-operation and Development / Committee on the Safety of Nuclear Installation) e patrocinado pela USNRC, sobre requisitos necessarios que os codigos avancados de sistemas termo-hidraulicos devam ter, foram apontados diversos topicos para desenvolvimento e dentre estes, indicou-se a importanda da incorporacao de uma metodologia de incerteza nesses codigos de sistema. Esta capacidade, denominada de Avaliacao Interna de Incerteza ("Internal Assessment of Uncertainty- IAU"), eliminaria, ou minimizaria em muito, as restricoes e limitacoes anteriomnente mendonadas, permitiria a simplificacao da aplicacao de qualquer metodologia de incerteza e, seguramente, reduziria os custos nas analises de addentes utilizando esses codigos de melhor estimativa.

Ao mesmo tempo, atividades de pesquisa foram iniciadas com o objetivo de efetuar a integracao entre um codigo de sistema termo-hidraulico e uma metodologia de incerteza. Nesse contexto, o Dipartimento di Ingegneria Meccanica, Nudeare e della Produzione (DIMNP) da Universidade de Pisa, Italia, iniciou o desenvolvimento deste processo IAU atraves de sua incorporacao a um codigo de sistema, de tal forma que cada calculo de transiente de uma NPP seja automaticamente suplementado por bandas de incerteza. Esta nova ferramenta, agregando o codigo de sistema RELAP5/Mod3.2 [37] e a metodologia de incerteza UMAE [23,34,35], foi denominada de Codigo com - a capacidade de - Avaliacao Interna de Incerteza ("Code with - the capability of - Internal Assessment of Uncertainty - CIAU") [38,39].

6

1 3 Visao Geral do C6digo CIAU

Incerteza ("uncertainty") e o valor extrapolado da precisao ("accuracy"), ou do erro, que caracteriza um calculo generico ou uma medida. Com relacao ao calculo, a incerteza afeta os resultados da predsao obtidos por qualquer ferramenta numerica. Como ja mendonado nas segoes precedentes, as incertezas podem ter diferentes origens, abrangendo desde a aproximacao dos modelos ate a aproximacao da solucao numerica e a falta de precisao de valores adotados para condicoes iniciais e de contomo.

A integracao do processo de avaliacao interna de incerteza (IAU) a um codigo de sistema, que foi requerido como um seguimento de conferencia internadonal [36], deu inicio ao desenvolvimento do codigo CIAU [38,39] com o objetivo de remover as limitacoes previamente mendonadas.

O principio basico do codigo CIAU pode ser resumido em duas partes: a) consideracao do status da planta: cada status e caracterizado pelo valor de seis

parametros (quantidades) relevantes da planta, formando um hipercubo (regiao multidimensional caracterizada por intervalos associados aos parametros selecionados para cada uma das direcoes coordenadas do espaco multidimensional), e pelo tempo desde o inicio do transiente, e

b) associacao de uma incerteza a cada status da planta.

No caso de reator PWR, os seis parametros (quantidades) sao:

• a pressao no pleno superior do reator,

• o inventario de massa do circuito primario incluindo o pressurizador (PZR),

• a pressao de vapor do lado secundario do gerador de vapor (GV),

• a temperature da superficie do revestimento do combustlvel a 2/3 da altura ativa do nudeo (partindo da base do combustlvel ativo) onde e considerado o valor maximo que oconre em uma secao reta horizontal do nucleo,

• a potencia do nucleo, e

• o nivel de liquido colapsado no canal anular de recirculacao ("downcomer") do gerador de vapor (se os niveis sao diferentes nos geradores de vapor, adota-se o valor mais alto).

Portanto, um hipercubo e um intervalo de tempo caracterizam um status unico da planta no contexto da avaliacao de incerteza. Todos os status da planta sao

7

m

caracterizados por uma matriz de hipercubos e por um vetor de intervalos de tempo

[40,41].

Seja Y um parametro termo-hidraulico generico calculado pelo codigo em funcao do tempo, como mostrado na Fig. 1. Cada ponto na curva apresenta um erro na quantidade Uq e um erro no tempo Ut. Assim, cada ponto na curva pode possuir um valor contido no retangulo identificado pelos erros na quantidade e no tempo. O valor do erro, cada extremo do retangulo, pode ser definido em termos probabilisticos, sendo consistente com o que e recomendado no processo de licenciamento de uma NPP; p. ex., a USNRC [2,3] considera aceitavel as predicoes tipo melhor estimativa para transientes postulados, desde que se assegure, com um nivel de confianca de 95%, que os limites de seguranca impostos pelo licendamento nao sejam excedidos.

1.4 Objetivo da Tese

Levando-se em consideracao que esta combinacao de codigo de analise de acidentes de reatores nucleares com programa para avaliacao interna de incerteza ainda nao esta totalmente disponivel e consolidada na literatura, e em especial aqui no Brasil, esta tese trata da aplicacao e qualificacao independente do codigo CIAU [38,39], atualmente em fase avancada de desenvolvimento na Universidade de Pisa. Esta ferramenta de calculo com capacidade de avaliacao interna de incerteza para analise de acidentes de reatores nucleares utiliza a metodologia de incerteza UMAE [23,34,35] e o codigo Relap5/Mod3.2 [37].

No desenvolvimento desta tese sera dada enfase a qualificacao independente

deste novo codigo atraves da aplicacao do mesmo na simulacao de experimentos de

sistemas termo-hidraulicos, realizados em instalacoes de teste de efeitos integrais

(ITF), que nao foram considerados na base de desenvolvimento do codigo CIAU e

tambem na simulacao de transitorio ocorrido na Usina Angra 1. A prova desta

qualificacao independente e obtida mostrando-se que os resultados experimentais

estao contomados pelas bandas de incerteza calculadas [42,43].

Portanto, visa-se com essas aplicacoes verificar de forma independente a

qualificacao do codigo CIAU de modo a aumentar a confiabilidade de seu uso em

aplicacoes relacionadas ao licenciamento, analise de projeto e otimizacao de

procedimento operacional em emergencia de usinas nucleares, em particular na sua

aplicacao as usinas brasileiras [44].

8

Y

Ut

V Exp.

Calc. % - .

(a) somente o erro no tempo esta presente tempo

Y

(b) somente o erro na quantidade esta presente tempo

(c) combinacao dos erros tempo

(d) obtencao de bandas continuas de incerteza tempo

Fig. 1 - Definicao de erros na quantidade e no tempo a serem incluidos, respectivamente, em QUM e TUV

9

Dessa forma, tem-se como objetivo deste trabalho de tese, alem da qualificacao independente do codigo CIAU, os seguintes aspectos:

, aplicacao adequada de um procedimento sistematico de avaliacao de codigo avancado de sistema termo-hidraulico, baseado em modelos realistas, com calculos de incertezas assodados,

• obtencao direta e sistematica da quantificacao de erros/incertezas que

caracterizam os resultados encontrados com os calculos dos codigos tipo melhor

estimativa nas analises de addentes, atendendo dessa forma os requisitos de

licenciamento em que os resultados destas analises devam ser suplementados por

bandas de incerteza, e

• possibilidade de uso do codigo CIAU no processo de licenciamento de usina

nuclear, estando suas aplicacoes relacionadas a obtencao de incertezas sobre

parametros significativos para a seguranca, a calculos independentes e a

verificacao de valores associados a bases de projeto a partir dos resultados

obtidos em condicoes realistas acresddos de bandas de incerteza.

10

2. PRINCIPAIS FERRAMENTAS E METODOLOGIAS DO CODIGO CIAU

Considerando o objetivo deste trabalho em realizar a qualificacao independente do codigo CIAU [38,39], toma-se importante descrever as prindpais ferramentas de calculo e as metodologias que sao consideradas pelo mesmo.

O codigo CIAU integra em seu processo o codigo BE para avaliacao termo-hidraulica de transiente Relap5/Mod3.2 com a metodologia de incerteza UMAE, conforme anteriormente mendonado. Dessa forma, nas proximas secoes estao descritas as prindpais caraderisticas do codigo Relap5, da metodologia de incerteza UMAE e do proprio codigo CIAU.

2.1 C6digo Relap5/Mod3.2

Este codigo avancado [37] de sistema termo-hidraulico, desenvolvido em base realista, permite efetuar calculos para analise transiente de eventos associados a reatores nucleares refrigerados a agua leve, em particular os reatores PWR, ou circuitos experimentais. Seu desenvolvimento foi conduzido pelo Idaho National Engineering and Environmental Laboratory (INEEL), tendo sido requerido e patrocinado pela USNRC. Os codigos RELAP5, TRAC [45], CATHARE [46] e ATHLET [47] representam hoje os quatro codigos mais amplamente difundidos e utilizados na comunidade cientifica intemacional, tanto pelos organismos licenciadores como pelas concessionaries, projetistas e vendedores de NPPs, organizacoes de pesquisa, companhias de consultoria e organizacoes de suporte tecnico.

O codigo Relap5/Mod3.2 resolve um conjunto de seis equacoes de balanco unidimensionais de massa, quantidade de movimento e energia para as fases liquida e vapor em nao-equilibrio termico e dinamico, podendo tambem considerar a presenca de um componente nao-condensavel na fase vapor e um componente nao-volatil na fase liquida. A solucao das equacoes dentro dos volumes hidrodinamicos conedados por juncoes de escoamento de fluido em conjunto com as equacoes constitutivas, e obtida, apos a discretizacao das mesmas, por um esquema numerico parcialmente impiicito. Caminhos de ftuxo de calor em estruturas de calor sao modeladas unidimensionalmente, usando uma malha deslocada ("staggered mesh") para calcular temperaturas e vetores de fluxo de calor. Varios modelos especificos estao inclusos no codigo para calcular componentes especiais como bombas de refrigeracao, separadores de vapor, valvulas, etc. O codigo possui tambem a capacidade para

11

resolver o conjunto de equacoes que descreve a cinetica pontual para o nucleo do

reator, permitindo realimentacoes, e para simular sistemas de controle.

O codigo Relap5/Mod3.2 tem capacidade para modelar sistemas termo-hidraulicos complexos incluindo o circuito primario, o circuito secundario e o balanco dos sistemas da usina em um reator LWR. Aplicacoes especificas do codigo incluem simulacoes de transientes em sistemas PWR e ITF tais como acidentes de perda de refrigerante ("loss of coolant accident - LOCA") por pequenas ("small break LOCA -SBLOCA"), intermediaries ("intermediate break LOCA - IBLOCA") e grandes rupturas ("large break LOCA - LBLOCA"), transientes previstos (postulados) sem desligamento do reator ("anticipated transient without scram - ATWS"), transientes de perda de vazao forcada, e transientes operacionais como perda de agua de alimentacao ("loss of feedwater- LOFW), perda de potencia externa, perda da turbina, etc.

A escolha do codigo Relap5/Mod3.2 para uso na base do codigo CIAU apoia-se nas seguintes razoes:

• codigo bastante difundido e usado pela comunidade cientifica intemacional,

• experiencia no uso do mesmo pelo DIMNP da Universidade de Pisa, incluindo

verificacoes que resultaram em provas de qualidade para os resultados [27],

• qualidade dos resultados produzidos, como demonstrado por varias organizacoes

internacionais, e

• flexibilidade no desenvolvimento de nodalizacoes, o que permite a transferencia de

experiencia adquirida em estudos de fenomenos em ITFs para NPPs.

2.2 Metodologia de Incerteza UMAE

Como ja mencionado, a metodologia de incerteza UMAE ("Uncertainty Methodology Based on Accuracy Extrapolation") [23,34,35] e usada em conjunto com o codigo Relap5/Mod3.2 para gerar o codigo CIAU. Esta metodologia visa calcular a incerteza que caraderiza os resultados de um calculo com codigo de sistema termo-hidraulico envolvendo, entre outros itens, o atendimento a diferentes condicoes de aceitabilidade. Varios passos sao introduzidos no metodo para evitar (ou minimizar) os julgamentos de especialistas em qualquer etapa do processo. Dados provenientes de experimentos em instalacoes de testes de efeitos integrals (ITF) e de efeitos separados ("Separated Effect Test Facility - SETF") tambem podem ser processados pela UMAE, desde que haja disponibilidade de um conjunto com um numero razoavel

12

de fenomenos especificos que englobem fenomenos chaves previstos em cenarios seledonados da planta.

A metodologia UMAE visa avaliar a incerteza na predicao de cenarios transientes em reatores nudeares quando simulados por codigos de sistemas termo-hidraulicos, tendo como base a extrapolacao da precisao resultante de uma comparacao entre resultados do codigo e dados experimentais relevantes obtidos em instalacoes de teste em escala reduzida. A ideia basica e utilizar-se de uma grande quantidade de dados medidos e calculados para transientes realizados em ITFs.

O desenvolvimento da metodologia de incerteza UMAE apoia-se nas seguintes

premissas:

• a extrapolacao direta de dados experimentais em ITF para NPP nao e viavel,

porem as tendendas no tempo sao similares [34,48,49],

• os fenomenos e cenarios transientes de grandes instalacoes sao mais proximos as

condicoes da usina que aqueles de pequenas instalacoes [34,48],

• codigos qualificados sao indispensaveis na representacao do comportamento da

planta,

• a confianca na predicao de um dado fenomeno por um codigo deve crescer, a

medida que aumenta o numero de experimentos analisados envolvendo o

fenomeno em questao,

• a incerteza na predicao do comportamento da usina nao pode ser inferior a

precisao resultante da comparacao entre tendencias medida e calculada,

• a qualificacao da nodalizacao e o efeito-usuario devem estar induidos na

metodologia (ver Apendice A).

A Fig. 2 mostra o diagrama de fluxo simplificado da metodologia UMAE. As

letras minusculas representam os blocos e as maiusculas, as conexoes relevantes.

Os principals passos a serem seguidos sao:

• Versao Congelada do Cddigo (bloco a, na Fig. 2): uma versao do codigo

reconhecida intemacionalmente deve estar disponivel e as consequencias da

instalacao do codigo no computador devem ser verificadas;

• Reator e Cenario de Acidente: um reator tipo PWR ou BWR ("Boiling Water

Reactor") pode ser selecionado; a escolha do sistema do reator e do cenario de

acidente deve ser restrita aquela para a qual a atividade de avaliacao foi realizada;

13

Processo Geraf de

QuaMcjacao^ Codtga

o Nodalizacao

infa-

Gl FG

Dados Experimentais

Genericos

SIM

2ualificacaos

- X ^ da Nodalizacao do Usuario.

NAO

Calculo da Planta Panada do

Processo $

NAO

>

FG

SIM

Calculo do ASM

m

(*) Metodologia especifica

Incerteza

v c Nodalizacoes

de ITF

Dados Experimentais

Espec'rficos

Calculos de ITF

Quantificagao da Precisao (*)

Extrapolacao da Precisao (*)

LNf)

Fig. 2 - Diagrama de fluxo simplificado da UMAE

14

Dados Experimentais Relevantes: dados experimentais devem incluir dados de

equipamentos ("hardware") da instalacao, condicoes iniciais e de contomo

adequadas e tendencias temporais de parametros (quantidades) importantes

medidas durante os experimentos de interesse;

Capacidade do Cddigo e do Usuario (bloco b): o codigo deve ser de grande uso

internacional; nenhuma deficienda espedal do codigo deve ter sido detectada na

predicao do fenomeno a ser considerado. O usuario do codigo ou grupo de

usuarios integrantes da atividade devem ser adequadamente qualificados;

Adequagao de Projeto de Instalacoes de Efeitos Integrals: os fatores de escala e

de projeto das instalacoes de teste devem acompanhar o estado da arte na area;

isto indui a analise de distorcoes de escala indesejaveis como a liberacao de calor

para o ambiente que deve ser cuidadosamente avaliada;

Adequagao do Projeto do Teste: uma analise de escala deve ser feita para

estabelecer as condicoes inidais e de contomo espedalmente nos casos de

"counterpart tests" (sao testes similares onde as condicoes iniciais e de contomo

sao impostas seguindo-se uma analise de escala, sendo os mesmos realizados em

varias instalacoes experimentais representatives de NPPs). Por testes similares

definem-se os experimentos realizados em instalacoes experimentais de varias

escalas e caracterizados pela ocorrenda dos mesmos fenomenos termo-

hidraulicos);

Adequagao de Dados do Teste: instrumentacao, sistema de aquisicao de dados e

conceitos estabelecidos para obter quantidades complexas (p. ex, massa total no

sistema primario, perdas de calor para o ambiente, etc.) devem ser verificados;

Desenvolvimento de Nodalizagoes (blocos c e \): um usuario qualificado (ou grupo

de usuarios) deve gerar os conjuntos de dados de entrada das instalacoes

consideradas e da NPP;

Dados Experimentais Gen&ricos e EspecWcos (blocos d e h): esses dados sao

obtidos das instalacoes consideradas. O primeiro conjunto de dados nao e

necessario no processo de extrapolacao da precisao ("accuracy") e deve ser usado

para a qualificacao independente da nodalizacao. O segundo conjunto deve incluir

todos os fenomenos chaves previstos no curso do transiente considerado;

Qualificacao da Nodalizacao (bloco g): a nodalizacao desenvolvida deve ser

qualificada considerando a comparacao com condicoes iniciais e de contomo e

tendencias temporais para parametros relevantes;

Qualificagao da Nodalizagao da Planta (bloco i): esta deve der desenvolvida

usando os mesmos criterios utilizados para a nodalizacao das instalacoes e deve,

15

tambem, ser qualificada considerando-se dados de teste de partida da NPP ou de

transientes operacionais;

, Avaliacao da Base de Dados Espectficos: a base de dados especifica e constituida

por sinais gravados durante os experimentos considerados e pelos resultados dos

calculos do codigo. Cada cenario do teste (medido ou calculado) deve ser dividido

em Janelas Fenomenologicas ("Phenomenological Windows - PhW). Em cada

PhW devem ser identificados os Fenomenos Chaves ("Key Phenomena - KPh") e

os Aspectos Termo-hidraulicos Relevantes ("Relevant Thermalhydraulic Aspects -

RTA"). KPhs caraderizam as diferentes dasses de transientes (p. ex, SBLOCA,

LBLOCA, etc.) e os RTAs sao espedficos de cada uma dessas classes. KPh e

RTA qualitativamente identificam o transiente para obtencao de informacao

quantitative. Cada RTA deve ser caracterizado por valores espectficos de

parametros significativos em determinadas condicoes do transiente ("Single Valued

Parameter - SVP), p. ex, nivel minimo no nucleo, por Parametros Nao

Dimensionais ("Non-Dimensional Parameters - NDP"), p. ex., o numero de Froude

na perna quente no inido da condensacao de refluxo, pelo instante de tempo em

que oconre um evento na sequencia de eventos ("Time Sequence of Events -

TSE"), p. ex, tempo em que oconre a degradacao da transferencia de calor na

parede aquecida em decorrencia da formacao de filme de vapor com conseqiiente

excursao da temperature ("dryouf), e por Parametros Integrals ("Integral

Parameters - IPA"), p. ex, valor integral ou medio da vazao massica na ruptura

durante a despressurizacao subresfriada;

• Aceitabilidade dos resultados do cilculo (bloco e;.- RTA, SVP, NDP, IPA e TSE sao

usados em cada PhW para demonstrar a precisao qualitativa do calculo. Se esta

nao e obtida, a UMAE nao pode ser usada;

• Quantificagao da precisao (bloco f): se os dois passos anteriores sao aceitaveis, a

precisao dos calculos do codigo pode ser quantificada utilizando procedimentos

espedais. Isto produz um valor unico no dominio de frequenda a partir de cada

comparacao entre cenario transiente medido e calculado: a Precisao Media

("Average Accuracy") deve ser menor que um valor atribuido;

• Realimentagao sobre a Nodalizagao da Planta (caminho G\): o resultado do bloco

g e um conjunto de nodalizacoes qualificadas que predizem satisfatonamente o

transiente considerado ou o KPh, caso os "counterpart tests" nao estejam

disponiveis. A experienda obtida neste processo deve ser transferida para a

nodalizacao da usina;

• Calculo da Planta (bloco ')): dois calculos da usina devem ser realizados: (a) o

calculo com o fator de escala Kv da instalacao, i.e., um calculo realizado com o uso

16

de uma nodalizacao de NPP visando predizer um cenario transiente de uma ITF ("facility K scaled calculation") e (b) o calculo em condicoes realistas ("realistic conditions calculation"). No primeiro caso, as condicoes iniciais e de contomo utilizadas como dados de entrada devem ser obtidas da instalacao experimental adotando-se o criterio de escala do "counterpart test". No ultimo caso, as condicoes nominais da usina devem ser adotadas;

. Aceitabilidade do Calculo da Planta (bloco k): RTA, SVP, NDP, IPA e TSE sao usados em cada PhW para demonstrar a similaridade dos cenarios previstos da usina no caso "fadlity Kv scaled" com cenarios medido e calculado nas instalacoes. Alem disso, PhW e KPh devem ser os mesmos em ambos os casos do passo anterior. Para o caso (a), a qualificacao dos resultados pode ser avaliada sob o ponto de vista quantitative atraves da ferramenta Fast Fourier Transform - FFT (consiste na capaddade de analisar, no dominio da frequenda, qualquer relacao entre duas quantidades obtidas no dominio do tempo sem a falta de informacao). Se estas condicoes nao sao satisfeitas, a UMAE nao pode ser usada;

• Modelo de Simulacao Analitico ("Analytical Simulation Model - ASM") (bloco m); este passo consiste essencialmente na execucao, em um codigo qualificado, da nodalizacao qualificada da planta por um usuario qualificado. O ASM pode ser usado para predizer cenarios da usina caracterizados pelas mesmas PhW e KPh como o transiente selecionado;

• Extrapolagao da Precisao ("Accuracy Extrapolation") (bloco I): as precisoes dos SVP, NDP, IPA e TSE podem ser extrapoladas, se o conjunto dos passos abaixo listados for satisfeito:

- os fatores de escala do projeto das instalacoes envolvidas sao adequados, - os fatores de escala de projeto do teste dos experimentos envolvidos sao

adequados,

- a base de dados experimental e qualificada, - as nodalizagoes e os usuarios sao qualificados, - os RTAs sao os mesmos nos experimentos considerados se "counterpart tests"

ou testes similares estao envolvidos; caso contrario, o mesmo RTA pode ser identificado em diferentes experimentos,

- os RTAs sao bem calculados pelo codigo em niveis qualitativos e quantitativos,

- os RTAs sao os mesmos no calculo "facility Kv scaled" da usina e nos experimentos; as variagoes dos parametros (SVP, NDP, IPA e TSE), em escalas adequadas, tambem sao as mesmas. Isto deve ser interpretado de diferentes modos, dependendo da disponibilidade dos "counterpart tests",

17

. no calculo da usina em condigoes realistas, as Ph.W e KPh sao as mesmas dos experimentos considerados. SVP, NDP, TSE e IPA podem ser diferentes, entretanto, as razoes devem ser entendidas.

A extrapolagao da predsao para os parametros acima mencionados e obtida atraves do uso de calculos estatisticos entre as varias precisoes obtidas em varios calculos realizados com os experimentos da base de dados.

. Calculo da incerteza (bloco n): a precisao extrapolada pode ser diretamente imposta sobre os resultados do calculo do ASM. Alem disso, e necessaria alguma elaboragao analitica adicional para transformar os valores pontuais em erro continuo que envelope o calculo referenda do ASM. Sao tambem definidas incertezas no tempo, no espago e na integral media tomando-se como referenda, respectivamente, os valores de TSE, SVP, NDP e IPA (caminho "LN").

BAJS et al. [50,51] documentam a aplicacao da metodologia UMAE ao cenario de um SBLOCA na Usina Krsko, na Eslovenia, e, similarmente BORGES et al. [52] apresentam um exercicio de aplicacao da metodologia tambem a um cenario de SBLOCA na Usina Angra 1.

2.3 C6digo CIAU

Em geral, um transiente ou evento em uma usina nuclear e descrito por uma serie de parametros (pressoes, niveis, temperaturas, vazoes massicas, dentre outros) como funcao do tempo, que descrevem o comportamento global da usina durante um acidente. O tempo de ocorrenda de um evento, i.e., o tempo decorrido desde o inicio do transiente ate o instante de ocorrencia do mesmo, (p. ex., o inicio da atuagao de um sistema, o inicio da ocorrencia de fluxo de calor critico, etc.), constitui a principal forma para caraderizar o transiente juntamente com as condicoes inidais e de contomo.

Uma forma diferente de observar os mesmos transientes envolve o uso do espaco-fasico que e uma representagao grafica na qual qualquer quantidade (parametro) pode ser usada na abscissa ou ordenada em funcao de uma segunda quantidade. Os estudos realizados nas referencias [40,53,54] avaliaram regioes ou areas fenomenologicas em um espago-fasico, visualizando-se, por exemplo, a pressao do sistema em funcao do inventario de massa percentual para varias classes de transientes (LBLOCA, SBLOCA, LOFW). Foi possivel identificar que detenninadas areas ou regioes desse espaco-fasico apresentavam-se de forma muito similar em

18

relagao a uma determinada fenomenologia, independente da classe de transiente. De modo equivalente, o estudo da referenda [55] adotou a caraterizacao de status global da planta para execugao de contramedidas em gerendamento de acidentes. GROENEVELD et al. [56] apresentam a sistematica de agrupar pressao, tftulo massico e vazao massica em uma tabela de armazenamento de valores para permitir a geragao de um valor adequado de fluxo de calor critico.

Seguindo esta sistematica, a aproximagao adotada no codigo CIAU ("Code with - the capability of - Internal Assessment of Uncertainty") [38,39] consiste em seledonar um pequeno grupo fixo de quantidades (parametros) para representor o status da planta nao como uma funcao do tempo, mas sim, pelo grupo de valores que essas quantidades assumem. A esse grupo de valores das quantidades seledonadas e dada a denominacao de hipercubo. Tambem sao selecionados intervalos de tempo que representam o tempo do transiente e, portanto, assodando a dasse do transiente. Todos os diversos status sao armazenados em uma matriz de hipercubos, reladonados as quantidades, e em um vetor de intervalos de tempo.

Com relagao a qualquer cenario transiente que ocorra na planta (LBLOCA, SBLOCA, transientes operacionais e outros transientes), no caso de reatores PWR, seis quantidades govemantes representando um hipercubo sao suficientes para caracterizar o status da planta juntamente com o intervalo de tempo do transiente. Tais quantidades, conforme ja mendonadas na Secao 1.3, sao:

• a pressao no pleno superior do reator,

• o inventario de massa do circuito primario incluindo o pressurizador,

• a pressao de vapor do lado secundario do gerador de vapor,

• a temperatura da superficie do revestimento do combustlvel a 2/3 da altura ativa

do nucleo (partindo da base do combustlvel ativo), sendo considerado o valor

maximo que oconre em uma secao reta horizontal do nucleo,

• a potenda do nudeo, e

• o nivel de liquido colapsado no canal anular de recirculagao ("downcomer") do gerador de vapor (adotando-se o nivel mais alto entre os geradores de vapor).

A determinagao do numero de intervalos e seus valores extremos, segundo os objetivos do desenvolvimento do codigo CIAU, relaciona-se ao projeto do sistema primario da planta, ao projeto e licenciamento do SREN, ao projeto e otimizacao de procedimentos operacionais em emergencia, a padronizagao ("benchmarking") de modelos simplificados e a filosofia de treinamento. A identificacao de um numero de

19

intervalos considerado otimizado e razoavel para as seis quantidades govemantes acima mendonadas, representando as seis dimensoes do hipercubo, e para os intervalos de tempo, contemplando os varios cenarios transientes, estao mostrados, respedivamente, nas Tabs. 1 e 2 [38]. Assim, p. ex., o hipercubo 9 3 2 4 4 2 indica que a pressao do sistema primario esta no intervalo 9 (entre 15 e 18 MPa), o inventario de massa do primario esta no intervalo 3 (entre 80 e 100%), e assim por diante para as demais quantidades.

A incerteza na predicao do codigo e constante dentro de cada status da planta e, portanto, dentro de cada hipercubo. Uma Matriz de Incerteza da Quantidade ("Quantity Uncertainty Matrix - QUM") e um Vetor de Incerteza do Tempo (Time Uncertainty Vector - TUV") podem ser estruturados usando-se as definigoes apresentadas na Fig. 1.

As seguintes consideragoes adicionais sao tambem levadas em conta no

processo CIAU:

• o conjunto total dos status da planta engloba qualquer situagao transiente para

acidentes dentro da base de projeto e alem da base de projeto, desde que antes

da ocorrencia de fusao do nucleo,

• limites superior e inferior das quantidades govemantes refletem os valores das

quantidades fisicamente existentes ou as fronteiras resultantes da validagao dos

codigos de sistema,

• a faixa de cada intervalo na tabela da quantidade e no vetor tempo e arbitraria.

Uma redugao na faixa significa um aumento no numero de intervalos, e

consequentemente no numero de hipercubos. A validade na selegao dessas

faixas pode ser verificada a posteriori, quando a matriz QUM e o vetor TUV

estiverem preenchidos com dados,

• aumentando-se o numero de intervalos obtem-se uma melhor caraderizagao do

transiente, porem, os recursos necessarios para caracterizar as incertezas de cada

hipercubo cresceriam rapidamente,

• o numero total de hipercubos considerando os intervalos caracterizados na Tab. 1

e igual a 8100. Entretanto, nem todas as combinagoes de intervalos sao realistas

(p. ex, pressao muito baixa e potenda no nucleo muito alta sao inconsistentes).

Em termos praticos, isto significa que alguns hipercubos nunca serao atingidos por

qualquer transiente e, muito provavelmente, nao serao preenchidos com dados de

incertezas. Apos eliminagao de condigoes fisicamente impossiveis, o numero de

hipercubos e reduzido para cerca de 3960,

20

Tab. 1 - Subdivisao em intervalos para as quantidades relevantes

CJAEZ pressao no pleno superior

(Mpa) " "18,0

15,0 10,0 9.0 7.0 5,0 4.0 2.0 0,5 0.1

(B) inventario de

massa do circuito primario

(%)* 120,0 100,0 80,0 40.0 10,0

(C) pressao no gerador de

vapor (Mpa) 9.0 7,0 3,0 0,1

(D) temperatura do revestimento do

combustlvel (K)

1473,0 973,0 643,0 573,0 473,0 298,0

(E) potencia do nucleo do

reator (%r 130,0 100,0 50,0 6.0 1,0 0,5

(F) nivel do

gerador de vapor (%r 150,0 100,0 50,0 0.0

* percentual do valor Inicial (nominal).

Tab. 2 - Subdivisao em intervalos do tempo do transiente (aplicavel a um

transiente generico em ITF ou NPP). n*.

1

2

3

4

Durac3o do transiente (tempo fisico)

(s) 0-100

0-1000

0-10000

>10000

Periodo

(s) 0-100

0-100 100-1000

0-100 100-1000

1000-10000

0-100 100-1000

1000-10000 >10000

Intervalo de tempo (para calculo)

(s)

1,0

1,0 2,0 1,0 2,0 5.0

1,0 2.0 5.0 10,0

Intervalo de tempo (usado em TUV)

(s) de l a 100

de l a 100 de101 a 550 de l a 100

de101 a 550 de 551 a 2350

de l a 100 de101 a 550 de 551 a 2350 de 2351 ao fim

• addentes de curta duragao (poucas dezenas de segundos, LBLOCAs), de longa duragao (varias centenas ou mesmo milhares de segundos, SBLOCAs) ou de muito longa duragao (ate dezenas de milhares de segundos, LOFWs), mesmo sem perda da integridade do nucleo, geram dados de incerteza que podem pertencer ao mesmo hipercubo. Entretanto a incerteza que caracteriza os valores de uma quantidade generica, durante um transiente de curta ou longa duragao, e diferente em virtude da mesma ser a combinagao dos valores da quantidade e do tempo, Fig. 1. O erro correspondente a incerteza do valor no tempo nunca e uma funcao decrescente no tempo. Na base de dados assim obtida, nao foram detectadas diferengas sistematicas entre valores de incerteza de diferentes origens. Apesar

21

disso, dados de LBLOCAs, SBLOCAs, transientes operacionais e outros tipos de transientes que geraram incertezas na quantidade, adequadas para a matriz QUM e o vetor TUV do CIAU, sao distintos,

• dados de incerteza sao continuamente obtidos e combinados, de forma analoga a maneira como foi construida e qualificada a tabela de armazenamento de valores para obtencao de fluxo de calor crltico [56]. A consistencia na selegao de faixa de hipercubo, considerando a hipotese de dados relevantes misturados de LBLOCAs, SBLOCAs e transientes, pode ser verificada quando um numero razoavel de dados esta disponivel para cada hipercubo,

• cada cenario transiente em uma NPP e formado por uma serie de status

subsequentes. Cada vez que o evento atinge um hipercubo e um intervalo de tempo (i.e. um status da planta), obtem-se valores apropriados de incerteza. Dessa forma, o evento completo pode ser assodado com bandas de incerteza.

Resumidamente, o desenvolvimento da capacidade de Avaliacao Interna da Incerteza ("IAU Process", mencionado na Segao 1.2) requer um codigo qualificado de sistema termo-hidraulico e tambem uma metodologia adequada de quantificagao de incertezas. Dessa forma, qualquer codigo de sistema e qualquer metodologia de incerteza, desde que preencham os requisitos necessarios, podem ser combinados para obter um Codigo com - a capacidade de -Avaliacao Interna de Incerteza (CIAU).

A Fig. 3 mostra o diagrama de fluxo simplificado do codigo CIAU, sendo

basicamente composto de dois blocos, o primeiro relacionado ao desenvolvimento e o

segundo, a aplicagao propriamente dita. O bloco de desenvolvimento envolve a

selegao de variaveis onde serao aplicadas as incertezas (pressao no pleno superior,

inventario de massa do circuito primario e temperatura do revestimento do combustlvel

a 2/3 da altura ativa), e a geragao da matriz QUM e do vetor TUV. Esta parte do

codigo CIAU e transparente ao usuario final, que apenas fara uso do bloco de

aplicagao.

Para a fase inicial da etapa de desenvolvimento do codigo sao necessarias a disponibilidade de dados experimentais qualificados (bloco a, na Fig. 3), a disponibilidade de resultados de calculos qualificados com codigo de sistema termo-hidraulico tambem qualificado (bloco b), a disponibilidade de transientes postulados incluindo o status da planta (bloco c), e a selegao de variaveis em relagao as quais a incerteza deve ser calculada (bloco e).

22

Dados Qualificados de ITF's e SETFs

T

Resultados Qualificados dos C£lculos

Avaliacio do Transiente e Aproximacao de Status

Selecao de Variaveis Necessarias

DocumentacSo dos Dados para cada Status:

Precisao Qualitativa Predsao Quantitativa Precis3o no Tempo

EspecfSco da UMAE

Matriz da Precisao para a Quantidade

Vetor da Precisao no Tempo

71 pos de Transientes e Numero dos

Hipercubos

NAO ^ " V e r i f i c a 9 a o ^ \ h

de Independencia de

Calculo da Incerteza

Matnz de Incerteza da Quantidade

m

Vetor de Incerteza no Tempo

CIAU

Possivel Panada do Processo

s 1'

i r * Caracterizacao do Status do Transiente

Incerteza da Quantidade

w

1 t

r Incerteza no Tempo

tacerteza do Cenario (incerteza)

M __ .. .

u

Fig. 3 - Diagrama de fluxo simplificado do codigo CIAU

23

Dados experimentais (bloco a) sao necessarios para desenvolver a metodologia. Resultados qualificados de codigo (bloco b) significam a execugao de codigo qualificado em um computador e compilador qualificados, por um usuario qualificado usando uma nodalizagao tambem qualificada. O nivel de qualificacao dos resultados do codigo deve ser avaliado sob o ponto de vista qualitativo e quantitative (vide detalhes sobre processo de qualificacao no Apendice A). Qualquer metodologia, suportada por um codigo de sistema, pode ser usada no bloco b para produzir dados que estao reladonados com o bloco c. Milhares de variaveis de saida de um calculo de codigo s§o utilizadas para caraderizar um cenario transiente postulado. Considerando-se a relevanda para a seguranga e a coerencia com as conclusoes da referenda [16], tres variaveis foram selecionadas para avaliacao de incerteza: a pressao no pleno superior do vaso do reator, a (maxima) temperature do revestimento da barra combustlvel a 2/3 do comprimento ativo do nucleo e o inventario de massa do fluido no drcuito primario. Verifica-se que estas variaveis sao tambem pertencentes as seis que caraderizam o status da planta.

O desenvolvimento do CIAU levou em conta o beneficio da experiencia adquirida no desenvolvimento da metodologia de incerteza UMAE [34,35]. Muitos dos procedimentos usados para o metodo de incerteza proposto sao tambem adotados aqui (area contornada envolvendo os blocos d, f e g). Neste caso, sao comparados os dados experimentais relevantes (bloco a) com os resultados do calculo do codigo (bloco b). A precisao e avaliada qualitativa e quantitativamente (bloco d). Se a precisao e considerada aceitavel (bloco d), sao entao geradas a Matriz da Precisao da Quantidade ("Quantity Accuracy Matrix - QAM"), bloco f, e o Vetor da Precisao do Tempo (Time Accuracy Vedor - TAV), bloco g.

Se o teste de verificacao de independencia do cenario for satisfeito, i.e., que o tipo de transiente nao afeta as incertezas calculadas em cada hipercubo, valores de incerteza (bloco I) podem ser atribuidos satisfatonamente a cada status da planta, e assim, permitindo que a matriz QUM (bloco n) e o vetor TUV (bloco m), ja mencionados anteriormente, possam ser gerados. Caso o teste de verificacao de independencia do cenario nao seja satisfeito, o programa deve desviar para o bloco i (saida NAO do bloco h). Caso os dados das analises de varios SBLOCAs gerem valores de incerteza bem maiores que os dados de analises de um numero similar de LBLOCAs, quando os mesmos hipercubos sao identificados, entao, deve-se alterar a

24

divisao das faixas de variagao das quantidades govemantes (e portanto o numero de

hipercubos) ou deve-se identificar o tipo de transiente dentro de cada hipercubo.

Desde que a matriz QUM e o vetor TUV estejam definidos, o bloco de aplicagao do codigo CIAU torna-se simples para ser usado, na forma de pos-processador. 0 modelo de simulacao analitica (ASM), i.e., uma nodalizagao qualificada da planta, na nomendatura da UMAE, e usada para obter o cenario transiente. Uma vez simulado um transiente generico (bloco p), as seis quantidades govemantes, que caracterizam os hipercubos, sao usadas para identificar a sucessao de hipercubos do transiente. Os intervalos de tempo tambem sao identificados pelo tempo do evento predito (bloco r), conduzindo assim, aos valores da incerteza na quantidade (bloco s) e da incerteza no tempo (bloco t), que podem ser combinados para obter as bandas de incerteza pesquisadas. Observa-se que estas bandas de incerteza somente envelopam as tres quantidades selecionadas (no bloco e). A ferramenta computadonal UBEP [57,58] e usada para combinar a incerteza no tempo e na quantidade para cada tempo do transiente simulado (bloco u), gerando bandas de incerteza continuas que envelopam os resultados do ASM para as tres variaveis selecionadas (a pressao no pleno superior do vaso do reator, a (maxima) temperatura do revestimento da barra combustlvel a 2V3 do comprimento ativo do nucleo e o inventario de massa do fluido no circuito primario).

Quatro especies de QUM e TUV sao consideradas no desenvolvimento do

CIAU, a saber.

• QUM e TUV de primeira espede que se originam da base de dados do proprio

departamento DIMNP, da Universidade de Pisa, obtida da aplicagao do processo

UMAE aos calculos com o codigo Relap57Mod3.2 e que constituira o produto final

da atividade,

• QUM e TUV de segunda especie que sao compostos da base de dados do DIMNP

adma mendonada e de experimentos calculados com o codigo Relap5/Mod3.2 a

partir da literature,

• QUM e TUV de terceira especie que representa uma base de dados de teste

usada para demonstrar a exequibilidade do metodo e para melhorar a estrutura do

codigo, e

• QUM e TUV de quarta especie originaria da base de dados do DIMNP obtida pela

aplicacao do processo UMAE aos calculos com o codigo Relap5/Mod2. Esta base

de dados e usada por compor uma ampla base de dados reladonada

espedalmente a analises de SBLOCA.

25

O codigo CIAU esta sendo utilizado de modo a suprir o codigo Relap5/Mod3.2

137] com a capaddade de estimar as bandas de incerteza associadas a calculos de

transientes relevantes, onde a base da avaliacao de incerteza e a metodologia UMAE

[34,35]- Aplicacoes preliminares do codigo CIAU podem ser vistas nas referencias

[59-62].

As ferramentas computadonais usadas no processo do codigo CIAU, alem do codigo Relap5/Mod3.2 e da metodologia de incerteza UMAE, estao citadas a seguir e sudntamente descritas no Apendice B:

. Programa FFTBM ("Fast Fourier Transform Based Method") [58,63,64] que

destina-se a realizar uma avaliagao quantitativa do calculo da precisao ("accuracy")

utilizando-se do metodo "Fast Fourier Transform - FFT, onde e possivel

representar as discrepancias do codigo no dominio da frequenda,

. Programa AFE ("Accuracy Finalized to Uncertainty Extrapolation") [58,65] calcula a

precisao partindo de dados reladonados a uma tendencia de quantidade generica

medida e armazenada durante qualquer experimento e os respedivos resultados

do calculo, preparando para, posterionmente, gerar a matriz QAM e o vetor TAV,

• Programa COLLECT que coledona os resultados gerados por AFE,

• Programa DAST ("Data for Statistical Treatment") [58,66] que, essencialmente, realiza o processo de extrapolagao dos dados da precisao, armazenada em QAM e TAV, para os dados de incerteza ("uncertainty") armazenando-os na matriz QUM e no vetor TUV,

• Programa UBEP ("Uncertainty Bands for Extrapolation Process") [57,58] que gera

as bandas de incerteza superior e inferior aplicadas aos resultados do calculo para

uma NPP.

2.4 Avaliagao da Incerteza a partir da Extrapolagao da Precisao nas Metodologias

UMAE e CIAU

Esta secao objetiva apresentar resumidamente uma comparacao entre os processos de extrapolagao da precisao utilizados nas metodologias de incerteza UMAE e CIAU, discutidas nas Segoes precedentes, apontando as diferengas basicas entre os dois processos [67].

Na metodologia UMAE, descrita na Segao 2.2, a incerteza e a extrapolagao da

Precisao que e obtida pela comparacao das tendencias calculada e medida, que sao

26

relevantes em um dado cenario transiente. Os testes considerados nesta metodologia

sao basicamente do tipo "counterpart tests".

Para cada "counterpart test" alguns eventos importantes (p. ex., minimo inventario de massa no primario, temperatura maxima da superficie da banra aquecida, etc.) sao selecionados. A partir da comparacao entre dados calculado e experimental a precisao e inicialmente obtida para, entao, a incerteza ser extrapolada. Dados relevantes (resultados experimental e calculado) representando SVP, TSE, IPA e NDP, segundo a nomendatura da UMAE descritos na Secao 2.2, sao usados no processo de extrapolagao da metodologia UMAE, como esquematizado na Fig. 4, onde:

• YE e o valor do parametro medido no experimento,

• Yc e o resultado calculado para o parametro na simulacao

• t* representa um tempo especifico do transiente

• k representa uma classe especifica de transiente (p. ex., LBLOCA, SBLOCA,

ATWS, etc.),

• Kv e o fator de escala da instalacao relacionado a volume,

• Fj representa a instalacao j ,

• NPP significa usina ou planta nudear de potencia,

• A| e a precisao do parametro reladonada ao teste i na instalagao Fj e no tempo especifico t* para a classe k de transientes,

• A e a precisao media para o parametro Y no tempo especifico t* para a classe k de

transientes,

• U e a incerteza media extrapolada a partir da precisao media A a ser aplicada

sobre o parametro Y calculado para a NPP.

Sobre o eixo vertical da Fig. 4 esta a razao YE/YC para a classe especifica de transiente k em um tempo especifico t* do transiente enquanto que no ebco horizontal esta o logaritmo do fator de escala Kv. Para cada RTA selecionado no teste especifico, o processo da Fig. 4 e repetido para cada teste na instalacao Fj. E importante observar que o eixo vertical pode ser a razao entre o tempo experimental e calculado no caso de obtengao da precisao para um TSE de um dado parametro em um transiente especifico.

27

Yc

Yr

Para uma classe k especifica de transiente

A 2 A :

O

v A , <>A.

NPP NPP l o 9 K (ASM)

Fig. 4 - Esquema do processo de extrapolagao da precisao para obtengao da

incerteza na metodologia UMAE

A aplicacao de um tratamento estatistico assodado ao bloco I da Fig. 2

(processo UMAE) conduz a valores de incerteza media e com um percentil de 95%. O

ultimo bloco na Fig. 2 (bloco n) consiste em obter valores continuos de incerteza

associada ao tempo, ao espago (quantidade) e a integrals medias para,

posteriormente, serem aplicados aos resultados do calculo do ASM realizado em

condigoes realistas.

Dessa forma, na metodologia UMAE a precisao media representa o valor

medio para o mesmo parametro (quantidade) em varias simulagoes de testes da

mesma classe de transiente, na mesma instalacao e/ou em testes similares

envolvendo outras instalagoes. A incerteza media significa a extrapolagao da precisao

media para ser aplicada sobre o resultado obtido na simulacao de uma NPP.

No processo CIAU, como mencionado na Secao 2.3, o status da planta e

definido por um hipercubo de quantidades (a pressao no pleno superior do reator, o

inventario de massa do circuito primario pressurizador, a pressao de vapor do lado

28

secundario do gerador de vapor, a temperatura da superficie do revestimento do combustlvel a 2/3 da altura ativa do nudeo, a potencia do nucleo, e o nivel de liquido colapsado no canal anular de recirculagao ("downcomer") do gerador de vapor) e por

um intervalo de tempo do transiente quando o hipercubo e atingido. Todas as especies de testes transientes (LBLOCA, SBLOCA, ATWS, etc.) sao usados na obtengao de dados de precisao e, entao, de valores de incerteza. Esta e a razao que diferencia a obtencao de incerteza no processo CIAU em relagao a metodologia UMAE.

O esquema apresentado na Fig. 5 mostra a ideia basica para a obtencao da precisao media de um hipercubo H* para varios testes envolvendo todas as classes de transientes conduzidos em varias instalagoes, onde:

• YE, YC , KV, FJ, NPP, ASM possuem suas definigoes apresentadas anteriormente nesta Segao,

• H* representa um hipercubo especifico de quantidades,

• A|ik e a precisao do hipercubo especifico H* para o experimento i na classe de

transientes k da instalacao Fj,

• AH* e a precisao media do hipercubo especifico H* para o parametro Y,

considerando todos os testes i de todas as classes k de transientes em todas as

instalagoes Fj (usando tambem a ferramenta AFE do codigo CIAU),

• OH* ± BUaor s e a incerteza extrapolada a partir da precisao media AH* do hipercubo

especifico H* considerando um erro assodado e relacionado a um desvio padrao

especifico (obtido com a ferramenta DAST do codigo CIAU),

• o or s representa o desvio padrao para a incerteza (obtido com a ferramenta DAST

do codigo CIAU),

• OH* e a incerteza media do hipercubo especifico de quantidades H* a ser aplicada

sobre o resultado obtido na simulacao do ASM/NPP.

A fim de entender a ideia basica de como obter a incerteza no tempo, e importante saber que a mesma e estabelecida atraves da consideragao de n subintervalos em janelas fenomenologicas. Nesta situagao, o parametro principal a ser considerado para obter precisoes, e entao incertezas, e o tempo. Esta precisao e/ou incerteza no tempo define se o hipercubo esta relacionado a um LBLOCA, ATWS ou outra classe de transiente.

29

Yc:

Yr

H Para todas as classes k de transientes

A

A , 1,1 A °A

A i , 2 c rA2 ' 3

2,1 '1,2 o A

A_ 3 ^Vl \ I " 2 2

. 1.3 1,3«

2,3 A 2,2

lx3_ o A 1.1

^ , 1 A1.2

H*K

u, H ± 5 U a o r s 1 o H> * U H *

A i .kf '

F 3

AFE

F j NPP NPP l o 9 Kv

(ASM) DAST

Fig. 5 - Esquema do processo de extrapolagao da precisao para obtengao da

incerteza (na quantidade) na metodologia CIAU

A Fig. 6 apresenta um esquema mostrando como a precisao no tempo e a

incerteza no tempo sao obtidas no processo CIAU. Nesta figure:

• YE, Y C possuem suas definigoes apresentadas anteriormente nesta Segao,

• t e um tempo generico do transiente

• At e o intervalo de tempo da PhW, medida (E) ou calculada (C)

• 8t e a diferenca de tempo reladonada ao inicio (b) ou ao fim (e) da PhW entre

tempos experimental e calculado

• A t e a precisao no tempo para um evento especifico entre resultados medido

experimentalmente e calculado

• Aq e a precisao na quantidade para um parametro (quantidade) especifico entre

resultados medido experimentalmente e calculado

• AtSUb_n e o enesimo subintervalo para ambas as PhWs (experimental e calculada)

Apos dividir ambas as PhWs (experimental e calculada) pelo mesmo numero n

de subintervalos, pode-se obter a incerteza no tempo reladonada a parametros Y,

para todos os tempos dentro do subintervalo AtsUb_n. Assim, combinando, atraves de

um tratamento estatistico, todas essas precisoes no tempo para o subintervalo e,

30

considerando tambem, uma combinagao das diferengas no tempo para o inicio e para

0 fjrn das janelas fenomenologicas (5tb e 8t«), a precisao no tempo e obtida e considerada representativa e constante para cada subintervalo.

Adotando a mesma ideia da precisao media para a quantidade quando i testes de j instalacoes para k classes de transientes, torna-se possivel obter uma precisao media no tempo (A.) para um intervalo de tempo especifico e, entao, extrapolada para uma incerteza media no tempo (Ot). Esta ultima sera aplicada sobre o resultado obtido na simulacao do ASM/NPP.

Y

8 t fe

A t , - *~

m e x p e r i m e n t a l o c a l c u l a d o

Fig. 6 - Esquema do processo de extrapolagao da precisao para obtengao da incerteza (no tempo) na metodologia CIAU

31

3. QUALIFICAQAO INDEPENDENTE DO CODIGO CIAU

Um importante aspedo de qualquer ferramenta de calculo desenvolvida em sistema termo-hidraulico e a possibilidade de realizar a avaliagao do desempenho da ferramenta e, eventualmente, mostrar o nivel de qualidade utilizando base de dados independente daquelas utilizadas no desenvolvimento da propria ferramenta. O Processo de Qualificacao do Codigo CIAU esta dividido em duas etapas, a qualificacao interna, pela propria equipe de desenvolvimento, e a qualificacao externa, de natureza independente.

Na etapa de qualificagao interna, deve-se demonstrar, em termos basicos, que os dados da incerteza ("uncertainty") ou da precisao ("accuracy") reunidos em cada hipercubo, matriz QUM ou QAM, ou em cada intervalo de tempo, vetor TUV ou TAV, nao dependem do tempo (no transiente), do tipo de transiente (SBLOCA, LBLOCA, LOFW, etc.), da dimensao do hipercubo, e das caracteristicas da origem da base de dados (se ITF, SETF, ou NPP). Alem disso, uma analise estatistica pode ser usada para verificar se grupos de dados provenientes de eventos distintos ou relacionados a diferentes partes do mesmo hipercubo sao diferentes. Se isto ocorrer, diferentes matrizes de hipercubos separando os tipos de eventos devem ser construidas e/ou as dimensoes dos hipercubos no espago-fasico devem ser reduzidas (novas fa'ixas de variagao das quantidades). Esta sistematica esta sendo acompanhada continuamente no desenvolvimento do processo, ressaltando que a experiencia adquirida ate entao nao requereu nenhum aumento no numero de hipercubos ou na caraderizagao do tipo de evento.

Na etapa de qualificagao externa ou independente, o codigo CIAU deve ser adotado para avaliar transientes em ITF ou NPP diferentes daqueles que originaram a matriz QUM e o vetor TUV. A prova de sucesso e obtida pela demonstragao que os dados experimentais sejam envelopados pelas bandas superior e inferior de incerteza obtidas com o codigo CIAU e aplicadas sobre os resultados calculados pelo codigo de sistema. Esta etapa deve ser realizada quando um numero razoavel de hipercubos e intervalos de tempo ja existam preenchidos na matriz QUM e no vetor TUV. Neste caso o codigo CIAU e executado para simular transientes qualificados de ITFs que nao tenham sido usados para obter valores de incertezas. Tal procedimento deve ser previsto como um processo de qualificacao de referenda para o codigo CIAU, juntamente com a condicao de que as bandas de incerteza sejam razoavelmente

32

grandes. Esta etapa do processo de qualificacao representa a motivagao principal

deste trabalho.

Neste contexto, dois experimentos na instalacao experimental LOBI, um reladonado a acidente de perda de refrigerante por pequena ruptura e o outro assodado a perda de toda a agua de alimentacao dos geradores de vapor, sao simulados neste trabalho com o codigo Relap5/Mod3.2 a fim de gerar resultados qualificados e com a consequente aplicagao do codigo CIAU para obtencao das bandas de incerteza visando realizar a qualificacao independente da metodologia CIAU, visto que tais experimentos nao foram parte integrante da base de dados usada para gerar a matriz QUM e o vetor TUV. Alem dessas duas simulacoes, tambem esta apresentada, no Capftulo 4, a aplicacao do CIAU sobre a simulagao de um transiente real ocorrido na Usina Angra 1 relacionado a perda de potencia externa a unidade.

3.1 Simulagao do Teste LOBI A1-93

3.1.1 A Instalagao Lobi/Mod2

A instalacao experimental Lobi/Mod2 [68], localizada no Joint Research Center - JRC, em Ispra, Italia, e uma ITF nao-nuclear, a alta pressao, com dois circuitos de refrigeragao, sendo especialmente projetada para investigagao de LBLOCAs, SBLOCAs e outros transientes especiais. A influencia dos componentes do circuito e dos sistemas que compoem o SREN e particularmente enfatizada durante o curso do transiente do reator, sendo que os dados medidos experimentalmente sao utilizados para verificacao e aperfeigoamento de codigos de sistemas termo-hidraulicos. A instalacao apresenta fatores de escala para volume e para potencia do nucleo de 1/712 em relagao a um reator PWR de quatro circuitos de refrigeragao de projeto KWU-Siemens com potencia eletrica de 1300 MW (potencia termica de 3900 MW).

Basicamente a instalacao e composta pelo reator tendo o nucleo constituido de um conjunto de 64 barras eletricamente aqueddas em uma matriz quadrada (8x8 barras) tendo potencia nominal de 5,3 MW, por dois geradores de vapor, duas bombas de refrigeragao do reator, pressurizador, acumuladores (ACC) com injecao nas pernas quente e/ou fria, sistema de injecao de alta pressao ("High Pressure Safety Injection System - HPIS"), sistema de remogao de calor residual a baixa pressao ("Residual Heat Removal System - RHR"), todos equipados com instrumentacao para medigao de parametros termo-hidraulicos. O vaso do reator, alem do nucleo, e complementado

33

pelos plenos inferior e superior, pelo canal anular ("downcomer") e pelo simulador do

tamp° ("head") do vaso montado extemamente.

A instalagao e seus componentes individuals foram escalados para preservar, tanto quanto possivel e pratico, a similaridade das condigoes termo-hidraulicas da usina de referenda durante condigoes normais e anormais. A Fig. 7 mostra uma vista global dos circuitos primario e secundario da instalacao.

A configuragao de dois circuitos da instalacao tem sido utilizada com um dos drcuitos, denominado circuito intacto ("intad loop - IL") representando os tres circuitos nao rompidos da planta de referenda. O outro circuito, denominado circuito rompido ("broken loop - BL") permite simular ruptures em tubo de diferentes dimensoes tanto na pema quente quanto na pema fria, inclusive no trecho de tubulagao passivel de ocorrencia de obstrugao pelo vapor ("loop seal"). E tambem prevista a ruptura de varios tubos em U do gerador de vapor do circuito rompido, atraves de uma linha de quebra conedando os lados primario e secundario.

3.1.2 Descricao do Teste Lobi A1-93

O teste Lobi A1-93 [68,69] representa um SBLOCA originado por uma quebra,

localizada na pema fria do circuito rompido (BL) entre a bomba de refrigeragao e o

reator, de dimensao equivalente a 2% da area da tubulagao da usina de referenda,

sem a atuagao do HPIS, porem com os acumuladores disponiveis e atuando apos

uma pronunciada despressurizagao do sistema primario provocada pela abertura

intencional das valvulas de alivio ("Power Operated Relief Valves - PORV") e de

seguranca ("Safety Relief Valve - SRV") do pressurizador.

O objetivo do teste, iniciado com a instalagao operando em plena potencia, e

observar:

• o termino da ebulicao nucleada no nucleo ("core boil-off) e a ocorrencia da

degradacao da transferencia de calor devido a formacao de filme de vapor junto a

parede com consequente excursao de temperature ("dryout") em condicao de

pressao relativamente alta no sistema primario,

• os fenomenos fisicos que ocorrem durante a despressurizagao pronunciada do

sistema primario, e

• a efetividade da injecao dos ACCs de pema quente sobre o conjunto de barras

parcialmente descobertas a o nucleo remolhado.

34

Ol

Steam Generator

Pump

Fig 7 -Vista geral dos circuitos primario e secundfirlo da ITF Lobl/Mod2

O cenario transiente do teste A1-93 pode ser visto nas Figs. 8 e 9, que foram

subdivididas em quatro janelas fenomenologicas, a saber:

, PhW A: despressurizagao subresfriada, ate o descobrimento na ruptura (0^140

s)

, phW B: despressurizagao saturada ate que a pressao do sistema primario atinja

a pressao do secundario (140 -> 800 s)

• phWC: despressurizagao saturada continua, inicio do "dryouf no nucleo,

despressurizagao pronundada do sistema primario, ate o inicio da

injegao pelos ACCs (800 -> 1393 s)

• PhW D: redugao da massa do sistema primano, inicio do re-enchimento ("refill"),

remolhamento ("reflood") e fim do "dryout" no nucleo (1393 -> 1892 s).

As condigoes iniciais especificadas e medidas para o teste estao listadas na

Tab. 3. Os pontos de atuagao de valvulas e sistemas impostos ao transiente e a

sequencia de eventos resultante sao listados nas Tabs. 4 e 5, respedivamente.

3.1.3 Descricao da Nodalizacao Lobi/Mod2 para o Teste Lobi A1-93

Uma nodalizacao detalhada reproduzindo cada zona geometrica do circuito foi desenvolvida de modo a toma-la adequada para a analise de diferentes tipos de transientes. A metodologia geral adotada aqui para a nodalizagao pode ser obtida na referenda [70], baseada no uso do codigo Relap5/Mod2. Tambem estao sendo consideradas as recomendagoes dos manuais do codigo Relap5/Mod3.2 [37].

Uma nodalizagao representando um sistema real (ITF ou NPP) esta qualificada

quando: possui fidelidade geometrica com os sistemas envolvidos, reproduz as

condigoes nominais medidas em estado estacionario e mostra um comportamento

satisfatorio nas condigoes dependentes do tempo. D'Auria et al. [21] apresentam um

procedimento padrao para obter uma nodalizacao qualificada. No Apendice A tambem

sao apresentados comentarios e recomendacoes a esse respeito. Este processo

consiste de duas etapas: a qualificacao em nivel de estado estacionario e a

qualificagao em nivel transiente.

O esquema da nodalizacao Lobi/Mod2, mostrado na Fig. 10, vem sendo usado e qualificado nos niveis de estado estacionario e de transiente na Universidade de

Pisa. Pequenas alteragoes e adaptagoes foram introduzidas para o presente contexto,

incluindo as condicoes iniciais e de contomo do teste Lobi A1-93.

36

600

500

o

2 4001

a. E

300

Q i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i H i i i 200 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

tempo (x100 s)

Fig. 8 - Tendencias medidas da pressao do primario (PA38), pressao do

secundario (PA97S) e temperatura da superficie da barra (TH32A312)

500 i i i I i i i I i i i I i i i

Ph.W. ' A IT+ 400

3 300

ro </> </> ro E 200

100

B

i i i i i i i i i i i i | i i i | i i i | i i i

-/ ~ / D _i

i CIPRIM

2 — ACCs inj

02 I i i I i i I ^ I i i I i i i j i i ; I i i i j i i i I I i I I I I I I I

-2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

tempo (x100s)

Fig. 9 - Tendencias medidas da massa do primario (CIPRIM) e da massa total

injetada pelos acumuladores (ACCs inj)

37

Tab. 3 - Condigoes iniciais para o teste Lobi A1-93 Parametro Unidade Especificado Medido R5M3.2"

"" Sistema Primario ~pveisao no pleno superior "inventario de massa do primario

Vaso de pressio do reator "potencia do nucleo "vazao massica no nucleo Vazao massica de desvio no nudeo Temperatura no pleno superior "Circuito intacto(IL) / rompido(BL) Vazao massica Temperatura na entrada do vaso Temperatura na saida do vaso VelockJade da bomba

Pressurizador Nivel de agua Temperatura

Acumulador do circuito intacto Volume de agua Volume de gas Temperatura do liquido Pressao do gas Acumulador do circuito rompido

Volume de agua Volume de gas Temperatura do liquido Pressao do gas Injecao da agua de selo da BRR

Vazao massica na BRR/IL Vazao massica na BRR/BL Temperatura

bar kg

MW kg/s(%)

kg/s °C

kg/s °C °C

rad/s

m °C

m m °C bar

mJ

mJ

°C bar

kg/s kg/s °C

158,0

5,28 26,684(95,3)

1,316(4,7) 300,82

21,0/7,0 294,0/294,0 326,0/326,0

4,8 346,0

0,224 0,056 30,0 27,0

0,0723 0,0217 30,0 27,0

---

158,0 430,5

5,17

20,6/7,1 295,0/295,0 327,0/326,0

4,9 346,0

0,247 0,033 113,4 27,0

0,082 0,012 58,1 27,0

0,00913 0,00913

30,0°

157,91 435,71

5,17 26,407(95,37)

1,280(4,62) 300,82

20,591/7,096 293,87/293,78 325,64/325,51 499,92/408,44

4,90 346,01

0,247 0,0329 113,4 27,0

0,082 0,0123 58,1 27,0

0,00913 0,00913

30,0 Sistema Secundario

Gerador de vapor (IL) Pressao no domo de vapor Vazao massica Temperatura de entrada / saida Nivel de liquido no "downcomer" Razao de recirculacao

Gerador de vapor (BL) Pressao no domo de vapor Vazao massica Temperatura de entrada / saida Nivel de liquido no "downcomer" Razao de recirculacao

bar kg/s °C m -

bar kg/s °C m -

64,5 2,0

210,0/280,0 8,0 -

64,5 0,67

210,0/280,0 8,4 -

65,5 1,98

211,0/281,0 8,15 4,6°

65,5 0.68

211,0/281,0 8,5 4,6°

65,50 1,980

211,0/281,33 8,07 3,95

65,50 0,680

211,0/281,33 8,44 4,56

Perda de Calor Vaso de pressao do reator Circuito intacto Circuito rompido Secundario gerador de vapor (IL) Secundario gerador de vapor (BL)

kW kW kW kW kW

19,4 42,0 30,0 7,2 5,0

18,82 41,95 29,80 6,72 4,95

(a) R5M3.2 = Relap5/Mod3.2 (b) aproximado

38

Tab. 4 - Sequencia imposta de atuagoes no teste Lobi A1-93 (dados reais)

Evento Tempo e/ou condicao de atuagao

jRUpJU1 ra Os Conexao entre as linhas do secundario, Fechamento das valvulas das linhas de alimentacao e vapor, Resfriamento a -lOOK/h via valvula de alivio

Pressao no pleno superior < 132 bar (13 s)

Desligamento do reator Pressao no pleno superior < 132 bar (13 s) mais atraso de 0,5 s

inicio da parada das bombas 23 s "Agua de alimentacao auxiliar do gerador de vapor do IL e BL

Nivel do gerador de vapor no IL < 5 m ou 701 s e no BL<5mou 1007 s

inicio da atuagao dos acumuladores Pressao no pleno superior < 27 bar (1393 s) Fim do transiente 1982 s

Tab. 5 - Sequencia de eventos para o teste Lobi A1-93

EVENTO TEMPO (s) Teste Relap5/Mod3.2

Estado estacionario -200 -> 0 -100->0 Inido do transiente de despressurizacao (ruptura) 0,0 0.0 Conexao entre as linhas do secundario 0,0 12,5 Pressao no sistema primario atinge 132 bar3, 13,0 12,5 Resfriamento a -100K/h ativo no secundario via vlv. de alivioa 13,0 12,5 Fechamento das valvulas das linhas de alimentacao e vapor8 13,0 12,5 Inicio do decaimento da potencia de aquecimento (pressao no pleno superior < 132 bar mais atraso de 0,5 s)a

13,5 13,05

Inicio da parada das bombas (IL&BL) (23 s apos o inicio do transiente, pressao no pleno superior = 1 1 0 bar) a b

23,0 23,0

Pressurizador vazio 29,7 Vazio na linha de surto do pressurizador 26,0 30,5 Saturacao no pleno superior e nas pernas quentes 34,0 39,7 Saturacao nas pernas frias 80,0 216,5 Saturacao no pleno inferior 91,0 132,1 Parada completa das bombas (IL&BL) 93,0 93,0 Insergao do simulador de resistencia para travamento de rotor da bomba do BL

97,0 97,0

Descobrimento na regiao do orificio da ruptura 140,0 198,0 Inicio da abertura (6s) da valvula da agua de alimentacao auxiliar do gerador de vapor IL, permanecendo aberta3

701,0 701,13

Desobstrucao do loop seal BL/IL 780,0/- 784.0/925,0 Pressao do sistema primario menorque a do secundario 800,0 628,7 Inido de 'dryouf no nudeo 1000,0 1259,9 Inido da abertura (6s) da valvula da agua de alimentacao auxiliar do gerador de vapor BL, permanecendo aberta3

1007,0 1007,123

Abertura da valvula de alivio (PORV) do pressurizador3 1151,0 1151,13 Inido da injecao dos acumuladores nas pemas quentes do IL&BL (pressao no pleno superior < 27 bar)3

1393,0 1378,69

_Abertura de valvula de alivio (SRV) do pressurizador3 1492,0 1545,50 Minimo inventario de massa do sistema primario (valor, kg) 1589,0(73) 1389,9(94) Temperatura do revestimento da barra aquecida no nivel 8 excede 650°Ca

1646,0

Maxima temperatura do revestimento da barra aquecida no jjivel 8m (valor. K)

1640,2 (630,4)

Dgsligamento da potencia3 (*1) 1646,0 1646,0 fjrn_do teste (*1)

(a) condicao do teste 1982,0 1970.0

(b) aproximado

39

SAFETY RELIEF TANK TANK

^ — SNGUUN

MTRVLV

- C X h TRPVLV

BROKEN LOOP (BL)

LOBI/Mod2 Test A1-93

INTACT LOOP (IL)

Fig. 10 - Nodalizagao da instalagao Lobi/Mod2 com o codigo Relap5/Mod3.2

40

3.1.4 Analise dos Resultados da Simulacao do Teste Lobi A1-93 com o Codigo Relap5/Mod3.2

Esta analise esta dividida em duas partes. A primeira consiste na execugao de um transiente nulo (calculo do estado estacionario) para verificar a adequagao das condigoes iniciais aos valores nominais bem como a reprodutibilidade dos resultados ao longo do tempo. Na segunda parte, os resultados do calculo do codigo dependentes do tempo sao comparados com as tendencias temporais medidas experimentalmente. Se necesscirio, pode ser realizada analise de sensibilidade apropriada variando-se as condicoes iniciais e de contomo e/ou dados de parametros especificos dentro de suas proprias faixas de incertezas. Para cada caso da analise de sensibilidade os usuarios devem repetir o processo de qualificagao. Tais casos sao uteis para demonstrar a potencialidade do calculo, para caracterizar as razoes de possiveis discrepancias entre tendencias medidas e calculadas, para otimizar os resultados do codigo e as opgoes escoihidas pelo usuario, e para melhorar o conhecimento do codigo pelo usuario.

Relativamente ao calculo do estado estacionario, a ultima coluna da Tab. 3

mostra os resultados obtidos pelo codigo Relap5/Mod3.2, para o teste Lobi A1-93, ao

final do transiente nulo (-100 -> 0 s). Estes valores podem ser comparados com os

dados reais do teste na mesma tabela. Para ilustrar a reprodutibilidade dos dados, as

Figs. 11 a 15 mostram parametros relevantes calculados para o teste em questao e os

correspondentes valores medidos experimentalmente, quando houver (obs.: os

parametros nos graficos aparecem aos pares, i.e. calculado e experimental).

A Fig. 11 mostra os perfis temporais da pressao do sistema primario e do secundario comparadas com os respectivos resultados experimentais. As tendencia no tempo, calculada e experimental, para a potencia no nucleo podem ser vista na Fig. 12. A comparagao entre os valores calculado e experimental dos niveis de liquido colapsado para o pressurizador e para os geradores de vapor dos circuitos intacto (IL) e rompido (BL) esta mostrada na Fig. 13. As tendencias no estado estacionario para as temperaturas do fluido na entrada e saida do vaso do reator sao mostradas na Fig. 14.

41

18

16

14

(0 £■ 12

o </> 1 0

8

i i i—i i i r r

Eh

i i i I t i i I r

4 I — i — i — L

- t - A T-

-*— p430010000

-A PA38

-B P820010000

-2 PA97S

-2 -B- -2-B-

J I l I I l I I . I l l l L J L

-100 -80 0 -60 -40 -20 tempo (s)

Fig. 11 - Pressao do sistema primario e do secundario (teste Lobi A1-93)

20

~i—r " i— i—i—i—i—i—i i r

CO

c o CL

i i—i r

j I i L

-M- -1 A—T-A-a

! I I ! I I

cntrlvar36

A— WH-POWER

J L

-100 -80 -60 -40 -20 tempo (s)

Fig. 12 - Potencia do nucleo (teste Lobi A1-93)

20

42

10 n—i i i r~r—i—i—i—i—~i—r

8 j^S =B= -zr

"© / v > *£ 4 cnt r lvar l

CL4340

cntr1var2

CL93BT

cntrtvar3

CL83BT

_1 ! ! ! j r

=# —3=

i i i i i J___J I I I I I I 1 I I I L

-100 -80 -60 -40 tempo (s)

-20 0 20

Fig. 13 - Nivel de liquido colapsado no pressurizador e nos geradores de vapor do circuito intacto e rompido (teste Lobi A1-93)

350 i i i—i i—i i i—i i i i i—i r

325 IF

O

2 I 300

E CD

275

±=W=±

-B-

£ Q

tempf500010000

TF11H240

tempf612010000

TF16H180

-2- *

n—i i i i r

250 I — ' — L . J L J I I I I I I I I L

3 F i = A

#=B=

J L

-100 -80 -60 -40 tempo (s)

-20 0 20

Fig. 14 - Temperatura do fluido na entrada e saida do vaso do reator (teste Lobi A1-93)

43

A temperatura da superficie do revestimento para a barra aquecida em posigao axial intermediaria esta apresentada na Fig. 15, novamente reladonada ao periodo de estado estacionario. De forma similar, diversos outros parametros apresentaram comportamento, para o periodo de estado estadonario, de boa reprodutibilidade no tempo, bem como mostraram-se adequados em relagao aos valores nominais.

400

380

360 p CO

3 CO l _

a> £ 3 4 0

320

i i i — | — i — i — i — | — i — i — i — | — i — i — i — | — i — i — i — | — i — i — r

— A — httemp997000115

— 1 — TH35F106

— 2 — TH34D106

300 -100

±- 2 +

J L

3=n=±

A I I I I I I I L I I I

-80 -20 0 20 -60 -40 tempo (s)

Fig. 15 - Temperatura na superficie do revestimento da barra aquecida - posigao axial intermediaria (teste Lobi A1-93)

A partir desses resultados, as seguintes observagoes gerais podem ser

mendonadas:

• o processo de qualificagao da nodafeagao em nivel de estado estacionario foi

seguido e os criterios de aceitabilidade [23] foram verificados,

• os valores calculados sao estaveis e adequados, e

• algumas discrepancies nas temperaturas da superficie do revestimento das barras

aquecidas podem ser explicadas considerando a localizagao dos termopares de

medida (a temperatura calculada refere-se a superficie externa do revestimento ao

passo que o valor experimental e medido em uma posigao proxima a superficie).

44

Quanto a analise transiente, a Tab. 5 apresenta a sequencia de eventos obtida pelos calculos juntamente com os valores verificados durante a evolugao do teste. Atraves das Figs. 16 e 17 identificam-se as mesmas quatro janelas fenomenologicas mendonadas na Secao 3.1.2 (Figs. 8 e 9) para o teste em questao, podendo-se concluir que os principals fenomenos ocorridos durante o teste tambem foram reproduzidos, qualitativamente, pelos calculos com o codigo Relap5/Mod3.2. As Figs. 18 a 25 mostram a comparagao entre o perfil temporal calculado e experimental para varios parametros relevantes.

A Fig. 18 mostra as tendendas das pressoes dos lados primario e secundario, podendo-se observar uma concord^nda muito boa com os resultados medidos em todas as fases do transiente. Verifica-se na Tab. 5 que a pressao calculada do primario atinge a do secundario num instante de tempo anterior aquele do teste. Esta diferenga esta reladonada ao fato da pressao do lado primario ter sido levemente subestimada em relagao a pressao medida, estando tal situagao associada a descarga na ruptura em condicoes de saturacao, como mostrado na Fig. 19 (primeiros dois parametros no eixo da esquerda). Entretanto, esta diferenga pode ser considerada dentro das inevitaveis incertezas que afetam o respectivo calculo de sistema. A massa integrada perdida pela ruptura e similar aquela experimental (ultimos dois parametros no eixo da direita).

A Fig. 20 mostra, respectivamente, o inventario de massa do sistema primario (primeiros dois parametros no eixo da esquerda) e o nivel de liquido no vaso de pressao do reator (ultimos dois parametros no eixo da direita). O maior inventario de massa calculado para o primario deve-se ao fato da reduzida massa integrada perdida pela ruptura. As discrepancias na prediglio do nivel de liquido no vaso de pressao do reator sao decorrentes de erros na predigao das distribuigoes de pressao e vazoes dentro do vaso do reator e da transferencia de calor dentro do nucleo. Incertezas experimentais existentes que caracterizam as medidas de queda de pressao (portanto, medidas de nivel) sao tambem contribuigoes para explicar as discrepandas detectadas.

45

16 p- -4—j i i i | i i i | i i I~J i i i | i i i | i i i | i i i | i i i | i i i | i i r

— A — D430010000

12

CO Q.

^ o 8 10 ifi

4 -

B-G-

- B — p820010000

httemp999100115

600

500

400

O

2

s Q. E

300

0 i ' ' i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i I i i i I i i i I 200 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

tempo (x100 s)

Fig. 16 - Tendencias calculadas da pressao do primaYio (p 43001), pressao do

secundario (p82001) e temperatura da superficie da barra (httemp999100115)

(teste Lobi A1 -93)

500

400

o> CO w w CO

300

E 200

100

I I I I I I I I I I | I I I I I I ! I I I I I I I I H I I I I I I I I I I ! I I "I"

A^— cntrivar77

6^— cntrlvar161

0 i i r 3 | | | | r j | | | | | f j | | | | | { 3 | | | | | | | r 3 1 1 1 1 ^> ' i i i i i i i i i -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

tempo (x100 s)

Fig. 17 - Tendencias calculadas da massa do primario (cntrivar77) e da massa

total injetada pelos acumuladores (cntrlvarlSI) (teste Lobi A1-93)

46

1 6 1=FA^

12

CO 0.

s 8 iCO w (/) CD

I I I T ~ r i ~ T I I I I I I I I I I I I I

:>-B-

p430010000

4 PA38

B — P820010000

2— PA97S

0 i i i i i i i i i i ' ' i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i

-2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 tempo (x100 s)

Fig. 18 - Perfil temporal da pressao do primario e secundario (teste Lobi A1-93)

400

300

I 200™

v> CO

E

100

0 6 8 10 12 14 16 18 20

tempo (xlOOs) Fig. 19 - Perfil temporal da vazao massica na ruptura e da massa integrada

perdida na mesma (teste Lobi A1-93)

47

500 p i i I i i I I i i i r i M I T i i I i

CD

Q I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I Q

-2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 tempo (xlOOs)

Fig. 20 - Perfil temporal da massa total do primario e do nivel de liquido no vaso de pressao do reator (teste Lobi A1-93)

As tendencias das temperaturas do fluido na entrada e saida do nucleo sao mostradas na Fig. 21. A diferenca observada na temperatura de saida do nucleo esta reladonada com o instante de tempo do inicio do "dryouf no nucleo (1000 s, medido no teste, e 1200 s, calculado pelo codigo, como listado na Tab. 5). Apos a injegao do acumulador (Fig. 22) a ebuligao e reduzida e assim, a temperatura do fluido continua a diminuir. O acumulador mostra-se mais eficiente no caso calculado.

Apos a atuagao dos acumuladores, veja Fig. 22, a massa integrada injetada no

sistema primario e um pouco superior ao valor medido. Como consequencia, o nivel

de liquido no vaso de pressao do reator e o inventario de massa no lado primario (Fig.

20) iniciam, antecipadamente, o recobrimento do nucleo. A atuagao dos

acumuladores elimina o "dryouf gerando assim, a diminuigao das temperaturas das

barras aquecedoras, como mostrado nas Figs. 23, 24 e 25, respedivamente para os

niveis axiais inferior, intermediario e superior.

48

400

p CO

3 CO CD

a E <x> ~ 200

i i i i r i I i i i I i T 1 I I i I i i TT~n~\ [ I T

- tempfl 06010000

-1 TF35V165

-B— tempg410010000

- 2 — TF37V165

100 I ' i i 1 M i h M I 1 I i 1 I I i I I I i I I I I I I I i I I i i I I I i I I I I

-2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 tempo (x100 s)

Fig. 21 - Perfil temporal das temperaturas do fluido na entrada e saida do nucleo (teste Lobi A1-93)

80

60

CD

8M0 to CO

E

20

i i i I i i i i i

-A

T T T T T I I I I I I I I I I I I I I I I I I

cntrlvarl 58

A QL51EWT-C

B — cntrlvarl 59

2 — QL52EWT-C

0 21ft1 ] l ' AD 2' ' ' A'D ' 'T2A1 'D' ' l ' 1 AJ -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

tempo (x100 s)

Fig. 22 - Perfil temporal da massa integrada injetada pelo acumulador conectado

a perna quente dos circuitos intacto e rompido (teste Lobi A1-93)

49

400

1 5 0 i ' ' ' i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

tempo (x100 s)

Fig. 23 - Perfil temporal da temperatura na superficie do revestimento da barra

aquecida - posigao axial inferior (teste Lobi A1-93)

700

600

O

fa

500

■i 400

i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i

200 -

-fk— httemp997000115

-1 TH35F106

- 2 — TH36D407

- 3 — TH34D106

100 ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

tempo (x100 s)

Fig. 24 - Perfil temporal da temperatura na superficie do revestimento da barra

aquecida - posigao axial intsrmediaria (teste Lobi A1-93)

50

700 r i | I I i i I | I i i I I I I I I I I I I l

600

I i i i ' i i i i i i i I' i

-A— httemp999100115

H TH32A312

-2— TH37E311

1 0 0 I ' ' ' I " ' I ' ' i I i i i I i i i I i i i I i i i I i i i I i i i 1 i i i 1 i i i

-2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 tempo (x100 s)

Fig. 25 - Perfil temporal da temperatura na superficie do revestimento da barra aquecida - posigao axial superior (teste Lobi A1-93)

Os seguintes comentarios podem ser elaborados a partir desses resultados:

• a nodalizagao qualificada para a instalacao Lobi/Mod2 com o codigo

Relap5/Mod3.2 permitiu obter boa concordancia entre os resultados preditos pelo

codigo e aqueles medidos experimentalmente,

• os fenomenos ocomdos em todas as janelas fenomenologicas foram tambem

identificados nos resultados do codigo, permitindo inferir que o codigo e capaz de

predizer satisfatonamente todos os aspectos termo-hidraulicos relevantes do

transiente,

• da mesma forma que no teste, apenas uma situagao de "dryouf foi observada,

sendo remolhado e eliminado ("quenched") pela intervengao dos acumuladores

conectados as pernas quentes dos circuitos intacto e rompido,

• as pequenas discrepancias observadas entre tendencias calculadas e medidas

foram julgadas razoaveis e aceitaveis, visto que as mesmas podem ser

consideradas dentro das faixas de incerteza.

51

3.1.5 Avaliacao Qualitativa e Quantitativa da Precisao do Codigo no Teste Lobi A1-93

A avaliagao qualitativa da precisao dos resultados do codigo, apresentada nas

Tabs. 6 e 7, esta baseada em um procedimento sistematico [71] consistindo na

jdentificagao de fenomenos (lista CSNl) e de RTA's. Em ambos os casos, sao

adotados dnco niveis de julgamento de engenharia (E = excelente, R= razoavel, M =

minimo, U = inadequado e"—" = nao aplicavel) [23], assim caracterizados:

• Excelente - os resultados do codigo predizem qualitativa e quantitativamente bem

o parametro medido (o calculo encontra-se dentro da faixa de incerteza

experimental),

• Razoavel - os resultados do codigo predizem qualitativamente bem, mas nao

quantitativamente, o parametro medido (o calculo apresenta somente

comportamento e tendendas corretas),

• Minimo - os resultados do codigo nao predizem adequadamente o parametro, mas

a razao e compreendida e/ou prevista (o calculo nao encontra-se dentro da faixa

de incerteza experimental, podendo ate nao ter tendencias corretas), e

• Inadequado - os resultados do codigo nao predizem adequadamente o parametro

e a razao nao e compreendida (o calculo nao mostra tendencia e comportamento

corretos, as razoes sao desconhecidas e nao previstas).

Um julgamento qualitative global positivo e obtido se nao existe um fenomeno ou RTA qualificado como "U = inadequado". Pode-se tambem ter uma ideia da extensao da discrepancia atraves dos parametros que caracterizam os RTAs (i.e. SVPs, TSEs, IPAs e NDPs, todos anteriormente definidos).

A partir dos resultados apresentados nas Tabs. 6 e 7 para o presente caso,

pode-se concluir que:

• nao houve a ocorrencia de nenhum resultado qualificado como inadequado,

• alguns RTAs n§o foram contemplados em virtude dos mesmos n§o terem feito

parte do objetivo do teste experimental, como o caso da injecao pelo sistema de

baixa pressao para remocao de calor residual,

• a avaliagao da precisao, adotando-se RTAs e KPh, permite caracterizar que a

avaliacao mostrou-se qualitativamente adequada e satisfatoria.

O ponto de vista positivo do julgamento qualitativo da avaliacao da precisao perrnite proceder a avaliacao quantitativa. Neste contexto, utiliza-se uma metodologia

52

especial (ferramenta computacional FFTBM), desenvolvida pelo DIMNP da

Universidade de Pisa, baseada no metodo "Fast Fourier Transform", ja mendonado

anteriormente na Segao 2.3 e sucintamente descrito no Apendice B. A Tab. 8

apresenta os resultados obtidos a partir da aplicagao FFTBM acima dtada estando a

sua interpretagao apoiada na discussao apresentada a seguir.

Tab. 6 - Julgamento do desempenho do caJculo do c6digo com base nos

fendmenos incluidos na matriz definida pela CSNl [71] - teste Lobi A1-93

Fendmeno

Circulacao natural em escoamento monofasico Circulacao natural em escoamento bifasico Modo de condensagao de refluxo e CCFL Comportamento de circuito assimetrico Vazao atraves da ruptura Separagao de fase sem formacao de nivel de mistura Nivel de mistura e "entrainment" no lado secundario do gerador de vapor Nivel de mistura e "entrainmenf no nucleo Estratificacao em tubulacoes horizontals Condensagao e mistura em resfriamento de emergencia do nucleo Desobstrucao de "loop seal" Formacao de piscina no pleno superior - CCFL Distribuicl»o de vazao e de vazios em nudeo grande Transferencia de calor em nucleo coberto Transferencia de calor em nucleo parcialmente descoberto Transferencia de calor no lado primario do gerador de vapor Transferencia de calor no lado secundario do gerador de vapor Termo-hidraulica do pressurizador Hidraulica da linha de surto (CCFL, chocking) Comportamento monofasico e bifasico de bomba Calor estrutural e perdas de calor Efeito de gas nao-condensavel sobre a vazao atraves da ruptura Separacao de fase em juncoes tipo T Comportamento de separador Realimentagao nuclear devido a termo-hidraulica

Instalacao

LOBI/Mod2 0 0 + + 0 0 +

+ + +

0 — — 0 +

0

0

+ + 0 + 0

+ — —

Mistura e transports de boro | —

Teste

A1-93 + +

— + 0

— —

+ + +

0 — — 0 0

0

+

+ — — +

—

+ — — —

Julgamento do Calculo

Relap5/Mod3.2 R R — M E

— —

R M R

E — — E R

R

R

E — — E

—

M — — —

Para a instalagao de teste versus fenomeno: o adequado para avaliacao de

codigo + adequabilidade limrtada

— inadequada

Para fenomeno versus teste

o bem definido experimentalmente

+ ocorrencia, porem nao bem caracterizado

— nao ocorrencia ou nao medido

Para fenomeno versus calculo E = excelente R = razoavel M = minimo U = nao-qualificado — = nao aplicavel

53

Tab. 7 - Julgamento do caJculo do codigo com base nos Aspectos Termo-

hidraulicos Relevantes - teste Lobi A1-93

Unidade Teste A1-93

Calculado Relap/Mod3.2

Julgamento

RTA: Esvaziamento do pressurizador TSE TSE

IPA

Instante do esvaziamento Instante do desligamento da potencia do nucleo Vazao massica integrada atraves da linha de vapor (de zero ate o esvaziamento)

s s

kg

RTA: Comportamento de (ado secund TSE

SVP

SVP

SVP

Fechamento da valvula da linha de vapor principal Diferenga entre as pressoes do primario e secundario em 100 s Nivel no gerador de vapor (IL&BL) • ao fim da despressurizagao

subresfriada • quando as pressoes do

primario e secundario se igualam

• quando inicia a injecao dos acumuladores

• quando inicia a injecao do sistema de remocao de calor residual

Pressao no gerador de vapor • ao fim da despressurizagao

subresfriada • quando as pressoes do

primario e secundario se igualam

• quando inicia a injecao dos acumuladores

• quando inicia a injecao do sistema de remogao de calor residual

s

MPa

m

MPa

26 13,5

~

30,5 13,1

E E

~

ano dos geradores de vapor 13

0,44

6,3 - 6,5

5,5-5,4

7,2-6,4

8,1

6,0

4,6

12,5

0,47

7,1-7,7

6,8-7,0

7,1-7,1

8,3

6,5

4,6

E

E

M

M

R

E

R

E

RTA: Despressurizagao subresfriada ("blowdown") TSE

TSE IPA

Condicoes de saturacao no pleno superior Escoamento bifasico na ruptura Massa integrada atraves da ruptura ate 30 s

s

s kg

34

140 34,2

39,7

198,0 32,6

R

R E

54

Tab. 7 - Julgamento do calculo do c6digo com base nos Aspectos Termo-hidrdulicos Relevantes - teste Lobi A1-93 (cont.)

Unidade Teste Calculado Relap/Mod3.2

Julgamento

RTA: Ocorrencia do primeiro "dryout" TSE TSE

SVP

SVP SVP

IPA

NDP

Instante do "dryout" Periodo de ocorrencia do "dryout" envolvendo os varios niveis no nudeo Pico de temperatura no revestimento ("peak cladding temperature - PCT) Potencia linear m^dia Potencia no nucleo / massa do primario Integral do "dryout" a 2/3 da altura ativa do nucleo Massa do primario / massa inicial

RTA: Remolhamento TSE

TSE

TSE

Instante de desobstrugao do "loop seal" Periodo de ocorrencia do remolhamento Instante em que o remolhamento e completado

s s

K

kW/m kWTkg

°Cs

%

1000 -850

625

0,505 1,01

268979

29,7

1260 -750

630,5

0,505 1,18

190642

25,3

R R

E

E R

R

E pela desobstrugao do "loop seal"

s

s

s

IL — BL 780

—

—

RTA: Despressurizagao saturac TSE

SVP

IPA

Instante em que as pressoes do primario e secundario se igualam Vazao massica na ruptura em 200 s Vazao massica na ruptura em 1000 s Massa integrada atraves da ruptura de 200 a 1000 s

s

kg/s

kg

800

0.36 0,12

172,5

IL 925 BL 784

—

—

E —

—

a 629

0,32 0,12

164,1

M

E E

R

RTA: Massa no sistema primario TSE

SVP SVP

SVP

Instante de ocorrencia do minimo inventario de massa Minimo inventario de massa Potencia linear media no instante de massa minima Massa minima / volume da ITF

s

kg kW/m

kg/mJ

1589

73 0,24

112,6

1390

94 0,16

144,9

R

R R

M

55

Tab. 7 - Julgamento do calculo do cddigo com base nos Aspectos Termo-

hidraulicos Relevantes - teste Lobi A1-93 (cont.) Unidade Teste Calculado

Reiap/Mod3.2 Julgamento

RTA: Ocorrencia do segundo "dryout" TSE TSE

SVP

SVP SVP

IPA

NDP

Instante do "dryout" Periodo de ocorrencia do "dryout" envolvendo os varios niveis no nucleo Pico de temperatura no revestimento ("peak cladding temperature - PCT) Potencia linear media Potencia no nudeo / massa do primSrio Integral do "dryout" a 2/3 da attura ativa do nudeo Massa do primario / massa inicial

s s

K

kW/m kW/kg

%

—

~

— —

—

—

—

— —

—

—

—

~

— —

—

— RTA: Comportamento dos acumuladores

TSE

TSE

IPA

NDP

Inicio da injecao dos acumuladores Final da injecao dos acumuladores Massa total injetada pelos acumuladores (ate 1970 s) Massa minima / massa inicial Massa do primario / massa inicial

RTA: Ocorrc TSE TSE

SVP

SVP SVP

SVP

IPA

NDP

Instante do "dryout" Periodo de ocorrencia do "dryout" envolvendo os varios niveis no nucleo Pico de temperatura no revestimento ("peak dadding temperature - PCT) Potencia linear media Taxa de aumento da temperatura da barra Potencia no nucleo / massa do primario Integral do "dryout" a 2/3 da altura ativa do nucleo Massa do primario / massa inicial

s

s

kg

% %

1393

—

87,2

— 19,1

1379

—

77,4

— 21,6

E

—

R

— E

mcia do ultimo "dryout" s s

K

kW/m K/s

kW/kg

°Cs

%

—

— —

—

—

—

—

— —

—

—

—

—

— —

—

—

— RTA: Intervengao do RHR ("LPIS intervention")

TSE

TSE

TSE IPA

NDP

Inicio da injecao de baixa pressao pelo RHR Periodo de ocorrencia do remolhamento Remolhamento final Vazao massica integrada do inicio ao fim do remolhamento Massa do primario / massa inicial

s

s

s kg

%

—

—

— —

—

—

—

— —

—

—

—

— —

—

56

Tab. 8 - Sumario dos resultados obtidos pela aplicagao do metodo FFT aos

parametros selecionados - teste Lobi A1-93 PARAMETRO (exp/calc)

1) Pressao no pleno superior 2) Pressao no secundario do gerador de vapor 3) Temperatura do fluido na entrada do nucleo 4) Temperatura do fluido na saida do nucleo 5) Temperatura do fluido na regiao do tampo do vaso ("upper head") 6) Integral da vazao massica atraves da ruptura 7) Vazao massica atraves da ruptura 8) Temperatura na superficie da barra - posigao axial inferior 9) Temperatura na superficie da barra - posigao axial intermediaria 10) Temperatura na superficie da barra - posigao axial superior 11) Inventario de massa do primario 12) Nivel de liquido no vaso do reator 13) Nivel de liquido no "downcomer" do gerador de vapor 14) Temperatura do fluido na parte inferior do "downcomer* do gerador de vapor 15) Integral da massa injetada pelo ACC na pema quente do IL 16) Integral da massa total injetada pelos ACCs 17) Potencia do nucleo 18) Perda de pressao entre a entrada e a saida do gerador de vapor (IL) 19) Perda de pressao no "loop seal" (lado ascendente, BL) 20) Perda de pressao no "loop seal" (lado descendente) 21) Perda de pressao entre o pleno de entrada e o topo dos tubos em U do gerador de vapor, IL 22) Perda de press§o atraves do desvio "downcomer- upper head" 23) Nivel de liquido do pressurizador

WF 0,07 0,08 0,04 0,06 0,06 0,04 0,17 0,05 0,02 0,06 0,05 0,03 0,04 0,08

0,04 0,04 0,12 0,08

0,04 0,04 0,07

0,05 0,05

WFtot 0,06

AA 0,06 0,10 0,05 0,53 0,47 0,03 0,62 0,11 0,30 0,63 0,23 0,23 0,34 0,05

0,13 0,13 0,13 0,72

0,51 0,35 0,46

0,17 0,22

AAtot 0,26

A quantidade mais adequada para avaliar este nivel quantitativo nesta metodologia e o fator de amplitude media ("Average Amplitude - AA"), que representa a grandeza relativa da discrepancia obtida pela comparacao entre as tendencias calculada e medida para um dado parametro, e pelo qual um criterio de aceitabilidade e definido (AA = 1 significa um calculo comprometido por um erro de 100%). Apos calcular a amplitude media para um conjunto com mais de vinte parametros selecionados e a amplitude media total (Total Average Amplitude - AAtot"), a precisao global do calculo do codigo pode ser caracterizada por meio do criterio AAtot < K, onde K representa um fator de aceitabilidade valido para todo o transiente. Quao mais babco for o valor de AAtot, tao melhor sera a precisao global do calculo do codigo (isto significa maior capacidade de predigao e aceitabilidade do codigo).

A partir da experiencia adquirida ern muitas aplicagoes do metodo FFT (mais de 200 calculos de codigo analisados para cerca de 10 experimentos), foi escolhido

57

um fator de aceitabilidade K = 0,4 (vide Apendice B) como um valor limiar de referenda, identificando boa precisao para um calculo do codigo.

O fator frequenda ponderada ("Weigthed Frequency - WF") caracteriza a especie do erro visto que seu valor enfatiza se o erro tem mais relevancia em baixa ou alta frequenda. Dependendo do transiente, erros de alta frequenda podem ser mais aceitaveis do que aqueles de baixa frequenda. Em outras palavras, melhor precisao e obtida por valores baixos de AA e altos de WF. A frequenda ponderada total esta assodada a um determinado grupo de parametros, combinados atraves de uma determinada sistematica.

Considerando tambem o objetivo de definir limites superiores para valores de AA relacionados aos parametros relevantes de seguranca (p. ex, temperatura do revestimento da barra, pressao do sistema primario, inventario de massa residual), um requisilo adicional a ser atendido relaciona-se a AA avaliada para a pressao do sistema primario. A precisao desse parametro termo-hidraulico, nas varias fases do transiente, deve satisfazer o criterio AAp, < 0,1 (vide Apendice B). Em outras palavras, um erro medio de 10% pode ser tolerado na predicao da pressao do sistema primario durante! o transiente. O principal objetivo da avaliacao quantitativa da precisao e atender ambos os criterios de aceitabilidade do metodo.

Nesta analise, considerando tendencias de 23 parametros calculados e medidos, obteve-se (ver Tab. 8) os valores de AAtot igual a 0,26 (bem abaixo do limite de aceitabilidade de 0,4) e de AApr igual a 0,06 (tambem inferior ao limite de 0,1). Isto caracteriza uma boa avaliagao quantitativa da precisao, mostrando assim que o codigo esta positivamente avaliado em relagao as suas capacidades para predizer este tipo de transiente.

3.1.6 Aplicacao do Codigo CIAU ao Teste Lobi A1-93

Esta aplicagao do CIAU tem o principal objetivo de realizar uma qualificacao independente deste codigo visto que o teste Lobi A1-93 nao e parte da base de dados das matrizes e vetores associados as precisoes e incertezas. Em outras palavras, este teste nao foi usado para preencher hipercubos com incertezas na matriz de incerteza na quantidade (QUM) e no vetor de incerteza no tempo (TUV), como ja explicado anteriormente.

58

As principal's consideragoes adotadas para esta aplicacao do codigo CIAU, como parte da qualificagao independente, sao:

• o processo de qualificacao da nodalizagao em nivel de estado estacionario e de transiente usando o codigo Relap5/Mod3.2 foi considerado adequado, como apresentado nas segoes precedentes e tambem na referenda [42],

• o processo de avaliagao qualitativa e quantitativa da precisao do codigo Relap5/Mod3.2 tambem foi satisfatoriamente completado, como mostrado na Segao 3.1.5 e documentado na referenda [42],

• a nodalizacao com o codigo Relap5/Mod3.2 aplicada para a analise do teste Lobi A1-93 pode ser considerada como um Modelo de Simulacao Analitico, ASM na nornenclatura da metodologia UMAE, para que os resultados possam ser usados pelo codigo CIAU.

0 processo considerado para obtencao das bandas de incerteza pelo codigo

CIAU pode ser resumido da seguinte forma:

• execugao de um calculo com um ASM,

• identificacao da sequenda de tempo dos hipercubos considerando as seis

variaveis da base de dados calculada,

• verificagao de que cada hipercubo do passo acima inclui valores de incerteza

representatives (incerteza para a pressao no pleno superior, o inventario de massa

do primario e a temperatura da superfide do revestimento da barra a 2/3 da altura

ativa, as tres variaveis selecionadas no bloco e do diagrama do codigo CIAU

apresentado na Fig. 3 da Segao 2.3). Este passo nao e necessario no contexto do

uso padrao do codigo CIAU; sendo necessario enquanto um numero reduzido de

experimentos que tenham sido usados para constituir a matriz QUM e o vetor TUV,

• obtengao de valores relevantes de incerteza a partir dos hipercubos e dos

intervalos de tempo,

• combinagao dos valores lidos no passo anterior para obtencao das bandas

continuas superior e inferior de incerteza.

Os resultados da aplicacao do codigo CIAU para o caso da simulagao do teste Lobi A1-93, adotando a matriz QUM e o vetor TUV de primeira especie [38], sao dados nas Figs. 26 a 28, mostrando, respedivamente, os valores calculado e medido no teste da pressao no pleno superior, do inventario de massa do primario e da temperatura da superficie do revestimento da barra aquecida a 2/3 da altura ativa, juntamente com as curvas continuas calculadas das bandas superior e inferior de

59

incerteza, tambem documentados na referenda [43] como parte deste trabalho. As tendencias medidas experimentalmente sao usadas para mostrar o sucesso da avaliagao de incerteza e, eventualmente, qualificar a metodologia de incerteza.

20

15

S. 10 o tco co CO

2 5 Q.

0

i r "i—i—r "i—i—r i—i—i—r "i i r ~ i r

A — p430010000

y — upper_p

t — lower_p

^ — PA38

_5 L_J I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I L

-5 0 5 10 15 20 25 tempo (x100 s)

Fig. 26 - Pressiio no pleno superior calculada, experimental e as bandas de

incerteza (teste Lobi A1 -93)

A partir desses resultados, pode-se inferir que:

as bandas de incerteza entre 37 e 431 s nao estavam completas visto que os

hipercubos caracterizando o status da planta nao continham valores ou esses

hipercubos ainda nao tinham sido preenchidos com dados de incerteza que

satisfizessem os requisitos estatisticos,

a queda do inventario de massa experimental (Figs. 20 e 27) durante a parte inicial

do transiente (poucos segundos apos o tempo zero) e relatado [68,69] pelos

experimentalistas como um resultado nao qualificado. Portanto, esta quantidade

nesta faixa do teste deve ser desconsiderada no presente contexto,

as bandas de incerteza apresentadas, impostas sobre a tendencia calculada,

envelopam os dados experimentais,

60

120

100

80 -

3 60 M CO

E 40

20

0

"i i—r

U— upper_M

h— lower_M

A— CIPRIM(%)

"i r

cntrlvar77(%)

i i i J I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I L

-5 0 5 10 15 20 25 tempo (x100 s)

Fig. 27 - Inventario de massa do sistema primario: calculado, experimental e as

bandas de incerteza (teste Lobi A1-93)

300 -5 5 10 15

tempo (x100 s) 20 25

Fig. 28 - Temperatura do revestimento da barra aquecida: calculada,

experimental e as bandas de incerteza (teste Lobi A1-93)

61

„ os recursos necessarios para aplicacoes do codigo CIAU sao basicamente aqueles

requeridos para executar o calculo do codigo de sistema,

„ as variagoes bruscas nas curvas representando os limites superior e inferior das

bandas de incerteza sao tipicas, originando-se de variagoes no status da planta, e

portanto dos hipercubos correspondentes, durante o transiente. Espera-se que

essas variagoes bruscas sejam bem mais suaves quando um numero razoavel de

testes estiver disponivel para gerar as incertezas para a matriz QUM e o vetor

TUV,

« o valor da incerteza da quantidade em um hipercubo, especialmente se a incerteza

no tempo e grande, pode sombrear ou mascarar valores pequenos relacionados

com os hipercubos vizinhos,

, «• o erro no tempo (TUV) para qualquer variavel e o mesmo ou aumenta durante o

| transiente. Isto nao e o caso para o erro assodado a quantidade (QUM), que pode

' diminuir no tempo durante o transiente. 0 significado fisico da compensagao de

erro foi explicada na referenda [23].

« o efeito-usuario considerado na metodologia de incerteza e evitado na aplicagSo

do codigo CIAU. Todos os julgamentos de engenharia, requerendo avaliagoes

subjetivas, estao embutidos no metodo e nao sao necessarios para a aplicagao

direta do metodo.

A restrigao descrita na primeira observagao nao esta reladonada aos

procedimentos do metodo, mas sim, com a necessidade de ampliagao da base de

dados de incertezas que compoem a matriz QUM e o vetor TUV, como ja mendonado.

Deve-se, entretanto, enfatizar que isto e um processo continuo para o CIAU.

Os resultados obtidos por esta aplicacao para a qualificagao independente do

codigo CIAU mostram que a ferramenta e adequada para uso, embora a necessidade

de ampliar a base de dados de incertezas seja evidente.

Diante dos resultados aqui apresentados para o teste Lobi A1-93 com o uso do

codigo de sistema Relap5/Mod3.2, tanto do ponto de vista qualitativo como

quantitative, os mesmos podem ser adotados para obter novos dados relacionados a

precisao (QAM e TAV) e extrapolados para incertezas (QUM e TUV) de modo a

ampliar a base de dados do CIAU.

As peculiaridades do procedimento CIAU e sua aplicabilidade foram

satisfatoriamente atingidas. Alem disso, foi possivel verificar a validade do conceito

62

usado para Avaliagao Interna de Incerteza ("Internal Assessment of Uncertainty -

IAU").

3.2 Simulagao do Teste LOBI BT-02

3.2.1 Descricao do Teste Lobi BT-02

Considerando a mesma instalacao Lobi/Mod2 apresentada na Segao 3.1.1, o

teste BT-02 [72,73] representa um transiente espedal de PWR originado por uma

perda completa de agua de alimentacao (principal e auxiliar) dos geradores de vapor

atraves do isolamento de todas as linhas de agua de alimentagao. Uma rapida perda

da ebulicao ocorre no secundario dos geradores de vapor. A pressao do primario e

controlada pela operagao do aquecedor e da valvula de alivio do pressurizador. Na

segunda fase do teste e executado um procedimento de recuperagao do resfriamento

da instalagao atraves do processo de alimentagao e extragao ("feed and bleed") pelo

sistema primario, usando a injegao do Sistema de Injegao de Seguranga de Alta

Pressao ("High Pressure Safety Injection System - HPIS") nas pernas frias dos

circuitos intado e rompido (IL & BL).

Os objetivos especificos do teste, iniciado com a instalagao operando em plena

potenda, sao:

• fomecer dados para a avaliagao de modelos de troca de calor nos geradores de

vapor durante a ocorrencia de "dryout" no lado secundario, e

• avaliar a eficiencia da tecnica de "feed and bleed" para recuperagao e resfriamento

das condigoes do sistema primario.

O cenario transiente do teste BT-02 pode ser visto nas Figs. 29 e 30, que foram

subdivididas em quatro janelas fenomenologicas, a saber

• PhW A: drculagao forgada, desligamento da potencia do nucleo (0-»580 s),

• PhWB: circulacao natural (580 -> 3000 s),

• PhW C: diminuigao do inventario de massa (3000 -> 4993 s), e

• PhW D: recuperagao (4993 -» 10000 s).

As condicoes iniciais especificadas e medidas para o teste estao listadas na

Tab. 9. Os pontos de atuagao de sistemas e valvulas impostos ao transiente e a

sequencia de eventos resultante sao apresentados na Tab. 10.

63

18

15

12

a. 2 , o 9

<c« W) c/> a>

-Ph.W. A .

i i i i I i i i i

PA38

PA87S

TH38F311

420

0 I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I i i i i I 240 - 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

tempo (xlOOOs)

Fig. 29 - Tendencias medidas da pressao do primario (PA38), pressao do

secundario (PA87S) e temperatura da superficie da barra (TH38F311) (teste Lobi

BT-02)

500 0.10

ig I i i i i i 21 ' ' ' ' ' ' 2 ' ' ' ' ' ' ' 2 | M

-1 3 4 5 6 tempo (x1000s)

10

Fig. 30 - Tendencias medidas da massa do sistema primario (CIPRIM) e da vazao

massica total injetada pelo HPIS (QM50HPI) (teste Lobi BT-02)

64

Tab. 9 - Condigoes iniciais para o teste Lobi BT-02 ParSmetro Unidade Especificado Medido R5M3.23

Sistema Primario F'ressao no pleno superior Inventario de massa do primario

Vaso de pressao do reator F'otSncia do nucleo Vazao massica no nudeo Vazio massica de desvio no nudeo Temperatura no pleno superior Circuito intacto(lL) / rompido(BL)

Vazao massica Temperatura na entrada do vaso Temperatura na saida do vaso Velocidade da bomba

Pressurizador Nivel de agua Temperatura

Sistema de injegao de alta pressao (HPIS):

Temperatura do liquido Agua de selagem da bomba de

refrigeragao Vazao massica (IL & BL) Temperatura

MPa Kg

MW Kg/s(%) Kg/s(%)

°C

kg/s °c °C

rad/s

m °C

°c

kg/s °C

15,8

5,28 26,684 (95,3)

1,316(4,7) 300,82

21,0/7,0 294,0/294.0 326,0/326,0

4,8 346,0

30,0

--

16,0 434,18

5,22

20,5/7,2 292,0/294,0 324,0/326,0 512,4/413,6

4,9 347,0

30,0D

0,0111/0,0126° 30,0°

16,00 437,41

5,22 26,06 (94,35)

1,56(5,65) 299,59

20,44/7,174 292,4/292,3 325,1/325,0 489,6/404,7

5,01 347,06

30,0

0,0111/0,0126 30,0

Sistema Secundario Gerador de vapor (IL)

Pressao no domo de vapor Vazao massica Temperatura de entrada / saida Nivel de liquido no "downcomer" Inventario de massa Razao de recirculacao

Gerador de vapor (BL) Pressao no domo de vapor Vazao massica Temperatura de entrada / saida Nivel de liquido no "downcomer" Inventario de massa Razao de recirculacao

MPa kg/s °c m kg

MPa kg/s °C m kg

Perdas d Vaso de pressao do reator Pressurizador Circuito intacto / rompido Lado secundario do gerador de vapor (IL/BL)

kW kW kW kW

6,45 2,0

210,0/280,0 8,0

5,6

6,45 0,67

210,0/280,0 8,4

4,1

6,4 2,02

215,0/280,0 8,1

253,908 6,4b

6,4 0,72

215,0/280,0 8,5

87,123 4.3°

6,40 2,02

215,0/279,80 7.21

252,766 5,29

6,40 0,72

215,0/279,80 8,05

88,28 4,10

e Calor 19,4 6,6

42,0/30,0 24,0/18,0

18,73 6,60

41,75/29,67 5,01/6,67

(aj R5M3 2 = Relap5/Mod3.2 (b) aproximado"

65

Tab. 10 - Sequencia de eventos para o teste Lobi BT-02 EVENTOS

- Inicio do estado estacionario - Termino do estado estacionario3

- Inicio da fase 1 (perda da agua de alimentagao)3

- Isolamento das linhas de agua de alimentacao e de vapor dos geradores de vapor. Tempo de fechamento ~ 1 s8

- Habflitagao das valvulas de alivio do secundario dos geradores de vapor em 6,45 MPa (nominal)3

- Manutengio da regulagem nominal do aquecedor do pressurizador* - Habilitagao da valvula de controle e da PORV na pressio da valvula de controle de 16,2 MPaa

- Habilitado o controle normal do aquecedor do pressurizador para manter a pressio do primario acima de 15,4 MPa mais a compensagio das perdas de calor do pressurizador3

- Alteracao do ponto de atuagao da valvula de alivio do secundario para 7,93 MPaa

- Inicio do desligamento da potencia do nudeo3

- Fim do transiente inicial - Inicio da diminuigao da velockJade das bombas3

- Parada de ambas as bombas3

- Simulador de resistencia de rotor travado na bomba do BL posicionado no modo "resistencia*3

- Inicio da degradacao da taxa de remogio de calor do lado secundario - Redugio do escoamento no tubo em U instrumentado do gerador de vapor do BL - "Dryout" do lado secundario do gerador de vapor do IL - "Dryout" do lado secundario do gerador de vapor do BL - Condicao de pressao do sistema em 16,2 MPa e subresfriamento de 1,4 K° - Termino da fase 1 - Inicio da Fase 2 ("feed and bleed" no sistema primario) - Abertura da PORV3

- Inicio da injecao do HPIS na pema fria do IL & BLa

- Alterado o ponto de atuagao da valvula de alivio do secundario para 8,1 MPaa

- Potencia do aquecedor do pressurizador em 6,6 kW3

- Formacio de vazio na pema quente do BL - Descarga de vazao bifastca atraves da PORV - Formacao de vazio na pema quente do IL - Descarga de vazio monofasica atraves da PORV - Vazio do HPIS superior a vazio atraves da PORV - Descarga de vazao bifasica atraves da PORV - Termino do teste - Eventos adicionais calculados - Nivel minimo no pressurizador (valor, m) - Maxima temperatura na superficie da barra no nivel 8 (valor, °C) - Minimo inventario de massa do primario (valor, kg)

TEMPO (s) Teste -291,0

0,0 0,0 0,0

0,0

0,0

0,0

22,0

37,0

41,2 288,0 580,0 779,0 782,0

1100,0

1400,0

2700,0 3700,0 4993,0

4993,0 4993,0

4993,0 4993,0 4993,0

4993,0 j 5000,0 5100,0 6100,0 6600,0 7200,0 8000,0 10016,0

586,2 (3,43) 4980,0 (349,0)

7014,0(201,0)

R5M32 -100,0

0,0 0,0 0,0

0.0

0.0

0,0

22,0

37,0

41,2 300,0 580,0

792,5/782,5 782,0

1265,6

na

2394,0 3065,0 4993,0

4993,0 4993,0

4993,0 4993,0 4993,0

4993,0 -5034,0 5070,0

-5034,0 5840,0 7330,0 7410,0 10000,0

605,0 (3,37) 4993,0(343,6)

7399,7(191,58) (a) condicSo do teste (b) na - n5o aplicavel (c) aproximado

66

3.2.2 Descricao da Nodalizagao Lobi/Mod2 para o Teste Lobi BT-02

A descricao e o esquema da nodalizagao Lobi/Mod2, mostrado na Fig. 10, SegSo 3.1.3 para o teste A1-93, tambem e utilizada aqui, obviamente efetuando pequenas alteragSes e adaptagoes pertinentes ao presente caso, que inclui as condicoes iniciais e de contomo deste teste.

3.2.3 Analise dos Resultados da Simulacao do Teste Lobi BT-02 com o C6digo ReIap5/Mod3.2

Como no caso anterior, esta analise consta de duas partes. A primeira consiste na simulacao de 100 s de um transiente nulo para verificar a adequagao e reprodutibilidade das condicoes inidais. Na segunda parte, os resultados dependentes do tempo, obtidos com o codigo, sao comparados com as tendencias temporais experimentais medidas durante a realizagao do teste. Se necessario, podem ser feitas analises de sensibilidade apropriadas variando-se as condigoes inidais e de contomo e/ou dados de parametros especificos dentro de suas proprias faixas de incertezas, devendo-se repetir o processo de qualificacao para cada caso da analise de sensibilidade. Estes casos sao uteis para demonstrar a robusteza do calculo, para caraderizar as razoes de possiveis discrepancias entre tendencias medidas e calculadas, para otimizar os resultados do codigo e as opgoes escolhidas pelo usuario, e para melhorar o conhecimento do codigo pelo usuario.

Isto foi exatamente a situagao ocorrida na simulacao do teste Lobi BT-02 com o codigo Relap5/Mod3.2, tambem documentada na referenda [74] como parte deste trabalho. Quando a simulagao foi realizada com os dados de entrada para o caso referenda, os resultados do codigo apresentaram algumas discrepancias observadas na comparacao com os resultados experimentais. As prindpais razoes identificadas para esta situagao foram associadas a taxa de escoamento muito baixa no periodo de drculagao natural e a elevada perda de calor para o ambiente no lado secundario dos geradores de vapor. A referenda [75] apresenta um estudo detalhado sobre esses fenomenos e tambem sobre as instabilidades ocorridas no interior dos tubos em U dos geradores de vapor (alguns deles podem nao apresentar escoamento do fluido durante o transiente afetando, portanto, a transferencia de calor).

67

Dessa forma, no contexto desta tese, a analise aqui apresentada esta associada aos resultados obtidos para um caso de sensibilidade, onde somente a perda de calor para o ambiente no lado secundario dos geradores de vapor (IL & BL) foi reduzida (5 & 7 kW) em relagao ao caso referenda (18 & 24 kW). Na realidade, devido ao detalhamento considerado para a nodalizacao dos tubos em U dos geradores de vapor nao ter sido adequado para representar a transferencia de calor degradada (provocada pela baixa taxa de escoamento em circulacao natural, indusive nao ocorrendo, no teste, escoamento de fluido em alguns dos tubos em U) a redugao da perda de calor para o ambiente indiretamente compensa este efeito, uma vez que mais calor e retido nos geradores de vapor.

Relativamente ao calculo do estado estacionario, a ultima coluna da Tab. 9 mostra os resultados obtidos pelo cddigo Relap5/Mod3.2, para o teste Lobi BT-02, ao final do transiente nulo (-100 -» 0 s). Estes valores podem ser comparados com os dados reais do teste na mesma tabela. Para ilustrar a reprodutibilidade dos dados, as Figs. 31 a 36 mostram parametros relevantes calculados para o teste em questSo e os correspondentes valores medidos experimentalmente (obs.: os parametros nos graficos aparecem aos pares, i.e. calculado e experimental).

A Fig. 31 mostra a evolugao temporal da pressao do sistema primario e do secundario comparada com os respectivos resultados experimentais. O comportamento calculado e experimental, no estado estacionario, para a potencia no nucleo pode ser vista na Fig. 32. A comparagao entre os valores calculado e experimental do inventario de massa do sistema primario e do secundario dos geradores de vapor dos drcuitos intado (IL) e rompido (BL) esta mostrada na Fig. 33. A Fig. 34 mostra boa reprodutibilidade e adequagao aos valores nominais para a vazao massica no drcuito intacto e rompido durante o transiente nulo do estado estadon£rio. O valor do estado estacionario do nivel de liquido no pressurizador pode ser visto na Fig. 35. A tendencia no tempo para a temperatura da superficie do revestimento na posigao axial intermediaria esta mostrada na Fig. 36, tambem associada ao periodo de estado estacionario.

68

18

>tf-

13 CO

0-

o «o w w 0) cL

" i — i — r

( 3 -

i—i—I i i i I—i r

-A-+

~i i r i r

33 C 2

3 I i i i I i i i I i i i l i i

-A-+

-A-

^ ~

-Af—-A- ^

p430010000

PA38

p820010000

PA87S

p920010000

PA97S

-a—-QB— 0C

J L J L

■100 -80 -60 -40 -20 0 tempo (s)

Fig. 31 - Pressao do sistema primario e do secundar io (teste Lobi BT-02)

20

6.0 i i r—i i r

5.5

At—

■§ 5.0 h c & o a.

4.5 -

4.0

~ i — i — i i i r

^H=

i i i i i i i

i r

- A — cntrlvar36

H WH-POWER

^A-4- ^ A 1 — A — ^

J L J L

-100 -80 -60 -40 -20 0 tempo (s)

Fig. 32 - Potencia no nucleo (teste Lobi BT-02)

20

69

500

AT 400

CO CO CO CO

300

E 200

100

"i i i i — r

(3=

-B-

i i i

" i — i — i — i — i — i — i i i — r

=*T

-B-

I I I I L

A |

-A— cntrivar77

H — CIPRIM

- B — cntrlvar59 -a

- 2 — CISGIL

- 6 — cntrtvar57

- 3 — CISGBL

i 1 r

At A A

I I I I I I 1 I I .!.

-100 -80 -60 -20 -40 tempo (s)

Fig. 33 - Inventario de massa do sistema primario e do secundario dos

geradores de vapor (teste Lobi BT-02)

20

15

■S2

03 O CO CO

•03 E •03

U

-100

-A— mflowj'500020000

- 1 — CM12

- B — mflowj700020000

- 5 — CM22

-80 -60 -20 -40 tempo (s)

Fig. 34 - Vazao massica dos circuitos intacto e rompido (teste Lobi BT-02)

20

70

i i i—r

£ ^ 5 A * >

~i r " i — i — i — i r "i i r

=*=*=

-A— cntrlvarl

H CL4340

1 ~A~^ Al—A=^=4

J L I I I I I I I I I I I I I I I I 1 L

-100 -80 -60 -40 -20 0 tempo (s)

Fig. 35 - Nivel de liquido no pressurizador (teste Lobi BT-02)

20

400

380

O ^ 3 6 0 E

E

E340

320

n i—I—i—i—r 'i i— i—i—i—i—i—i i i i i r

-A— httemp997000115

-1 TH35F106

- A — A — i <

300 i—'—'— L i i I i i i l i i i l i i i J L -100 -80 -60 -40 -20 0

tempo (s)

Fig. 36 - Temperatura na superficie da barra aquecedora - posigao axial

intermediaria (teste Lobi BT-02)

20

71

As mesmas conclusoes obtidas para o comportamento global da instalagao no estado estadonario para o teste Lobi A1-93, apresentadas na Segao 3.1.4, tambem sao verificadas neste teste Lobi BT-02, a saber • o processo de qualificacao da nodalizagao em nivel de estado estadonario foi

seguido e os criterios de aceitabilidade [23] foram verificados, • os valores calculados sao estaveis e adequados, e • pequenas discrepancias nas temperaturas da superficie do revestimento das barras

aqueddas podem ser explicadas considerando a localizagao dos termopares de medida (a temperatura calculada refere-se a superficie externa do revestimento ao passo que o valor experimental e medido em uma posigao proxima a superfide).

Relativamente a analise transiente, os resultados obtidos para a seqiienda de eventos estao apresentados na Tab. 10 em conjunto com os valores medidos durante a realizagao do teste.

As quatro janelas fenomenologicas para o teste Lobi BT-02, descritas na Segao 3.2.1 (Figs. 29 e 30), foram tambem identificadas nesta simulacao (Figs. 37 e 38). Qualitativamente, pode-se afirmar que os prindpais fenomenos fisicos ocorridos no teste tambem foram reproduzidos neste calculo de sensibilidade com o codigo Relap5/Mod3.2.

As Figs. 39 a 46 mostram a comparacao entre as tendencias no tempo calculada e experimental para varios parametros relevantes do teste (na legenda das figuras, os parametros sao mostrados aos pares: calculado e experimental).

A Fig. 39 apresenta a evolugao temporal das pressoes do primario e do lado secundario do gerador de vapor do circuito rompido (BL), podendo-se observar uma boa concordanda da pressao do primario calculada e medida em todas nas duas fases do transiente envolvendo as quatro janelas fenomenologicas. Entretanto, para a pressao do lado secundario do gerador de vapor, a concordanda foi satisfatoria ate cerca de 3000 s do transiente. Apos este tempo, os resultados calculados nao acompanharam as medidas experimentais, cujas razoes estao relacionadas a: • taxa de escoamento muito baixa, Fig. 40, associada a instabilidades durante o

periodo de circulacao natural bifasica,

72

T 18

15 t v^ 12

co

o 9 ICO to CO

i i i I i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i I I t i i i i i M i i i i M i n i i i A— p430010000

B— p820010000

6— rrttemp999100115

420

390

360 _ O

3301 CL.

E 300 ~

270

Q i i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l 2 4 0 - 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 0

tempo (x1000 s)

Fig. 37 - Tendencias calculadas da pressao do primario (p43001), pressao do

secundario (p92001) e temperatura da superficie da barra aquecida (httemp

999100115) (teste Lobi BT-02)

500

400

I I I l I f I l l I I I I I I I I I I I II I II i I ' M I I T

2 300 co to w co E 200

100 -

A-A-A A-

I I I | I I I I | II I T J —A— cntrlvar77

- cntrlvarl 88

i n i 0.10

0.08

to O)

0.06=^ co o "to CO

•CO

E 0.04o

•CO N co >

0.02

0 I I I I f j l Ql l 'fjj I I I I I I l_l I |g I I I . I IQ I I I I I I I I I I I l I l I I I I I I I I I I I QQQ - 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

tempo (x1000s)

Fig. 38 - Tend§ncias calculadas da massa do sistema primario (cntrivar77) e da

vazao massica total injetada pelo HPIS (cntrlvarl 88) (teste Lobi BT-02)

73

20

15

03 0-

2 10 103 CO to

T I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I | I | | | | I | | |

jdesligamento do reator atuagao ^do hpis

TT~I i i r r r i i i i i i T T

— A — p430010000

1 PA38

■—B— p920010000

PA97S

m -B—B-2- ~ f c

0 i ' i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i - 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

tempo (x1000 s)

Fig. 39 - Perfil temporal da pressio do primirio e secundario (teste Lobi BT-02)

30

20 - tA^A-i to

03 O

"8 10 •03 E o

>03 N 03 >

-10

I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I i I I I I I I I I I I "

— A — mflowj500020000

parada das bombas — t — CM12

J — B — mflowj'700020000

— 2 — CM22

^m=B\

1 a l A 1 fa&*±~4fr 2D 1 ■ A - f l - i

1*

I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I L

- 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 tempo (x1000 s)

Fig. 40 - Perfil temporal da vazio massica de fluido na perna quente do circuito intacto e rompido (teste Lobi BT-02)

74

• transferencia de calor degradada como consequencia do inventario de massa

muito babco no secundario do gerador de vapor, Fig. 41,

• modelagem dos tubos em U do gerador de vapor (com um unico tubo equivalente

para representar o conjunto de tubos) que nao se mostrou capaz de predizer o

comportamento observado para o escoamento de fluido nos mesmos, onde alguns

tubos em U nao tiveram escoamento nesta fase do experimento.

Apesar desses fatos, todos os eventos e os outros parametros mostraram boa

concordanda com o comportamento medido experimentalmente, como pode ser visto

nos proximos gra.ficos e tambem na sequencia de eventos (Tab. 10).

A Fig. 40 mostra os valores calculado e experimental da vazao massica na

pema quente do drcuito intado (IL) e rompido (BL), podendo-se observar patamares

bem reduzidos no regime de circulacao natural (aproximadamente 0,9 e 0,3 kg/s para

os circuitos intado e rompido, respedivamente). Os niveis de liquido colapsado no

pressurizador e no secundario dos geradores de vapor (IL & BL) estao mostrados na

Fig. 41 comparativamente com os respectivos valores medidos.

I I I I I I I I I I I I I I I I I ! I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I l I I I

Q) 3

0

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— c n t r l v a r l

— C L 4 3 4 0

-B c n t r l v a r 2

- 2 C L 9 3 B T

O c n t r l v a r 3

-3 C L 8 3 B T

3 B3HBG B 2rG 3D 2 — - S ~

|-» "feed and bleed"

_3 I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I . I I I I M I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I

- 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 tempo (x1000 s)

Fig. 41 - Perfil temporal do nivel de liquido no pressurizador e nos geradores de

vapor (IL & BL) (teste Lobi BT-02)

75

O sistema primario nao apresentou qualquer disturbio relevante ate o isolamento da turbina aos 37 s, que resultou num pequeno pico na pressao do primario devido ao consequente aumento da temperatura do fluido primario. Apos o desligamento da potenda do reator, em 41,2 s, a potenda e reduzida ao patamar de calor residual e o aumento da pressao do primario e interrompido. O desligamento da potenda tambem provoca um esfriamento e contragao do fluido primario. A pressao do primario diminui e se estabiliza em cerca de 15,4 MPa devido a potencia imposta aos aquecedores do pressurizador. Esses comportamentos podem ser observados, indiretamente, pela evolugao do nivel de liquido no pressurizador, Fig. 41.

Em 580 s as bombas de refrigeragao sao desligadas e assim, estabelece-se uma drculagao natural monofasica nos circuitos, Fig. 40. A degradacao da transferencia de calor do lado secundario do gerador de vapor (veja Tab. 10), causada pela redugao do inventario do secundario (Fig. 41), provoca um aumento da temperatura do fluido no lado primario. A pressao do primario, entao, atinge o ponto de atuagao da valvula de controle do pressurizador que se abre para manter a pressao do sistema inferior a 16,2 MPa, como estabelecido pelas condigoes impostas ao teste (veja Tab. 10).

Quando as condigoes termodinamicas no pleno superior do reator aproximavam-se das condigoes de saturacao (com baixo grau de subresfriamento), a valvula de alivio do pressurizador (PORV) foi aberta, em 4993 s, e mantida nessa condicao ate o fim do transiente. Este evento caraderizou o final da primeira fase do teste e o inicio da fase de "feed and bleed" para recuperagao das condigoes para resfriamento do sistema atraves da injegao de agua pelo HPIS e extragao de vapor ou liquido pela valvula PORV do pressurizador, Fig. 42. A pressao do primario se reduz a baixos valores, porem, permanecendo sempre acima da pressao do secundario. O nucleo nao foi descoberto.

Ate o final da primeira fase do transiente, o sistema primario perdia somente uma pequena quantidade de massa (atraves da valvula de controle do pressurizador a fim de manter a pressao inferior a 16,2 MPa) e assim, o inventario de massa do sistema primario praticamente nao se alterava. Quando a PORV foi mantida aberta na segunda fase (fase de "feed and bleed"), o inventario de massa do sistema primario comega a diminuir, devido a massa perdida atraves da PORV durante a despressurizagao do sistema no processo "bleed", como mostrado na Fig. 43.

76

0.4

0.3 -

CO

I CO

o U 0.2

mi E o

iCO

3 0.1

0.0

"i i i i | i i I I | i I I i | i i i i | i I I i | i I I i | i i i i | i i i i | I I i i [ i I I i | i I I

A mflowj543000000

MPORV

cntrlvarl 88

QM50HPI

' ' ' ffi'fl^Ai ■^^>^l1l2

lA^-''^--B1

i^^A^

/^BA-' ' ' ' ' i i ' ' '

1 1 1' '

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

2 3 4 5 6 7 8 9 10 tempo (x1000 s)

Fig. 42 - Perfil temporal da vazao missica atraves da PORV do pressurizador e

injetada pelo HPIS (teste Lobi BT-02)

500

400

S 300

CO to to 03 E 200

100

"I I I I I I I I l l I I I I I I l l I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I

I A F A - ^ A ^ A A cntrlvar77

A CIPRIM

0 I i i i i I i i i i I i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l i i i i l I I . i i - 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

tempo (x1000 s) Fig. 43 - Perfil temporal do inventario de massa do sistema primario (teste Lobi

BT-02)

77

Esta situagao e revertida quando a massa injetada pelo HPIS se toma supenor

a massa perdida atraves da PORV (vide Fig. 42) em cerca de 7400 s. A injecao pelo

HPIS tambem remolha e elimina ("quenched") o "dryouf que estava ocorrendo nas

barras aquecidas do nudeo (com potenda gerada equivalente ao calor de decaimento

do nudeo), como mostrado na Fig. 44 apresentando a temperatura da superficie do

revestimento da barra aquecida na posigao axial intermediaria.

360

^^ ( )

ro T3 en CD

F <o

340

320

300

'_

•H

A

280

i i I I i i i i i i i i I I i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i I I i

A — httemp997000115

A TH35F106

260 ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i - 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

tempo (x1000 s)

Fig. 44 - Perfil temporal da temperatura da superficie da barra aquecida -

posigio axial intermediaria (teste Lobi BT-02)

As Figs. 45 e 46 mostram a vazao massica total nas pernas frias injetada pelo

HPIS e a vazao massica perdida atraves da PORV do pressurizador como fungao da

pressao, respedivamente, para os resultados calculados e os valores experimentais.

Pode-se observar um processo estavel de "feed and bleed" no final do transiente onde

o sistema primario e reinundado e despressurizado.

78

0.4

0.3

0.2 w

s CO to

•CO

E .2 0-1 N co >

0.0

TTTTTT I I I | I I I I | I I I I j I I I I | I I I I | I I I I | I I I I | I M I | I I I I | I I r r evolugSo do transiente — A — mfiowj&430ooooo

massa de equilibrio (8,92 MPa, 7430 s)

_ Q # 1 I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I

5 7 9 11 13 15 17 pressio (MPa)

Fig. 45 - Vazdes massicas calculadas atraves da PORV e injetada pelo HPIS em

fungao da pressao do primario (teste Lobi BT-02)

0.5

0.4

0.3 to o>

8 IS 0.2

'CO E o

<03

ro 0.1 >

0.0

-0.1

i i i i i i i r i i i i i i i i i i i i i I I i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i i I I i i i i

evolugao do transiente

massa de equilibrio (8,71 MPa, 7135 s)

MPORV

QM50HPI

J I L J l_ J L J L I I I

11 13 pressao (MPa)

15 17

Fig. 46 - Vazoes massicas medidas atraves da PORV e injetada pelo HPIS em

fungao da pressao do primario (teste Lobi BT-02)

79

Diante dos resultados obtidos na analise deste calculo de sensibilidade, as seguintes conclusoes podem ser estabelecidas: • a nodalizagao qualificada para a instalagao Lobi com o codigo Relap5/Mod3.2

permitiu obter, numa visao global, uma concordanda satisfatoria entre os resultados preditos pelo codigo e aqueles medidos no teste em todas as fases do transiente, envolvendo as quatro janelas fenomenologicas. Ressalta-se, entretanto, como mendonado anteriormente, que a nodalizacao necessita ser aprimorada no tocante a modelagem para o conjunto de tubos em U dos geradores de vapor no sentido de permitir representar o fenomeno de nao ocorrencia de escoamento em alguns desses tubos, de modo a melhor integrar o caso referenda,

• os fenomenos experimentais ocorridos em todas as janelas fenomenologicas seledonadas foram tambem identificados nos resultados calculados,

• essas observagoes permitem dizer que o cddigo e capaz de predizer satisfatoriamente todos os aspedos significantes do transiente, e

• pequenas discrepandas observadas entre tendencias calculada e medida foram etvaliadas como razoaveis e aceitaveis, visto que as mesmas podem ser consideradas dentro das incertezas associadas.

Como esses resultados referem-se a simulagao de um caso de sensibilidade para o teste Lobi BT-02 usando o codigo Relap5/Mod3.2, e sugerido que um estudo de sen sibilidade mais detalhado seja feito a fim de aperfeigoar o caso referenda. Neste con :exto, e recomendado que seja adotada uma nova nodalizagao para o gerador de vapor considerando dois ou tres componentes do codigo para modelar grupos de tubos em U em paralelo. Isto visa representar melhor as instabilidades de escoamento durante as condigoes de circulacao natural bifasica. Outra tentativa e refinar os nodos infeiiores da modelagem do gerador de vapor no sentido de buscar uma transferencia de calor mais efetiva nesta regiao.

' Como os resultados obtidos com a simulacao deste caso de sensibilidade f apresentaram um comportamento fenomenologico global satisfatorio, entende-se t entao, que os mesmos podem ser utilizados no contexto da qualificagao independente ( para o codigo CIAU. I I I 3.2.4 Avaliacao Qualitativa e Quantitativa da Precisao do Codigo no Teste Lobi BT-02 I | A exemplo da discussao apresentada na Segao 3.1.5 para o caso do teste Lobi | A1-S3, a avaliacao qualitativa da precisao dos resultados do codigo para o teste Lobi

| 80

BT-02 esta apresentada nas Tabs. 11 e 12, seguindo os mesmos procedimentos

anteriormente descritos, podendo-se conduir que:

• nao houve a ocorrencia de nenhum resultado qualificado como inadequado,

• alguns RTAs nao foram contemplados em virtude dos mesmos nao terem feito

parte do objetivo do teste experimental, como o caso da injegao pelo sistema de

baixa pressao para remogao de calor residual,

• a avaliagao da precisao, adotando-se RTAs e KPh, permite caraderizar que a

avaliagao mostrou-se qualitativamente adequada e satisfatoria.

0 julgamento qualitativo da avaliagao da precisao sendo positivo, permite

realizar a avaliacao quantitativa da predsao do codigo atraves da ferramenta FFTBM.

A Tab. 13 apresenta os resultados obtidos com a aplicacao desta ferramenta.

Tab. 11 - Julgamento do desempenho do calculo do cddigo com base nos

fendmenos incluidos na matriz definida pela CSNl [71] - teste Lobi BT-02

Fendmeno

Circulacao natural em escoamento monofasico Circulacao natural em escoamento bifasico Termo-hidraulica do nucleo Terrno-hidraulica no lado primario do gerador de vapor Terrno-hidraulica no lado secundario do gerador de vapor Terrno-hidraulica do pressurizador Hidraulica da linha de surto (CCFL, chocking) Escoamento na valvula de ruptura Comportamento monofasico e bifasico da bomba Reaimentagio nudear devido a termo-hidraulica Calor estrutural e perdas de calor Mistura e transporte de boro Comportamento de separador

Instalagao

LOBl/Mod2 0 0 0 0

0

+ + + 0

— +

— —

Teste

BT-02 + + 0 0

0

0 0

— 0

— +

— —

Julgamento do Calculo

Relap5/Mod3.2 R R E M

M

E E

— E

— R

— —

Pare a instalagio de teste versjs fenomeno: o adequado para avaliacao de

codigo + adequabilidade iimitada

— inadequada

Para fenomeno versus teste

o bem definido experimentalmente

+ ocorrencia, porem nao bem caracterizado

Para fen6meno versus calculo E = excelente R = razoavel M = minimo U = nao-qualificado

—- nao ocorrencia ou nao medido — = nao aplicavel

81

fab. 12 - Julgamento do calculo do codigo com base nos Aspectos Termo-hidraulicos Relevantes - teste Lobi BT-02

Unidade Teste BT-02


Julgamento

RTA: Comportamento do primario no transiente inicial TSE

TSE

SVP

IPA

Instante em que a pressao do primario atinge 15,4 MPa Instante de termino do transiente inicial Nivel de liquido do pressurizador em 200 s Massa integrada do secundario dos geradores de vapor(IL&BL)

s

s

m

kg

56,2

288,0

3,76

120,4/39,5

48,5

300,0

3,55

132,9/47,2

R

R

E

M/M

RTA: Comportamento do pressurizador TSE

SVP TSE

SVP SVP

IPA SVP

Instante da ocorrencia do nivel de liquido minimo Nivel de liquido minimo Instante da ocorrencia do nivel de liquido maximo Nivel de liquido maximo Nivel de liquido no instante da abertura da PORV Integral do nivel de liquido Nivel de liquido em 7000 s

s

m s

m M

m.s m

586,2

3,43 3550,0

7,76 7,59

59458 5,43

605

3,37 4526,0

7,50 7,49

56131 5,32

R

E M

R E

E E

RTA: Comportamento do lado secundario dos geradores de vapor SVP

SVP

Nivel no gerador de vapor (IL&BL) ao final: • do transiente inicial • da PhW de circulacao

forgada • da PhW de circulacao

natural Pressio no gerador de vapor (IL&BL) ao final: • do transiente inicial • da PhW de circulacao

forgada • da PhW de circulacao

natural

M

MPa

2,77/2,88 2,03/2,27

0,03/0,23

7,91/7,85 7,91/7,85

7,89/7,82

3,26/3,67 2,65/2,92

0,035/0,157

7,89/7,93 7,89/7,91

7,88/7,88

M M

E/R

E/E E/E

E/E

RTA: Comportamento em regime de circulacio forgada do escoamento TSE

TSE SVP

SVP

SVP

IPA

NDP

Duragio do decaimento de vazio da bomba (IL & BL) Instante das bombas paradas Vazio massica de circulacio forgada em 550 s (IL & BL) Temperatura da barra aquecida no instante de desligamento das bombas Nivel de liquido no pressurizador no instante de desligamento das bombas Massa de liquido no secundario dos geradores de vapor no instante de desligamento das bombas (IL & BL) Massa do primario / massa inicial, em 550 s

s

s kg/s

°C

m

kg

%

34

140 34,2

298,8

3,43

91,3/32,0

99,79

39,7

198,0 32,6

297,7

3,38

105,6/37,9

99,89

R

R E

E

E

M/M

E

82

Tab. 12-Julgamento do calculo do c6digo com base nos Aspectos Termo-

hidraulicos Relevantes - teste Lobi BT-02 (cont.)

Unidade Teste BT-02


Julgamento

RTA: Circulagao natural do escoamento TSE:

TSE

SVP

SVF

SVP

NDP

IPA

IPA

TSE

TSE

SVP SVP

NDP

Inido da degradacao da taxa de remogio de calor do lado secundario Instante da redugao de vazio no tubo instrumentado do gerador de vapor do BL Vazio massica na pema quente em 1000 s (IL & BL) Massa do primano no inicio da circulacao natural Potencia no nudeo / massa do primario no inicio da circulacio natural Massa do primario / massa inicial em 1000 s Massa do secundario dos geradores de vapor em 1000 s (IL & BL) Massa do secundario dos geradores de vapor em 2000 s (IL & BL) Instante do "dryout" no lado secundario dos geradores de vapor (IL & BL) Instante da ocorrencia do nivel minimo no pressurizador Nivel minimo no pressurizador Massa do primario no instante da ocorrencia do nivel minimo no pressurizador Massa do primario / massa inicial no instante da ocorrencia do nivel minimo no pressurizador

s

s

kg/s

kg

kW/kg

%

kg

kg

s

s

m kg

%

RTA: Diminuigio do inventar" SVP SVP

SVP

SVP

NDP

Pressio no primario em 4000 s Pressio no lado secundario dos geradores de vapor em 4000 s (IL & BL) Maxima temperatura atingida pela barra aquecida na posigao axial superior em 4993 s Vazao massica em 4993 s (IL & BL) Massa do primario / massa inicial, em 4993 s

MPa MPa

°C

kg/s

%

1100,0

1400,0

0,99/0,36

405,9

0,61

98,07

71,4/28,2

40,5/18,2

2700/3700

586,2

3,43 368,8

85,25

1265,6

1,13/0,35

436,9

0,58

99,89

83,7/30,9

43,0/19,8

2394/3065

605

3,37 436,9

99,89

M

R/E

R

R

R

M/R

R/R

R/M

R

E M

M

o de massa no primario 16,4

7,8/7,3

349,0

0,84/0,32

90,24

16,2 7,9/7,9

344,5

0,96/0,30

94,59

E E/R

E

M/R

R

1 83

i

Tab. 12 — Julgamento do calculo do codigo com base nos Aspectos Termo-

hidriuiicos Relevantes - teste Lobi BT-02 (cont.)

Unidade Teste BT-02


Julgamento

RTA: Intervengio do HPIS (fase de "feed and bleed") TSE

TSE

TSE

TSIE

SVP

SVP

NDP

TSE

Instante de formagio de vazio na pema quente do BL Inicio de escoamento bifasico atraves da PORV Instante de formacao de vazio na pema quente do IL Instante do equilibrio entre a vazao massica injetada pelo HPIS e perdida atraves da PORV Pressao do primario no instante do equilibrio entre a vazao massica injetada pelo HPIS e perdida atraves da PORV Massa do primario no instante do equilibrio entre a vazao massica injetada pelo HPIS e perdida atraves da PORV Massa do primario / massa inicial no instante do equilibrio entre a vazao massica injetada pelo HPIS e perdida atraves da PORV Instante de ocorrencia de vazio monofasica pela PORV

s

s

s

s

MPa

kg

%

s

RTA: Massa no sisl TSE

SVP SVP

NDP

IPA

SVP

SVP

SVP

SVP

Instante da ocorrencia de massa minima no primario Massa minima no primario Pressio do primario no instante de ocorrencia de massa minima no primario Inventario de massa do primario / massa inicial no instante de ocorrencia de massa minima no primario Massa total perdida pela PORV e SRV no instante de ocorrenda de massa minima no primario Massa do secundario do gerador de vapor do IL no instante de ocorrencia de massa minima no primario Massa do secundario do gerador de vapor do BL no instante de ocorrencia de massa minima no primario Potencia linear media no instante de massa minima Massa minima / volume da ITF

s

kg MPa

%

kg

kg

kg

kW/m

kg/mJ

5000,0

5100,0

6100.0

7135,0

8,71

201,4

46,56

6600,0

ema primari 7014,0

201,0 9,0

46,46

294,1

23,2

8,0

47,67

335,0

5034,0

5070,0

5034,0

7430,0

8,92

191,6

43,80

5840,0

E

E

M

R

E

R

R

M

o 7400,0

191,6 9,02

43,80

374,8

27,5

9,6

48,46

319,3

M

R R

R

M

R

R

R

M

84

Tab. 13 - Sumario dos resultados obtidos pela aplicagao do metodo FFT aos

parametros selecionados (teste Lobi BT-02)

PARAMETRO (exp/calc) 1) Pressio no pleno superior 2) Pressao no lado secundario do gerador de vapor do IL 3) Pressio no lado secundario do gerador de vapor do BL 4) Temperatura do fluido na entrada do nudeo 5) Temperatura do fluido na saida do nudeo 6) Temperatura do fluido no "upper head" 7) Temperatura na superfitie da barra - posigao axial inferior 8) Temperatura na superficie da barra - posigao axial intermediaria 9) Temperatura na superficie da barra - posigao axial superior 10) Inventario de massa do primario 111 Nivel de liquido no vaso do reator 12) Nivel de liquido do pressurizador 12) Nivel de liquido no "downcomer" do gerador de vapor do IL 14) Temperatura do fluido na parte inferior do "downcomer" do gerador de vapor do IL 15) Temperatura do fluido na parte inferior do "downcomer" do gerador de vapor do BL 16) Integral da massa perdida atraves da SRV e PORV do pressurizador 17) Vazio massica total injetada pelos HPISs 18) Potencia do nucleo 19) Integral da massa do secundario do gerador de vapor do IL 2C) Perda de pressao entre a entrada e a saida do gerador de vapor do IL 21) Perda de pressio no "loop seal" (lado ascendente do IL) 22) Perda de pressio no "loop seal" (lado descendente do IL) 23) Perda de pressio entre o pleno de entrada do gerador de vapor e o topo dos tubos em U do IL 24) perda de pressao atraves do desvio "downcomer- upper head"

WF 0,01 0,03 0,02 0,02 0,03 0,01 0,02 0,03 0,02 0,02 0,02 0,02 0,03 0,03

0,03

0,02

0,03 0,05 0,02 0,03

0,02 0,02 0,03

0,02 WFtot 0,02

AA 0,07 0,61 0,32 0,11 0,12 0,09 0,07 0,06 0,06 0,15 0,40 0,37 0,11 0,23

0,16

0,13

0,08 0,11 0,08 0,73

0,26 0,45 0,40

0,23 AAtot 0,17

Nesta analise, considerando tendencias de 24 parametros calculados e

medidos, obteve-se (vide Tab. 13) os valores de AA^ igual a 0,17 (bem abaixo do

limite de aceitabilidade de 0,4) e de AAp, igual a 0,07 (tambem inferior ao limite de 0,1).

Isto caraderiza uma boa avaliagao quantitativa da precisao, mostrando assim que o

codigo esta positivamente avaliado em relagao as suas capacidades para predizer

este tipo de transiente.

3.2.{> Aplicacao do Codigo CIAU ao Teste Lobi BT-02

Novarnente, esta aplicacao do CIAU tem o principal objetivo de realizar uma

qual ficagao independente deste codigo visto que o teste Lobi BT-02 nao e parte da

base' de dados de precisoes e incertezas. Em outras palavras, este teste nao foi

85

usado para preencher hipercubos com valores de incerteza na matriz de incerteza na quantidade (QUM) e no vetor de incerteza no tempo (TUV), como ja explicado anteriormente.

As principals consideragdes adotadas para esta aplicacao do codigo CIAU, como parte da qualificacao independente, sao:

• o processo de qualificagao da nodalizagao em nivel de estado estadonario e de transiente usando o codigo Relap57Mod3.2 foi considerado adequado, como apresentado nas segoes precedentes e tambem na referenda [74],

• o processo de avaliagao qualitativa e quantitativa da precisao do codigo ^elap57Mod3.2 tambem foi satisfatoriamente completado, como mostrado na Segao 3.1.5 e documentado na referenda [74],

• a nodalizagao com o codigo Relap5/Mod3.2 aplicada para a analise do teste Lobi BT-02 pode ser considerada como um Modelo de Simulacao Analitico, ASM na nomendatura da metodologia UMAE, para que os resultados deste caso de sensibilidade possam ser usados pelo codigo CIAU.

O processo considerado para obtengao das bandas de incerteza pelo codigo CIAU pode ser resumido da seguinte forma: • execugao de um calculo com um ASM, • identificacao da sequencia de tempo dos hipercubos considerando as seis

variaveis da base de dados calculada, • verificacao de que cada hipercubo do passo adma indui valores de incerteza

representatives (incerteza para a pressao no pleno superior, o inventario de massa do primario e a temperatura da superfide do revestimento da barra a 2/3 da altura ativa, as tres variaveis selecionadas no bloco e do diagrama do codigo CIAU apresentado na Fig. 3 da Segao 2.3). Este passo nao e necessario no contexto do uso padrao do codigo CIAU; sendo necessario enquanto um numero reduzido de ejxperimentos que tenham sido usados para constituir a matriz QUM e o vetor TUV,

• obtengao de valores relevantes de incerteza a partir dos hipercubos e dos i itervalos de tempo,

• combinagao dos valores lidos no passo anterior para obtengao das bandas continuas superior e inferior de incerteza.

Os resultados da aplicacao do codigo CIAU para o caso da simulagao do teste Lobi BT-02, adotando a matriz QUM e o vetor TUV de primeira especie [38], sao dados

86

nas Figs. 47 a 49, mostrando, respedivamente, os valores calculados e medidos para a pressao no pleno superior, o inventario de massa do primario e a temperatura da superficie do revestimento da barra a 2/3 da altura ativa, juntamente com as curvas continuas calculadas da banda superior e inferior de incerteza. As tendencias medidas experimentalmente sao usadas para mostrar o sucesso da avaliacao de incerteza e, eventualmente, qualificar a metodologia de incerteza.

T i i j— i—i—r~ ]—i—r~- i—|—i—i—i—|—i i—i—|—i—i—r

0 I i i i 1 i i i I i i i I i i i i i i i 1 i i i 0 2 4 6 8 10 12

tempo (x1000 s) Fig. 47 - Pressio no pleno superior, calculada, experimental e as bandas de

incerteza (teste Lobi BT-02)

140 i r

8 80 <n ca E

50 -

"T I r "i 1 r "i r

cntrlvar77(%)

110 u-"—" -u-- U — upper_M

- L — lower_M

H — CIPRIM

I I I I L_

10 12 20 ' — ' J ' l i i ' I i i i I i—i i I i

0 2 4 6 8 tempo (x1000 s)

Fig. 48 - Inventario de massa do sistema primario: calculado, experimental e as

bandas de incerteza (teste Lobi BT-02)

650

600

E 5 E © Q. E

550

500 0 8 10 12

tempo (x1000 s)

Fig. 49 - Temperatura do revestimento da barra aquecida: calculada,

experimental e as bandas de incerteza (teste Lobi BT-02)

88

A partir dos resultados apresentados nas Figs. 47 a 49, pode-se infenr que: • as bandas de incerteza ao redor dos 40 s, entre 110e210se apos 5500 s nao

foram completadas visto que os hipercubos caraderizando o status da planta nao continham valores ou esses hipercubos ainda nao tinham sido preenchidos com dados de incerteza que satisfizessem os requisitos estatisticos,

• as bandas de incerteza apresentadas, impostas sobre a tendencia calculada para a pressao e inventario de massa do primario quanto para a temperatura da superficie do revestimento da barra aquecida, envelopam os dados experimentais,

• os recursos necessarios para aplicacoes do codigo CIAU sao basicamente aqueles requeridos para executar o calculo do codigo de sistema Relap5/Mod3.2,

• as variagoes bruscas nas curvas das bandas de incerteza superior e inferior sao tipicas durante o transiente, originando-se de variagoes no status da planta, e portanto, dos hipercubos correspondentes,. Espera-se que essas variagoes bruscas sejam bem mais suaves, quando um numero razoavel de testes estiver disponivel para gerar as incertezas para a matriz QUM e o vetor TUV,

• o valor da incerteza na quantidade em um hipercubo, espedalmente se a incerteza no tempo e grande, pode sombrear ou mascarar valores pequenos relacionados cam os hipercubos vizinhos,

• o erro no tempo (TUV) para qualquer variavel e o mesmo ou aumenta durante o transiente. Isto nao e o caso para o erro assodado a quantidade (QUM), que pode diminuir no tempo durante o transiente. O significado fisico da compensagao de erro foi explicada na referenda [23].

• o efeito-usuario considerado na metodologia de incerteza e evitado na aplicacao do codigo CIAU. Todos os julgamentos de engenharia, requerendo avaliagoes subjetivas, estao embutidos no metodo e nao sao necessarios para a aplicagao direta do metodo.

A restrigao descrita na primeira observagao dos resultados presentes, tambem verificada na aplicagao do codigo CIAU aos resultados obtidos na simulacao do teste Lobi A1-93 (veja Segao 3.1.6), nao esta reladonada aos procedimentos do metodo, mas sim, com a importante necessidade de ampliagao da base de dados de incertezas que compoem a matriz QUM e o vetor TUV, como ja mendonado. Deve-se, entretanto, enfatizar que isto e um processo continuo para o CIAU.

Ressalta-se que os resultados obtidos para o caso de sensibilidade da simulagao do teste Lobi BT-02 e perfeitamente valido no contexto da qualificacao

89

independente do codigo CIAU, mostrando que a ferramenta e adequada para uso, embora a necessidade de ampliar a base de dados de incertezas seja evidente.

Como estes resultados, embora qualitativa e quantitativamente satisfatorios, estao assodados a simulagao de um caso de sensibilidade, nao se recomenda que os mesmos fagam parte da base de dados de primeira especie reladonada a precisao (QAM e TAV) e extrapolados para incerteza (QUM e TUV) com vistas a sua expansao. Para a base de dados de segunda espede, os mesmos poderiam ser considerados, porem, com restrigoes.

A exemplo da aplicacao do codigo CIAU ao teste Lobi A1-93, pode-se verificar nesta aplicacao reladonada ao teste Lobi BT-02 que as peculiaridades do procedimento CIAU e sua aplicabilidade foram satisfatoriamente atingidas. A validade do conceito usado para Avaliagao Interna de Incerteza ("Internal Assessment of Uncertainty - IAU") tambem foi possivel ser verificada.

90

4. APLICAQAO DO CIAU A UM TRANSIENTE NA USINA ANGRA 1

Com o intuito de apresentar uma aplicagao pratjca do codigo CIAU

espedficamente a uma usina nudear de potenda, o transiente de perda de potenda

externa ocorrido na usina Angra 1 esta sendo simulado neste trabalho.

E importante ressaltar que por ser a usina Angra 1 uma planta nudear de

potenda (e nao uma instalagao experimental) e devido a indisponibilidade de obtengao

de relatorio tecnico com elevado grau de detalhamento, a simulagao adiante

apresentada nao esta adotando as mesmas consideragoes apresentadas nas analises

das simulacoes dos testes experimentais realizados na instalagao Lobi como descritas

no capitulo precedente. Entretanto, destaca-se que no contexto da qualificacao

independente do codigo CIAU, estes resultados tambem sao considerados validos em

virtude da existenda de uma sequenda de jdentificagao de hipercubos na evolugao do

transiente diferente das anteriores, nao so pela natureza do transiente como tambem

por assodar-se diretamente a uma NPP.

4.1 A Usina Nuclear Angra 1

A usina Angra 1 esta situada a 150 km de distancia da cidade do Rio de

Janeiro, com projeto de reator PWR Westinghouse, de dois circuitos de refrigeragao a

agua pressurizada, gerando 1876 MW de potencia termica a pressao nominal de 15,5

MPa. A usina encontra-se em operagao desde 1987.

Os principals sistemas de controle da usina responsaveis pela operagao

automatica da planta [76] sao: sistema de controle de temperatura media do primario

(atraves do controle de movimentagao de barra), sistemas de controle de pressao e

nivel do pressurizador (atraves dos aquecedores propordonal e de retaguarda e da

valvula do aspergidor ("spray") do pressurizador, e das vazoes de carregamento

("diarging") e extragao ("letdown")), sistema de controle de nivel do gerador de vapor

(atraves da valvula de controle de desvio da agua de alimentagao) e do sistema de

controle de desvio de vapor para modos de rejeigao de carga e de isolamento da

turbina. Tais sistemas sao projetados para automaticamente controlar a usina sem

desligamento do reator, na faixa de potencia de 15 a 100 % da potencia nominal, para

os seguintes transientes: ±10 % de variagao de carga em degrau, rejeigao e aumento

de carga seguindo uma rampa de 5 %/min e rejeigao total de carga com o auxilio do

sistema de desvio de vapor iniciado e controlado automaticamente.

91

Visando controlar a reatividade do nucleo, o sistema de controle de movimentagao de barra e projetado para manter a temperatura media do refrigerante, como fungao da carga na turbina, dentro de uma faixa da temperatura programada. O sistema de controle de pressao do pressurizador visa manter a pressao do sistema em um dado valor estabeleddo. O sistema de controle de nivel de agua possui a fungao de manter o inventario de agua do sistema de refrigeragao do reator atraves das valvulas de controle de carregamento do sistema de controle quimico e volumetrico. O sistema de controle do nivel de agua do gerador de vapor continuamente compara a vazao medida da agua de alimentagao com a vazao de vapor e um sinal compensado do nivel de Sgua no "downcomer" do gerador de vapor com um valor estabeleddo do nivel de agua para regular a abertura da v&lvula de controle da agua de alimentacao prindpal. A prindpal funcao do sistema de controle de desvio de vapor e acomodar rejeigBes bruscas de carga na turbina, sem que haja o desligamento do reator, atraves do desvio da vazao de vapor diretamente para o condensador. Entretanto, se o desligamento do reator nao for evitado, o sistema de controle de desvio de vapor removera o calor residual e a energia armazenada nas estruturas de calor sem a atuagao das valvulas de alivio do gerador de vapor.

O sistema de protegao do reator [76] e basicamente composto pelos seguintes sinais para desligamento do reator: sobretemperatura, sobrepotenda, baixa pressao no pressurizador, alta pressao no pressurizador, alto nivel de agua no pressurizador, baixa vazao de refrigerante no sistema primario e nivel de agua muito baixo no gerador de vapor.

As fungoes do sistema de protegao do reator visam assegurar o desligamento automatico do reator quando as condigoes monitoradas pela instrumentacao nudear e/ou de processo se aproximam dos limites de seguranca. Os criterios gerais de seguranca assodados as fungoes de desligamento do reator sao a prevengao de alta potencia, a excessiva temperatura do fluido refrigerante do reator, a baixa pressao do sistema primario ou combinagSo dessas, que possam levar ao inido da ebuligao nudeada ("departure from nudeate boiling - DNB") no nucleo do reator durante um transiente anormal previsto.

4.2 Descrigao do Transiente de Perda de Potencia Externa a Usina Angra 1

De acordo com o relatorio de eventos significantes \77], as 12:24 h do dia 21/03/1999 ocorreu o desarme da usina devido a rejeigao de carga da mesma, com

92

excegao dos auxiliares (alimentados pelo transformador eletrico T1A1), provocada por falha humana na execugao do teste de geragao do sinal de desbloqueio ("unblock") da linha de transmissao (LT) Angra-Sao Jose. Este teste foi executado indevidamente para a linha de transmissao Angra-Grajau, causando, entao, a abertura dos disjuntores 9114 e 9134. Tal fato provocou a perda das linhas de transmissao de Angra para Grajau e Cachoeira Paulista.

No instante de ocorrenda do evento, transiente RES-11.99, a usina operava com 99% de potenda gerada no reator correspondendo a 617 MW de potenda eletrica no gerador eletrico. A linha de transmissao (LT) Angra-Sao Jose encontrava-se fora de operagao de acordo com a Instrugao de Servigo IS-551 para testes da protegao eletrica.

A Tab. 14 apresenta as condicoes da usina Angra 1 no inicio do transiente. A sequenda dos prindpais eventos e agoes tomadas encontram-se descritas na Tab. 15.

4.3 Descrigao da Nodalizagao da Usina Angra 1

A nodalizagao detalhada de Angra 1 [78-80] para o codigo Relap5/Mod3.2, mostrada na Fig. 50, e composta de 253 volumes de controle, 277 jungoes de escoamento, 302 estruturas de calor com 1290 nodos.

As caracteristicas principals do modelo do vaso do reator sao: nucleo ativo representado por canais quente e medio com interconexoes de escoamento, desvios intemos de escoamento, plenos superior e inferior, regioes da tampa do vaso e do canal anular. O modelo do gerador de vapor indui as camaras de entrada e saida do prima.rio e os tubos em U, pre-aquecedores, regiao de ebuligao, canal anular de recirculacao, separador de vapor e seu retorno de liquido, regiao do domo de vapor, linhas de vapor ate o equalizador de pressao do vapor, agua de alimentagao prindpal e auxiliar e valvulas de alivio. Outros componentes e regioes modeladas sao: pressurizador com valvulas, aquecedores, aspergidor e linha de surto, bombas de refrigeragao, tubulagao do primario e estruturas de calor das partes metalicas. O sistema de refrigeragao de emergencia do nucleo bem como os principals sistemas de controle e protegao da usina tambem estao simulados.

93

i

i

T Tab. 14 - Condigoes iniciais da usina Angra 1 para o transiente RES-11.99

Parametro Unidade Medido R5M3.2a

Reator Potencia do reator Temperatura na entrada do vaso Temperatura na saida do vaso Temperatura media Vazao massica no nudeo

MW °C °C °C

kg/s

1856,9 285,0 319,4 302,2

-

1857,7 287,1 323,6 305,4

8603,5 Pressurizador

Pressio do sistema Nivel de liquido

bar %

155,6 58,13

155,3 59,65

Gerador de Vapor Pressio do secundario Vazio massica de vapor Nivel de liquido Temperatura da agua de alimentacao

bar kg/s % °C

63,3 507,0 60,4

218,3

63,4 507,4 59,7 221,1

Circuito Primario Vazio massica Perda de pressao

kg/s bar

4500,4 -

4480,6 6,16

(a) R5M3.2 = Relap5/Mod3.2

Tab. 15 - Sequencia de eventos e agoes no transiente Angra 1 - RES-11.99

Eventos e Acdes

- Inicio do transiente - Atuagio indevida da protegio eletrica da LT Angra-Sio jose; abertura

dos disjuntores (n05 9914 e 9134) de 500 kV - Tendencia de elevagio na rotagio do grupo turbo-gerador - Atuagio da protegio eletrica de sobrevelocidade da turbina - Fechamento instantaneo das valvulas govemadoras, bloqueio do

reaquecido e interceptadoras da turbina - Abertura de uma das valvulas de alivio do pressurizador (PCV 431), em

virtude da interrupgao do fluxo de vapor atraves dos geradores de vapor - Aumento brusco da temperatura e pressio do sistema primario - Atuagio do sistema de desvio de vapor para o condensador devido ao

desvio entre a temperatura media e a temperatura de referenda - Desarme da turbina - Desarme do reator pelo sinal de protegio de sobretemperatura - Abertura manual da chave de abertura em carga e do disjuntorde

campo do gerador eletrico, provocando perda de tensio para os barramentos de servigo e perda de todos os equipamentos de 4,16 kV e 480V associados

- Inicio imediato da transferencia lenta da alimentagio dos barramentos 1A1/1A2 do transfonmadorT1A1 para o T1A2

- Desarme das bombas de agua de alimentagio principal dos geradores de vapor

- Inicio da partida automatica das bombas de alimentagio auxiliar AF1A /1B (obs. O sinal de partida da turbo bomba de agua de alimentacao auxiliar nao foi gerado devido a recuperagao de tensio para os barramentos 1A1/1A2 em 11 ciclos e o temporizador de partida da referida bomba serde 0,18 s sem tensio nos barramentos 1A1/1A2

- Fim da simulacao - Implementados pela Equipe de Operagao os procedimentos PO-E 0 e

PO-ES 01 e declaracao de evento nao usual para a unidade

Tempo (s) Medido

0,0

-8 ,5

-8 ,0

10,0

19,0

44,0

-< 240,0

R5M3.2a

0,0

7,0

7,96

7,96

38,0

180,0

(a) R5M3.2 = Relap5/Mod3 2

i

\ I

GVl

DEATQP

Fig. 50 - Esquema da nodalizagao da usina Angra 1 com o cddigo Relap5/Mod3.2

95

No contexto de avaliar a evolugao e o adequado desenvolvimento da

nodalizagao da usina Angra 1 para o codigo Relap5/Mod3.2 foram realizadas

simulacoes de varios transientes, relatados nas referencias [52,81-86], envolvendo

rejeigoes de carga em rampa e em degrau sem desligamento do reator, rejeigao total

de carga na turbina com desligamento do reator, desligamento das bombas de

refrigeragao do reator e da influencia exerdda pela atuagao dos sistemas de controle

em acidentes de perda de refrigerante por pequena ruptura.

4.4 Resultados da Simulagio do Transiente RES-11.99 em Angra 1 com o C6digo

Relap5/Mod3.2

A simulagao deste transiente compreende duas partes. A primeira, obtida

atraves de um transiente de variagao de carga na turbina a partir das condigoes

nominais da unidade para a condigao de 99% de carga na turbina e mantida na

mesma durante 100 s, a fim de permitir que os sistemas de controle programados nos

dados de entrada (para o codigo Relap5/Mod3.2) alcangem uma condigao de equilibrio

em estado estadonario. Esta condigao estabelece, entao, as condigoes iniciais para o

transiente RES-11.99 propriamente dito. A ultima coluna da Tab. 14 apresenta os

resultados obtidos pelo codigo ao final do estado estacionario. A segunda parte

representa o transiente RES-11.99, isto e, a perda complete de carga da unidade

devido a atuagao indevida da protegao eletrica da LT Angra-Sao Jose; abertura dos

disjuntores de 500 kV, que provocou o desarme da turbina e do reator.

As Figs. 51 a 58 mostram a evolugao temporal de alguns dos parametros

relevantes calculados pelo codigo na simulagao para o transiente em questao e os

correspondentes valores medidos pela instrumentacao de processo da usina, que

foram registrados pelo sistema de armazenamento de dados. A sequencia de eventos

obtida nesta simulagao esta apresentada na Tab. 15 em comparagao com a sequenda

de real eventos. E importante destacar aqui, a indisponibilidade de informagoes

detalhadas sobre os parametros medidos, seus valores e incertezas de medida, tanto

antes como apos a ocorrencia deste evento operacional. Entretanto, no presente

contexto, as informagoes aqui apresentadas sao interpretadas como satisfatorias.

Nos graficos destes resultados sao apresentados o comportamento em estado

estacionario (-60 -> 0 s) bem como o perfil temporal dos parametros no transiente

propriamente dito. Os parametros nos graficos aparecem aos pares, i.e. valores

calculado e medido, quando disponiveis.

96

1

Quanto aos resultados do estado estacionario, observa-se na Tab. 14 que as condigoes iniciais atingidas pelo codigo mostram-se adequadas quando comparadas aos valores registrados antes da ocorrencia do evento. A reprodutibilidade dos valores calculados pelo codigo no regime de estado estadonario (-60 -> 0 s) mostrou-se bastante satisfatoria, como pode ser visto nas Figs. 50 a 58.

Do ponto de vista do transiente, a rejeigao total de carga da turbina, devido a abertura dos disjuntores de 500kV, resultou no aumento da velocidade da turbina e na consequente atuagao da protegao eletrica, gerando o fechamento instantaneo das valvulas govemadoras de admissao de vapor da turbina, Fig. 51. Isto, por sua vez, tomou deficiente o resfriamento do sistema primario, provocando a elevagao da temperatura media e pressao no sistema, respectivamente, Figs. 52 e 53. O aumento da pressao do primario atinge o ponto de atuagao da valvula de alivio do pressurizador, mantendo-a aberta por alguns segundos, tanto nos resultados da simulagao quanto no evento ocorrido na usina.

Com a elevagao da temperatura media do fluido primario ocorre a realimentagao de reatividade devido a diminuigao da densidade do moderador provocando uma brusca redugao da potencia nuclear. Logo em seguida, a temperatura do combustivel tende a se reduzir, devido a redugao da potenda, fazendo com que a cinetica do reator reaja, de maneira muito mais acentuada e no sentido inverso atraves da realimentagao de reatividade pelo efeito Doppler no combustivel, e produza uma certa excursao da potencia nuclear, Fig. 54, ate que o reator seja desligado (tais efeitos nao chegaram a ser observados nas medigoes devido ao extenso intervalo de tempo de gravagao dos dados). Mantendo-se a tendencia de elevagao da temperatura, o reator e desligado pelo sistema de protegao do mesmo atraves do sinal, antedpatorio, de sobretemperatura aos 8 s (desligamento real aos 10 s).

A perda do suprimento de energia eletrica tambem ocasionou o desligamento das bombas de refrigeragao do reator.

97

1200

BOO

CO

o % 400 >m E o

"CO N CO >

i r T I | . -p ~i i i i 1 i i i i r

— A — mf!owj900030000

_400 i—J—i—i i i I i i i i i I i i i i i I i i i i i -60 0 60 120 180

tempo (s)

Fig. 51 - Evolugao temporal da vazao massica de vapor na admiss io da turbina

(Ang ra l -RES11 .99 )

360

340

O S-.320 2 ro o3 E 300

280

260

i—>—i—r i—r i—i—i—i—i—r—i—i—i—r

— A — cntrivar404

— 1 — Tmed_exp

_i__j i i I i i i i i i _L__I I L

-60 0 120 180 60 tempo (s)

Fig. 52 - Evolugao temporal da temperatura media do sistema primario (Angra l -

RES11.99)

98

180

150 -

120

ro

.S 90 v>

60

30

"i i—r - | — i — i — r

A— p520120000

-1 PI429

0 I—i—u J I I I I I I I 1 I L_J I L J I I L -60 0 120 180 60

tempo (s)

Fig. 53 - Evolugao temporal da p ress io do sistema pr imar io (Ang ra l - RES11.99)

140

120

S 100 o ro 80

TJ CO

,N "ro 60 o c O 40 c '£ o CL

i — r — i — i — i — i — i — i — i — i — r — i — i — i — i — i — i — I — i — i i i r

-60

- A — rktpowO

-1 TMRM07

J l 1 1 L V^mA-T-r^r 1 A | T-A, 60

tempo (s) 120 180

Fig. 54 - Evolugao temporal da potencia nuclear (Angra l - RES11.99)

99

T

Do lado secundario dos geradores de vapor, a rejeigao de carga faz com que a

presseio suba imediatamente, Fig. 55, chegando a atingir, aos 17 s, o ponto de

atuagao da valvula de alivio dos geradores de vapor por cerca de 2 s (novamente, nao

e possivel afirmar se ocorreu ou nao a atuagao da valvula no evento, devido ao

extenso intervalo de gravagao dos dados medidos). Houve tambem, na simulagao,

uma segunda atuagao aos 137 s da valvula de alivio, em decorrencia de flutuagoes

nos sistemas de controle assodados aos geradores de vapor. Com a rejeigao total de

carga, a pressao do secundario dos geradores de vapor tende a se estabilizar no valor

de referenda para carga zero (-76 bar).

Nos instantes iniciais, com o fechamento das valvulas governadoras de

admissao de vapor da turbina, o vapor produzido no secundario dos geradores de

vapor e desviado diretamente para o condensador, atraves do sistema de desvio de

vapor no modo de rejeigao de carga. A partir do desligamento do reator, o vapor

gerado continua a ser transferido para o condensador, com o sistema de desvio de

vapor operando no modo de reator desligado, como mostrado na Fig. 56.

O comportamento do nivel de liquido no pressurizador e no gerador de vapor

sao mostrados, respedivamente, nas Figs. 57 e 58. A variagao brusca na tendencia

do nivel calculado no gerador de vapor em cerca de 140 s e devido a atuagao da

valvula de alivio do mesmo (veja Fig. 55).

Considerando o objetivo da simulagao no presente contexto e a

indisponibilidade de informagoes detalhadas sobre o evento (p. ex as condigoes em

que se encontravam as vazoes de carregamento e purga no sistema primario, a

potencia dos aquecedores propordonais do pressurizador, as incertezas de medida,

etc.), pode-se concluir que os resultados apresentados nesta simulacao sao

satisfatorios pois de uma forma geral reproduziram a fenomenologia ocorrida no

evento.

4.5 Aplicagao do Codigo CIAU ao Transiente RES-11.99 em Angra 1

Como objetivo desta aplicacao do codigo CIAU pode-se mencionar nao so o de

realizar mais um teste no processo de qualificacao independente do codigo, como

tambem de realizar uma aplicacao pratica a uma situagao real em uma usina nuciear.

100

100

80

ra a o <co tn V) £ a.

60

40

20

~\—i—i—i—i—|—i i i i i — i — i — i i i r i r

- A — p790010000-

H PI468A

0 l i J i i i I i i i J i i ' i i i i i i i i i i -60 0 60 120 180

tempo (s)

Fig. 55 - Evolugao temporal da pressao do secundir io do gerador de vapor

(Angral-RES11.99)

500

400

300

CO

« o « •ro E o 200

«B ro >

100

i — i — i — r

0 A--60

J L

1 — i — i — T — i — I — i — i — i — i — i — I i f—i i r

- A — steam_dump_gv1

J I L A ^ 60

tempo (s) 120 180

Fig. 56 - Evolugao temporal da vazio massica de vapor atraves do sistema de

desvio de vapor (Angral - RES11.99)

101

100

80

o 60 !Az ■g

<D ■o

>

"i i — i — i — r ~ \ — i i r " i — i — i i i — I — i — i — i — i r

— A — cntrlvar9

1 LI426A

0 L—i-

-60 J L J I L J L_J I I L_J I I I L

120 0 60 tempo (s)

Fig. 57 - Evolugao temporal do nivel de liquido no pressurizador (Angral -

RES11.99)

180

100

80

o 60 ■g or

i—r—r

T3

a> >

40

20

T i — i — i — i — | — i — i 1 i — I — | i i i i r

— A — cntrlvar5

1 LI471

0 I I l 1 1 1 1 1 1 l l I I I I I I I I I I l I l _

-60 0 60 120 180 tempo (s)

Fig 58 - Evolugio temporal do nivel de liquido no gerador de vapor (Angral -

RES11.99)

102

No contexto do processo de qualificacao independente do codigo CIAU, apesar da ausenda de informagoes detalhadas sobre o evento real RES-11.99 ocorrido na usina Angra 1, esta simulacao mostrou-se bastante util visto ter permitido identificar tres problemas associados ao desenvolvimento do codigo CIAU, conforme descritos no Apendice C e que apos relatados aos autores do codigo foram adequadamente corrigidos.

Relativamente ao emprego do codigo CIAU nesta aplicagao pratica a um evento real em uma usina nudear, caso deste transiente operacional RES-11.99 ocorrido em Angra 1, esta simulagao apresenta-se como um exercido efetivo do uso do codigo CIAU a uma situagao real, isto e, gerar bandas de incerteza para suplementar resultados calculados por simulacoes efetuadas com codigos de sistema, tipo melhor estimativa, no presente caso o Relap5/Mod3.2, como descrito no Capitulo 1 deste trabalho.

E importante ressaltar, novamente, que devido a ausencia de informagoes detalhadas sobre o transiente real RES-11.99 ocorrido na usina Angra 1 esta aplicacao do codigo CIAU nao efetuou todas as etapas realizadas quando da simulagao dos testes experimentais realizados na Instalagao Lobi descritos no Capitulo 3. Entretanto, para efeito deste trabalho, a presente simulagao de Angra 1 com o codigo Relap5/Mod3.2 esta sendo considerada como um ASM para fins de aplicacao do CIAU.

Dessa forma, os resultados da aplicacao do codigo CIAU para esta simulacao do transiente RES-11.99 em Angra 1 sao mostrados nas Figs. 59 a 61, adotando-se os valores de incertezas na quantidade e no tempo indusos, respedivamente, na matriz QUM e no vetor TUV de primeira especie [38]. Estas figuras apresentam os valores calailado e medido no evento (se houver a disponibilidade do mesmo) para a pressao do sistema, o inventario de massa do primario e a temperatura da superfide do revestimento da barra combustivel a 2/3 da altura ativa do nucleo, juntamente com as curvas continuas calculadas das bandas superior e inferior de incerteza. As tendencias temporais medidas, se houver, sao usadas para mostrar o sucesso da avaliagao de incerteza, onde as mesmas devem situar-se entre as bandas de incerteza superior e inferior.

103

250

Fig. 59 - Pressio do sistema: calculada, medida e as bandas de incerteza

(Angral-RES-11.99)

120

110

V °

ro 100

T r i—i—i—i—;—i—i—i—i—i—i—r

-U-

_ r _ ! ! 1 l j ! ( r

CO </> CO

E

90

^ A — — A -

^A— Mpr

- U — upper_M

-L-— lower M

U A L A) AL A U-

30 l i i i i I i i i i l i i i i i i i i i i i i i L 0 50 100 150 200 250

tempo (s)

Fig. 60 - Inventario de massa do sistema primario: calculado e as bandas de

incerteza (Angra 1 - RES-11.99)

104

700

650

"i i i—i—r—i—r i—r-1—i—r~i—i—i—i—I i—r

500 _l I L

-u--A-fc A AL-

n—i—r

httempl 91000910

-y— upper_T

-fc— lower T

-U-

j L I l I I I i i I I I J I l L

50 100 150 tempo (s)

200 250

Fig. 61 - Temperatura do revestimento da barra combustivel: calculada e as

bandas de incerteza (Angra 1 - RES-11.99)

A partir desses resultados, pode-se inferir que:

as bandas de incerteza a partir de aproximadamente 50 s do transiente nao foram

geradas em virtude dos hipercubos caraderizando o status da planta nao

possuirem valores ou desses hipercubos ainda nao terem sido preenchidos com

dados de incerteza que satisfizessem os requisitos estatisticos,

somente a pressao do sistema possui tendencia temporal medida e a mesma esta

contida nas bandas de incerteza, pelo menos onde as mesmas foram calculadas,

mostrando que estas bandas envelopam o resultado medido,

os recursos necessarios para aplicacoes do codigo CIAU sao basicamente aqueles

requeridos para executar o calculo da simulagao pelo codigo de sistema,

novamente, as variagoes bruscas nas curvas, representando os limites superior e

inferior das bandas de incerteza, sao tipicas (como pode ser observada para o

inventario de massa do primario), originando-se de variagoes no status da planta, e

portanto dos hipercubos correspondentes, durante o transiente. Espera-se que

essas variagoes bruscas sejam bem mais suaves quando um numero razoavel de

testes estiver disponivel para gerar incertezas para a matriz QUM e o vetor TUV.

105

A restrigao descrita na primeira observagao destes resultados, similar aos casos analisados anteriormente, nao esta reladonada aos procedimentos do metodo,

mas sim, com a importante necessidade de ampliagao da base de dados de incertezas que compoem a matriz QUM e o vetor TUV, como ja mendonado.

O uso dos resultados do calculo da simulacao relacionados as seis quantidades (A) ate (F) da Tab. 1, permite a identificacao dos hipercubos atraves dos quais o transiente considerado esta desenvolvido. Assim, a terceira coluna da Tab. 16 mostra, para o presente caso do evento RES-11.99 em Angra 1, a relagao dos hipercubos identificados e requeridos pelo codigo CIAU para o calculo das bandas de incerteza. O tempo do transiente para o qual os hipercubos requeridos sao identificados esta mostrado na segunda coluna da Tab. 16. A sequenda de digitos de identificacao dos hipercubos corresponde a sequenda dos intervalos das quantidades, (A) ate (F) da Tab. 1, onde cada digito representa o numero do intervalo da quantidade considerada. Como exemplo, o digito "9" para a quantidade "(A)" (pressao reladonada ao sistema primario) corresponde ao intervalo de pressao de 15 a 18 MPa.

Tab. 16 - Lista de hipercubos relevantes na aplicagao do CIAU para o calculo do evento RES-11.99 em Angra 1

N°do hipercubo

1 2 3 4 5 6 7 8

Tempo (s) 0

1-2 3 - 8 9 -11 12-13 14-18 19-47

48-180

Hipercubo requerido 9 3 2 3 4 3 9 3 2 3 4 2 9 4 3 3 4 2 9 3 3 3 5 2 9 3 3 3 4 2 9 3 3 3 3 2 8 3 3 3 3 2 8 3 3 3 2 2

Hipercubo adotado o mesmo o mesmo o mesmo o mesmo o mesmo o mesmo o mesmo

8 3 3 3 2 1

Observagao

preenchido com dado proprio da base CIAU preenchido com dado proprio da base CIAU preenchido com dado proprio da base CIAU preenchido com dado proprio da base CIAU preenchido com dado proprio da base CIAU preenchido com dado proprio da base CIAU preenchido com dado proprio da base CIAU uso de dado do hipercubo vizinho

Visto que ate o momento nem todos os hipercubos passiveis de ocorrerem em transientes e acidentes em usinas com reatores PWR estao preenchidos com dados de incertezas na base do codigo CIAU, como tambem observado em cada uma das simulagoes efetuadas neste trabalho, e a fim de produzir resultados com bandas de incerteza continuas para todo o transiente, esta sendo adotada a aproximagao de se considerar o conceito de obtencao de valores de incertezas a partir de hipercubo vizinho [87], i.e., para os hipercubos requeridos pelo calculo que nao contenham

106

daaos de incertezas associadas na base do CIAU, adotam-se, como aproximagao, os

valores de incerteza do hipercubo vizinho, como mostrado na quarta coluna da Tab.

16, onde para o hipercubo requerido n° 9 (8 3 3 3 2 2) adotou-se o hipercubo vizinho

( 8 3 3 3 2 1 ) . A escolha deste hipercubo vizinho deve considerar, se possivel, a

vizinhanga associada a quantidade de menor relevanda para a fenomenologia relativa

ao tipo de transiente considerado, preservando as quantidades de maior importancia.

Assim, no presente caso foi avaliado que as quantidades de menor relevanda para

este tipo de transiente, i.e., com menor impado nos prindpais resultados, estao

associadas as quantidades "(D)", "(E)" ou "(F)" da Tab. 1.

E importante ter em mente que este procedimento nao e a maneira adequada,

mas apenas uma aproximagao que deve ser cuidadosamente usada e, alem disso,

nao representa, ate o momenta, uma opgao disponivel ao usuario final do codigo

CIAU.

Dessa forma, as Figs. 62 a 64 mostram os mesmos resultados anteriores,

porem, com as bandas de incerteza continuas em toda a extensao do transiente.

Pode-se observer a partir destes resultados, ainda que por aproximagao, o

codigo CIAU e capaz de gerar bandas continuas de incerteza envolvendo todo o

transiente. Esta observagao permite inferir que quando um conjunto significativo de

hipercubos estiver preenchido com valores de incerteza, a possibilidade de exito na

geragao das bandas continuas de incerteza toma-se bem maior.

Verifica-se na Fig. 62 que as bandas de incerteza geradas para a pressao do

sistema primario envelopam completamente a tendencia temporal medida durante o

evento ocorrido na usina Angra 1, permitindo inferir mais uma vez o atendimento do

sucesso esperado pela qualificagao independente do codigo CIAU.

Ressalta-se que o codigo CIAU mostra-se adequado para aplicacoes

associadas a projeto e licenciamento de NPPs, embora seja recomendavel a

realizagao de um conjunto maior de simulagoes desta natureza envolvendo tambem

outras classes de acidentes.

JBItiL..

107

I I I I I I I I I I I I L

100 150 200 250 tempo (s)

Fig. 62 - Pressao do sistema: calculada, medida e as bandas de incerteza

considerando o hipercubo vizinho (Angra 1 - RES-11.99)

120

110

Si 1001 V) ro E

90 -

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-

—

I 1 -

-

-

I l l )

11 u

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I L

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upper_M

lower_M

. I I I !

1 1

-

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-

—

-

-

1 80 0 50 100 150 200

tempo (s)

Fig. 63 - Inventario de massa do sistema primario: calculado e as bandas de

incerteza considerando o hipercubo vizinho (Angra 1 - RES-11.99)

250

108

.Jtiilm%~

500

i—i—i—r i—r i—I—i—i—r i—i—r

httempl 91000910

- U — upper_T

-fc— lower T

-U- JU-

i I L J I I, ., I. I I I L

50 200

1 J I L

100 150 tempo (s)

Fig. 64 - Temperatura do revestimento da barra combustivel: calculada e as

bandas de incerteza considerando o hipercubo vizinho (Angra 1 - RES-11.99)

250

109

- v " *

5. CONCLUSOES

Este trabalho realizou a qualificagao independente do codigo CIAU ("Code with - the capability of - Internal Asssessment of Uncertainty") representando a integragao do processo de avaliacao interna de incerteza com um codigo de sistema termo-hidraulico em bases realistas, atraves da combinagao de uma metodologia de incerteza qualificada, Metodologia UMAE ("Uncertainty Methodology based on Accuracy Extrapolation"), com o codigo de sistema tambem qualificado, Relap5/Mod3.2. Esta capaddade de avaliagao interna de incerteza foi requerida pela comunidade dentifica intemadonal [36] a fim de contemplar a assodagao de estj'mativas de bandas de incerteza aos resultados de codigos tipo melhor estimativa para analise de addentes de usinas nudeares, atendendo assim, a um requisito de licenciamento quando do uso de tais codigos para analise de seguranga.

Assodado a esta qualificacao independente, o presente trabalho tambem efetuou a aplicagao do codigo CIAU aos resultados de evento real ocorrido na usina nuclear Angra 1.

No curso de realizagao deste trabalho foram descritas a metodologia de incerteza UMAE, o proprio codigo CIAU, consideragoes sobre o processo de qualificagao codigo-usuario-nodalizagao e uma descricao sucinta das principals ferramentas utilizadas pelo codigo CIAU de modo a obter o conhecimento de todo o processo de avaliacao interna de incerteza para permitir entao, a qualificacao independente do codigo CIAU.

Para o processo desta qualificagao independente do codigo CIAU foram simulados dois experimentos na Instalagao LOBI/Mod2, os teste A1-93 e BT-02, respedivamente associados a addente de perda de refrigerante primario por pequena ruptura na pema fria e ao addente de perda completa de agua de alimentacao dos geradores de vapor com procedimento de recuperagao do resfriamento da instalagao atraves do processo de 'teed and bleed". Alem desses dois casos, a aplicacao do codigo CIAU ao evento real, RES-11.99, de desarme da usina nuclear Angra 1 devido a rejeigao de carga na mesma, tambem penmitiu que o mesmo fosse usado neste processo de qualificacao independente do CIAU.

Basicamente, com relagao aos resultados associados aos experimentos LOBI A1-93 e BT-02, as seguintes conclusoes podem ser listadas:

110

• foi atendido o principal criterio de aceitacao do processo de qualificacao do codigo CIAU, i.e., que as bandas de incerteza obtidas pelo CIAU, impostas sobre a tendenda calculada, envelopem os dados experimentais,

• os recursos necessarios para aplicacoes do cddigo CIAU sao basicamente aqueles requeridos para executar o calculo do codigo de sistema em simular um evento,

• as variagoes bruscas nas curvas dos limites superior e inferior das bandas de incerteza sao tipicas durante o transiente, originando-se de variagoes no status da planta, e portanto dos hipercubos correspondentes. Espera-se que essas variagoes bruscas sejam bem mais suaves quando um numero razoavel de testes esteiver disponivel para gerar as incertezas para a matriz QUM e o vetor TUV,

• o valor da incerteza da quantidade em um hipercubo, espedalmente se a incerteza no tempo e grande, pode sombrear ou mascarar valores pequenos relacionados com os hipercubos vizinhos,

• o erro no tempo (TUV) para qualquer variavel e o mesmo ou aumenta durante o transiente. Isto nao e o caso para o erro assodado a quantidade (QUM), que pode diminuir no tempo durante o transiente. O significado fisico da compensagao de erro foi explicada na referenda [23],

• o efeito-usuario considerado na metodologia de incerteza e evitado na aplicacao do codigo CIAU. Todos os julgamentos de engenharia, requerendo avaliagoes subjetivas, estao embutidos no metodo e nao sao necessarios para a aplicacao direta do metodo.

Os resultados obtidos para o teste Lobi A1-93 com o uso do codigo de sistema Relap5/Mod3.2, tanto do ponto de vista qualitativo como quantitativo, permitem que os mesmos possam ser adotados na obtengao de novos dados relacionados a precisao (QAM e TAV) e extrapolados para incertezas (QUM e TUV) de modo a ampliar a base de dados do CIAU.

Como os resultados dos calculos associados ao teste Lobi BT-02, embora qualitativa e quantitativamente satisfatorios, sao referentes a simulagao de um caso de sensibilidade, nao se recomenda que os mesmos fagam parte da base de dados de primeira especie (vide Segao 2.3) reladonada a precisao (QAM e TAV) e extrapolados para incerteza (QUM e TUV). Entretanto, para a base de dados de segunda especie, os mesmos poderiam ser considerados, porem, com restrigoes.

Em decorrencia da aplicacao do codigo CIAU sobre os resultados obtidos na simulagao do evento real RES-11.99 ocorrido na usina nuclear Angra 1, no tocante ao

111

aspecto da qualificacao independente do CIAU, foi possivel detedar tres problemas

associados ao seu desenvolvimento que, apos relatados aos autores do codigo, foram

soludonados de modo satisfatorio.

A aplicacao propriamente dita do codigo CIAU sobre resultados obtidos na

simulagao do evento ocorrido na usina Angra 1 permitiu, tambem, mostrar a

aproximagao de se considerar o conceito de obtencao de valores de incertezas a partir

de hipercubo vizinho para os hipercubos requeridos pelo calculo que nao contenham

dados de incertezas associadas na base do CIAU. Neste caso, adotando-se, como

aproximagao, os valores de incerteza do hiperbubo vizinho, a fim de permitir a

obtengao das bandas de incerteza continuas para todo o transiente. Ressalta-se,

entretanto, que este procedimento nao e a maneira adequada, mas apenas uma

aproximagao que deve ser cuidadosamente usada e, alem disso, nao representa, ate o

momento, uma opgao disponivei para o usuario final do codigo CIAU.

Os resultados obtidos por estas aplicacoes para a qualificacao independente

do codigo CIAU mostram que a ferramenta e adequada para uso, embora a

necessidade de ampliar a base de dados de incertezas seja evidente.

Foi possivel constatar atraves deste estudo que, pela natureza do

desenvolvimento do codigo CIAU, o mesmo faz uso de uma extensa base de dados

experimentais para obtengao de erros do codigo de sistema que sao extrapolados

para as incertezas. Estas sao, entao, aplicadas sobre os resultados do calculo com o

codigo de sistema termo-hidraulico, obtendo-se assim, as bandas de incerteza.

Destaca-se que qualquer codigo de sistema termo-hidraulico qualificado e qualquer

metodologia de incerteza, tambem qualificada, podem ser combinadas para obtengao

do codigo CIAU.

Pode-se inferir, com os resultados obtidos neste trabalho, que o codigo CIAU

constitui um metodo completamente independente para resolver a questao da

incerteza associada a calculos de codigo de sistema termo-hidraulico, em bases

realistas, podendo tambem ser adotado para validar outras metodologias de

incertezas.

Esta qualificacao independente do codigo CIAU atendeu a necessidade de

assegurar que uma determinada ferramenta computacional tenha seus resultados

validados com uso de dados experimentais diferentes daqueles empregados durante o

112

seu proprio desenvolvimento. As peculiaridades do procedimento CIAU e sua aplicabilidade foram satisfatoriamente atingidas. A validade do conceito usado para Avaliagao Interna de Incerteza ("Internal Assessment of Uncertainty - IAU") tambem foi verificada.

Finalmiente, este trabalho permitiu verificar a aplicacao adequada de um procedimento sistematico de avaliagao de codigo avangado de sistema termo-hidraulico baseado em modelos realistas com calculos associados de incertezas. Tal situagao e requisito de licenciamento na avaliagao de seguranga quando a analise de acidentes e realizada com este tipo de codigo de sistema.

Diante das conclusoes acima mendonadas, a aplicacao do processo IAU atraves do uso do cddigo CIAU (representando a integragao de um codigo de sistema com a avaliagao intema de incerteza) toma-se perfeitamente possivel em atividades de projeto e licendamento, tais como aquelas reladonadas as seguintes areas: • estabeledmento de requisitos de licendamento quando do uso de codigos de

sistema tipo melhor estimativa em analise de addentes para avaliagao de seguranga de NPPs,

• analise de seguranga independente, • problemas de bifurcagao, tanto devido a atuagao ou falta de atuagao de um

sistema (p. ex., a atuagao ou nao de uma valvula de alivio) como tambem em funcao da ocorrencia de um fenomeno fisico limitante (p. ex., a ocorrencia de "dryouf'),

• otimizacao de projeto, p. ex., numero de tubos em U dos geradores de vapor, volume do pressurizador, etc.,

• otimizagao de procedimentos operacionais em emergencia e gerenciamento de acidentes,

• flexibilidade em requisitos de seguranga vigentes (p. ex., uso de somente uma ao inves de duas bombas de injegio de seguranga a baixa pressao),

• possibilidade de aumento de potenda nominal de NPP's, • uso de um unico codigo para projeto, manutengao e licenciamento, • treinamento de operadores e/ou tecnicos e qualificacao de simuladores ou

analisadores de planta, etc.

113

APENDICE A

Processo de Qualificagao: Codigo-Usuario-Nodalizagao

O objetivo deste Apendice e apresentar uma sintese de consideragoes relativas

ao assunto titulo, compiladas da literature mencionada ao longo do texto, no intuito de

alertar o leitor/usuario para a importanda, complexidade e abrangenda do tema.

Um codigo de sistema termo-hidraulico e uma ferramenta capaz de calcular as

tendencias temporais de parametros (ou quantidades) de interesse representatives do

sistema simulado durante o curso de transientes com condigoes inidais e de contomo

atribuidas. Esses codigos de sistemas termo-hidraulicos lidam com a solucao das

equacoes de balango, que sao baseadas nos principios basicos da fisica, e sao

suplementados por equagoes constitutivas. A solugao desse conjunto de equagoes e

obtida atraves da discretizacao das mesmas para serem resolvidas por um metodo

numerico adequado utilizando-se, tambem, as condicoes iniciais e de contomo que

sao supridas pelos usuarios do codigo. Tais codigos possuem, em geral, mais de cem

mil linhas de programagao e o conjunto de dados de entrada chega a atingir cerca de

dez mil linhas de dados, ou ate mais do que isso.

As principals fontes de incertezas relacionadas ao codigo de sistema

enquadram-se nos itens abaixo listados [13]:

• as equagoes de balango (ou de conservagao) sao aproximadas. Nem todos os

fenomenos que ocorrem quando liquido e vapor interagem sao diretamente

considerados pela equacoes de conservagao,

• presenga de diferentes campos da mesma fase nao sao reconhecidos

separadamente, p. ex., goticulas e filme de liquido sao considerados pelo codigo

com somente uma velocidade,

• a escala de segao reta e ponderada pela geometria. Os perfis de velocidade sao

diferentes na realidade, enquanto que os codigos consideram valores medios,

• a escala de volume e ponderada pela geometria. Somente um vetor velocidade

(em cada fase) esta assodado com a malha hidraulica ao longo do eixo.

Diferentes vetores velocidade podem ocorrer na realidade, p. ex., na regiao do

pleno inferior, na conexao perna fria - "downcomer", etc.,

• presenga de pequenos e grandes vortices. Dissipagao de energia e de quantidade

de movimento nao sao diretamente consideradas,

114

• o segundo principio da termodinamica nao e necessariamente atendido pelos codigos,

• a solugao numerica e aproximada. As equagoes, apos serem discretizadas, sao resolvidas por metodos numericos que tambem sao aproximados,

• uso extensive de correlagoes empiricas: as faixas de validade das mesmas nao sao totalmente especificadas, uso (inevitavel) das mesmas fora de sua faixa de validade, sao aproximadamente incorporadas nos codigos,

• aproximacoes de escoamento em estado estadonario e totalmente desenvolvido. Todas as correlagoes usadas deveriam ser qualificadas e desenvolvidas em condicoes de estado estadonario e de regime totalmente desenvolvido. Em quase todas as regioes do drcuito primario da planta ou instalagao experimental o regime de escoamento nao e totalmente desenvolvido,

• propriedades de estado termodinamico e de materials sao aproximadas, prindpalmente para suas derivadas,

• efeitos associados aos usuarios. Dois ou mais grupos de usuarios tendo o mesmo codigo e as mesmas informagoes para desenvolver um conjunto de dados de entrada deveriam obter os mesmos resultados, mas isso, em geral, nao e verdadeiro,

• efeitos associados ao computador/compilador, • efeitos assodados a nodalizagao, • conhecimento impreciso das condicoes iniciais e de contomo, • deficiencias ou inadequagoes nos modelos do codigo.

O usuario do codigo pode interagir em diferentes niveis com os resultados. Em principio, dois ou mais grupos de usuarios e o mesmo conjunto de informagoes para desenvolver uma nodalizagao deveriam obter o mesmo resultado, porem, isto nem sempre e verdade e as diferengas, entao, podem ser atribuidas ao denominado efeito-usuario. As prindpais fontes desses efeitos-usuario podem estar relacionadas com um ou mais itens abaixo descritos [22]:

• a forma com que o sistema foi nodalizado, • a escolha de opgoes e parametros de modelos fisicos do codigo (p. ex.,

multiplicadores de vazao), • os parametros de entrada relacionados a caraderisticas especificas de sistemas

(p. ex, representagao de perda de calor para o ambiente), • a parametros de entrada relacionados a componentes especificos de sistemas (p.

ex., bombas, valvulas, separadores de vapor, etc.),

115

• especificagao de condigoes iniciais e de contomo,

• especificagao de propriedades de estado e de transporte (p. ex., dados de

propriedades fisicas de material do combustivel, revestimento, "gap"),

• selegao do tamanho do intervalo de tempo para a solugao numerica,

• selegao de metodo de solugao numerica,

• erros de entrada de dados, etc.

No intuito de minimizar o efeito-usuario [24], os seguintes topicos relativos aos

codigos devem ser aperfeigoados:

• melhoramento das instrugoes e orientagoes fomeddas aos usuarios ("code user

guidelines"), de modo a toma-Io mais detalhado e compreensivo,

• desenvolvimento e utilizagao de pre-processadores para preparagao dos dados de

entrada,

• programa ("software") que permita a visualizagao da geometria do sistema,

• verificacao de inconsistencias nas escolhas do usuario a partir de possiveis opgoes

do codigo,

• geragao e visualizagao de graficos em pos-processamento,

• desenvolvimento e utilizagao de analisadores de planta ("plant analysers").

Visando, tambem, reduzir o efeito-usuario, algumas praticas [26,88] adicionais

devem ser adotadas no tocante aos usuarios, tais como:

• qualificagao do usuario e da nodalizacao,

• organizagao adequada e disciplina do usuario,

• garantia de qualidade ("quality assurance")

• revisao independente,

• treinamento para qualificagao de usuarios (2-5 anos)

• partidpagao do usuario em problemas-padrao nacionais e intemadonais,

• simulagao pelo usuario de experimentos de efeitos separados e integrals.

Uma nodalizacao qualificada [21] de um sistema termo-hidraulico, desenvolvida

por um usuario e a ser utilizada pelo codigo de sistema, deve possuir as seguintes

caracteristicas:

• apresentar fidelidade geometrica com o sistema,

• reproduzir as medidas nominais das condigoes de estado estacionario,

• mostrar comportamento adequado para as condigoes dependentes do tempo.

116

--i&bfc»

Dessa forma, o processo de qualificacao deve envolver tanto a qualificacao do

codigo como tambem a qualificagao do usuario e da nodalizagao. Considerando a

integragao de todos esses itens, o processo de qualificacao da nodalizacao deve ser

aplicado tanto para a qualificacao em nivel de condigoes de estado estadonario como

de condigoes transientes.

Com relagao a qualificacao da nodalizagao [27] em nivel de estado

estadonario, deve-se buscar que os resultados do codigo reproduzam as condigoes

nominais da usina nudear ou da instalagio experimental e que tais resultados

apresentem uma boa reprodutibilidade quando da simulagao de um transiente nulo.

Neste contexto, os tdpicos e itens abaixo listados devem ser seguidos e avaliados:

a) Conhedmento da instalacao ou da planta:

• dados geometricos, de estruturas de calor, de materials, de condigoes

operacionais (iniciais e de contomo),

• condigoes de geragao, remogao e perda de calor,

• caminhos de escoamento de fluido e de perda de massa,

• caraderisticas de componentes (p. ex, bombas, valvulas),

• identificacao de pontos de atuagao ("setpoints").

b) Definigao da nodalizagao:

• uso de julgamento de engenharia e avaliagao do grau de detalhamento,

• requisitos do codigo (p. ex., razao comprimento-diametro, limite de Courant, etc.),

• tipos de transientes a serem analisados e precisao requerida das tendencias

calculadas,

• restrigoes de tempo de processamento e memoria computadonal.

c) Fidelidade da nodalizacao:

• nao necessariamente um elevado numero de volumes de controle garante a

fidelidade da nodalizagao com a instalagao ou a planta, mas o usuario deve

esforgar-se para obte-la,

• atengao deve ser dada a interface entre a hidraulica e a geometria (p. ex,

coeficiente de perda de pressao (forma e atrito) apresenta elevadas incertezas).

d) Aceitabilidade da comparacao entre os dados da instalagao e os dados de entrada:

• erro no volume total inferior a 1% do volume de referenda,

117

• erro na superficie total de transferencia de calor inferior a 10% dos valores de

referenda (exduindo nucleo do reator e tubos de geradores de vapor),

• erro na area de transferenda de calor do nucleo do reator e de tubos de geradores

de vapor inferior a 0,1% dos valores de referenda,

• todos os caminhos (relevantes) de escoamento de fluido devem estar representados.

e) Definigao das condicoes operacionais inidais e de contomo:

• jma vez verificados e atendidos todos os itens adma mendonados, toma-se

possivel obter o conjunto de dados de entrada para ser simulado pelo cddigo,

• e fortemente recomendavel que seja feita uma revisao de digitagSo,

• neste ponto deve-se selecionar os parametros relevantes a serem monitorados

para a avaliagao do comportamento em estado estadonario.

Obtengao do estado estacionario:

oxecugao de cerca de 100 s de transiente nulo,

reprodutibilidade de resultados,

concordanda com valores de referenda,

^justes sobre:

coeficientes de perda de pressao por forma

perdas de calor para o ambiente

melhoramento da nodalizagao

variagao no detalhamento de regioes criticas.

g) Aceitabilidade da qualificagao da nodalizagao em nivel de condicoes de estado

estacionario:

realimentagoes convergentes,

reprodutibilidade dos valores calculados dos parametros relevantes selecionados e

em boa concordanda com os valores de referenda,

Criterios de aceitacao [23]:

erro no balango total de potencia: < 2%

erro na pressao do sistema: < 0.1%

erro na temperatura: < 0,5%

erro na vazao massica: < 10%

erro na velocidade da bomba: < 1 %

erro na perda de calor: < 10%

118

- erro na massa total: < 2% - erro na perda de pressao: < 10%, etc.

De modo analogo, na qualificacao da nodalizagao [27] em nivel de transiente

deve-se demonstrar a capaddade da nodalizagio em predizer conretamente (com um

erro aceitavel e com razoes compreendidas) os fenomenos fisicos e cenarios

transientes relevantes. Neste contexto, os topicos e itens abaixo listados devem ser

seguidos e avaliados:

a) Razoes para a qualificacao em condigoes transientes:

• deve-se demonstrar que as condigoes tipicas medidas no transiente estao

corretamente reproduzidas pelos calculos,

• detecgao de eventuais erros quando da preparagao do conjunto de dados de

entrada:

- erros em dados geometricos (p. ex, volume maior ou menor que a zona

correspondente, valores errados para a espessura do material em estruturas de

calor),

- erros nas tabelas de propriedades dos materiais,

- erros em dados especificos do transiente (p. ex , curvas de decaimento de

vazao ("coastdown") de bomba, caracteristicas do sistema de resfriamento de

emergencia do nudeo (SREN), tabela de desligamento ("scram") do reator,

etc.),

• avaliacao das escolhas/opgoes do usuario:

- verificagao em logicas de atuagao ("trips") para componentes ou sistemas,

- variagoes nas condigoes de contomo (p. ex, distribuigao e valor das perdas de

calor),

- modificagao na nodalizagao,

- ajustes de parametros que reconhecidamente apresentam incerteza elevada

em seus valores (p. ex, coefidente de perda de pressao por forma em sentido

reverso, multiplicadores de escoamento critico).

b) Agoes preliminares:

• escolha do teste experimental a ser usado como transiente de referenda:

- os fenomenos observados durante o teste devem ser reconhecidos como

aqueles que sao tornados como referenda no projeto da instalacao,

- condigoes iniciais e de contomo devem ser simples e claras,

119

- os dados experimentais gravados durante o teste devem ser exaustivos e

confiaveis

• escolha das variaveis para comparagao:

- interesse fisico (medida direta - calculo direto),

- interesse fenomenologico (nivel de liquido, perda de calor)

- interesse relacionado a. nodalizagao (curva de decaimento de potencia, vazSo

de fuga)

• identificacao do periodo de tempo de ocorrencia de fenomenos (janelas

fenomenologicas),

• selegao de parametros termo-hidraulicos relevantes em cada periodo de tempo.

c) Aceitabilidade da qualificacao em condigoes transientes:

• ajuste dos dados de entrada ao teste de referenda atraves das condigoes inidais e

de contomo

• execugao dos calculos,

• analise qualitativa e quantitativa dos resultados,

• identificagao e justificative de possiveis discrepancias:

- limitagoes dos modelos fisicos e/ou numericos,

- inadequagao da nodalizagao (tambem o efeito-usuario),

- erro na interpretagao das condigoes de contomo pelo usuario,

limitagoes nas informagoes supridas sobre as condigoes de contomo.

d) Agoes corretivas, quando necessarias para quaisquer dos itens acima.

120

APENDICE B

Ferramentas Computacionais Associadas ao Cddigo CIAU

O objetivo deste Apendice e apresentar sucintamente os prindpais objetivos,

caracteristicas e documentagao de suporte das ferramentas computacionais

associadas ao processo do codigo CIAU [38,39], tanto da etapa de desenvolvimento

do codigo (fase transparente ao usuario final) como da etapa de aplicacao

propriamente dita, conforme descrito na Segao 2.3 e Fig. 3 deste trabalho.

B.1 Programa FFTBM ("Fast Fourier Transform Based Method")

Este programa [49,58,63,64,89,90] execute uma avaliacao quantitativa para o

calculo da precisao ("accuracy") utilizando o metodo "Fast Fourier Transform - FFT",

onde e possivel representar as discrepancias do codigo pela transformagao para o

dominio da frequenda das tendencias temporais medida e calculada de um grupo de

variaveis significativas (em geral mais de 20 parametros). Tambem sao estabelecidos

criterios de aceitabilidade.

A avaliacao quantitativa da predsao deve ser feita somente apos a realizagao

de uma avaliacao qualitativa e considerada positiva ou satisfatoria (veja Segao 3.1.5 e

3.2.5 deste trabalho).

A propriedade fundamental da transformada de Fourier e caracterizada pela

capacidade de analisar qualquer relagao entre duas quantidades obtidas no dominio

do tempo sem a fatta de informagao, fazendo-se uso da transformagao dessas

quantidades para o dominio da frequenda. O metodo FFT e empregado quando se

tem fungoes na forma de pontos digitais usando-se um algoritmo que calcula mais

rapidamente a transformada de Fourier discreta.

Para aplicacao deste algoritmo, as fungoes devem ser identificadas por um

numero de pontos que seja uma potencia de 2. Entao, se o numero de pontos (N)

definindo a fungao no dominio de tempo e N = 2(m+1) a FFT fomece as frequencies

fn = n/T, onde (n = 0, 1, 2,..., 2m) e T e a duragao de tempo do sinal amostrado.

121

A quantificagao da precisao de um calculo do codigo, F^ft) , considera a

amplitude, no dominio da frequenda, do sinal experimental, Fexp(t), e a fungao erro

(AF) dada por:

AF = Fcafc(t) - Fexp(t) (B1)

Em particular, o metodo caracteriza cada calculo atraves de dois valores:

• um fator de amplitude media (AA) adimensional

ZlAF(fn)l n=0

Z I F - P O AA = J=2 (B2)

B=0

• um fator de frequenda ponderada (WF)

£|AF(f,)|.fm WF = ^ (B3)

n=0

onde o superescrito"~" representa a transformada de Fourier.

za

e a

A informagao mais significativa e dada por AA, que representa a grande;

relativa da discrepanda proveniente da comparacao entre o calculo realizado e _

correspondente tendencia experimental. AA = 1 significa um calculo afetado por um

erro de 100%.

O fator WF caraderiza a especie de erro, visto que seu valor indica se o erro

apresenta mais relevanda em baixa ou alta frequenda, e dependendo do transiente,

erros de alta frequenda podem ser mais aceitaveis do que os de baixa frequenda.

Analisando transientes termo-hidraulicos, a melhor precisao e geralmente obtida por

baixos valores de AA em valores altos de WF [89].

Na tentativa de apresentar uma visao global da precisao de um dado calculo,

indices medios de desempenho sao obtidos pelas definigoes da amplitude media total

122

ou global AAtot e do fator de frequenda ponderada total WFtot, como abaixo

representadas:

(AA)ht = ^ [ (AA) l . (w f ) i ] (B4) i=l

(WB)« = Z [ ( W F ) i - ( w f ) i ] <B5> i=l

sendo:

Z ( w f ) i = 1 (B6> i=l

onde Nva, e o numero de parametros analisados e (wf), sao os fatores de ponderagao

introduzidos para levar em consideragao a importancia diferente de cada parametro

sob o ponto de vista da analise de seguranca.

0 fator amplitude media (AA) e o fator mais adequado para definigao de

criterios de aceitabilidade validos para todo o transiente analisado, devendo ser menor

que um determinado fator de aceitabilidade K.

A partir da experiencia adquirida, pelo DIMNP da Universidade de Pisa, em

muitas aplicagoes do metodo, foi possivel constatar que:

• AAtot < 0,3 caraderiza predigoes do codigo muito boas,

• 0,3 < AAtot 0,5 caraderiza boas predigoes do codigo,

• 0,5 < AAtot 0,7 caraderiza predigoes do codigo ruins,

• AAtot > 0,7 caraderiza predigoes do codigo muito ruins.

Dessa forma, o valor de K = 0,4 foi escolhido como um limite para identificar

uma boa precisao de um calculo do codigo.

Adicionalmente, adota-se tambem um fator de aceitabilidade, relacionado a

algum ou alguns parametros significativos para a seguranca, tais como a pressao do

sistema primario, a temperatura do revestimento da barra aquecedora e a massa

residual do sistema primario. Assim, esta sendo considerado como criterio adicional

123

de aceitabilidade que o fator de amplitude media da pressao do sistema primario (AApr) seja inferior a 0,1.

B.2 Programa AFE ("Accuracy Finalized to Uncertainty Extrapolation")

Este programa [58,65] calcula a precisao de um calculo generico de modo a

permitir a posterior extrapolagao para a incerteza. Os calculos das precisoes

relacionadas ao tempo e a quantidade podem e sao obtidas separadamente, sendo

posteriormente combinadas para fomecer a precisao total.

Para efetuar a avaliagao da predsao, e necessario identificar ocorrencias de

tempo para eventos seledonados do transiente, onde o instante de ocorrenda desses

eventos permite dividir as tendendas das quantidades (calculada e medida) em

intervalos de tempo (janelas fenomenologicas - PhW). A avaliacao da precisao

somente e representativa para a extrapolacao em incerteza se as mesmas janelas

fenomenologicas sao identificadas nos resultados do calculo e do experimento.

As janelas fenomenologicas necessarias para realizar um calculo da precisao

sao identificadas a partir da selegao dos seguintes eventos (no caso de ATWS,

eventos adicionais podem ser necessarios):

• inido do transiente (teste)

• atuagao (fechamento, abertura) da operagao da valvula da linha de vapor

• operagao (fechamento, abertura) da agua de alimentagao principal

• desligamento da bomba de refrigeragao e limites do decaimento ("coastdown") de

vazao

• despressurizagao ("blowdown") em condicao de saturacao

• atuagao (inido e fim do cido) da valvula de alivio do pressurizador operada por

motor ("PORV valve")

• operagao (inido e fim do ddo) da valvula de alivio de vapor ("steam relief valve -

SR V ) do gerador de vapor

• inicio e fim da descarga de liquido proveniente do SREN (acumuladores, injegao

de alta e baixa pressao)

• ocorrencia de "dryouf (em 2/3 da altura ativa da barra combustivel ou aquecida)

• evento de pico de temperatura do revestimento ("peak clad temperature - PCT") da

barra combustivel ou aquecida (em 2/3 da altura ativa da barra combustivel ou

aquecida)

124

• ocorrencia de remolhamento (em 2/3 da altura ativa da barra combustivel ou

aquecida)

• atuagao de sistemas de engenharia relacionados a seguranca ("engineered safety

features - ESF"), tais como aquecedores do pressurizador, sistema de controle

quimico e volumetrico, sistema de remogao de calor residual, etc.

• pico de potencia neutronica, no caso de ATWS

• fim do teste.

A Fig. B1 mostra o fluxograma esquematico do programa AFE, onde o

significado de cada bloco e dado abaixo:

• bloco a: identificagao dos instantes de tempo experimental e calculado usados

para subdividir as tendencias das quantidades em janelas fenomenologicas

• bloco b: dados de entrada experimental e calculado sao acumulados

• bloco c: fixagao dos intervalos das PhW e dos instantes de tempo dentro de cada

PhW

• bloco d: predsao no tempo e avaliada dentro de cada PhW

• bloco e: predsao da quantidade e avaliada dentro de cada PhW

• bloco f: a precisao da quantidade e suavizada para reduzir a dispersao de dados

de precisao

• bloco g: obtengao da precisao no tempo para a PhW processada

• bloco h: obtengao da precisao da quantidade para a PhW processada

• bloco i: verificacao se todas as PhW foram processadas

• bloco j : para os objetivos do CIAU, a precisao no tempo e armazenada em blocos

de tempo usados para definir um transiente geral

• bloco k: para os objetivos do CIAU, a precisao da quantidade e armazenada em

blocos de tempo usados para definir um transiente geral

• bloco I: obtencao de um vetor, definido por intervalos de tempo, incluindo as

predsoes no tempo do teste considerado (resultado do AFE)

• bloco m: obtengao de uma matriz, definida por hipercubos, incluindo as precisoes

quantitativas do teste considerado para as quantidades pressao do sistema

primario, inventario de massa do sistema primario e temperatura do revestimento

(resultado do AFE)

• bloco n: dados de precisao para o teste e armazenado em arquivos, para

subsequente uso no processo do CIAU.

125

Ik

w

Dados de entrada da Ph.W.

I a

Determinacao das Ph.W.

i r Predsio no tempo (time accuracy")

a i

Predsio nointerva (Interval time ac

N

d

r o do tempo curacy")

ao

s e

Dados de entrada do exDerimento e do calculo

v instantes do tempo

Fim das

V

b

c

Predsio da quantidade ("quantity accuracy")

+ Processo de "suavizacao"

V

e

f

Predsio no intervalo da quantidade (Interval quantity accuracy")

h

Ph.W.'s

Limites nos blocos de tempo

Teste do vetor da precisao no tempo

Limites dos hipercubos

Sim

m Teste da matriz de

hipercubos

Armazenamento de dados da precisao

Fig. B1 - Fluxograma do programa AFE

j t f t t i L ^

126

B.3 Programa COLLECT

Este programa apenas armazena os dados da matriz e vetor de precisoes

gerados por AFE em cada um dos casos executados. Neste estagio e, entao, criada a

matriz QAM e o vetor TAV para serem posterionmente repassados ao programa DAST

descrito a seguir.

B.4 Programa DAST ("Data for Statistical Treatment")

Este programa [58,66] basicamente efetua o processo de extrapolagao dos

dados de predsao, obtidos em AFE e armazenados na matriz QAM e no vetor TAV,

para dados de incerteza que serao armazenados na matriz QUM e no vetor TUV, que

possuem a mesma estrutura de QAM e TAV. Este processo esta baseado em bases

estatisticas [91].

O procedimento DAST realiza o calculo de ponderagoes adequadas que levem

em conta as bandas de dispersao intrinsecas e as diferentes importancias das varias

instalagoes para o processo de extrapolagao. Dessa forma, a incerteza final (U)

obtida, caraderizando cada hipercubo ou intervalo de tempo e representando a

metade da largura da banda, e dada por

U = [A . (1 + E») + Es + Ed . |R| (B7)

onde:

A e a precisao, resultante de AFE,

Ev e um erro extra em decorrencia dos volumes medios das instalagoes que sao

usadas para a obtengao da base de dados, sendo fungao do fator de escala em

volume Kv da instalagao. Em outras palavras, esta assodado a distorgoes

geometricas relacionadas as instalagoes,

Es e um erro adicional representando o espalhamento medio dos dados de

precisao em cada hipercubo, sendo fungao da dispersao de cada hipercubo.

Para o caso de incerteza no tempo este erro e nulo,

E,, e um erro adicional que leva em consideragao a dispersao dentro de cada

hipercubo ou intervalo de tempo, sendo proveniente da combinagao das bases

de dados de diferentes origens (i.e., medidas experimentais e calculos

associados ao codigo). E considerado como duas vezes o desvio padrao da

distribuigao dentro de cada hipercubo ou intervalo de tempo.

127

E importante comentar que esta formulagao esta associada com os processos de combinagao de dados e de identificacao de incertezas. Em relagao ao primeiro processo, os fatores de ponderagao sao usados para diminuir ou aumentar a importancia de um unico dado dependendo do erro ou precisao que caraderiza este dado. No segundo processo, fatores de ponderagao sao usados para aumentar a incerteza final dependendo do erro total que caraderiza a base de dados.

A confianga nos resultados de incerteza, i.e., na abrangenda das bandas de erro envolvendo as tendendas temporais calculadas pelo codigo, reladona-se com os termos Ev, E, e Eo anteriormente mendonados. Deve-se tentar atingir o objetivo de obter um nivel de confianga de 95%, compativel com os criterios regulatorios baseados no risco. Este objetivo ainda nao foi demonstrado.

B.5 Programa UBEP ("Uncertainty Bands for Extrapolation Process")

O programa UBEP [57,58], pos-processador final do processo CIAU a ser efetivamente utilizado pelo usuario na etapa de aplicacao do cddigo, gera as bandas de incerteza superior e inferior aplicada sobre os resultados do calculo obtido para um ASM assodado a um experimento ou a uma NPP.

Este programa le os resultados calculados pelo codigo das seis variaveis definidas no CIAU (que caraderizam o hipercubo da quantidade, veja Tab. 1 na Segao 2.3 deste trabalho) e os dados de incerteza originarios do processo de extrapolacao da precisao (procedimento AFE/DAST), identifica as sequencias dos intervalos de tempo e dos hipercubos existentes nos resultados do codigo pela combinagao das seis variaveis govemantes e, finalmente, apos a montagem dos retangulos construidos para cada tempo do transiente, produz as bandas continuas de incerteza (superior e inferior) que envelopam as tendencias temporais da pressao do sistema primario, da temperatura da superficie do revestimento da barra combustivel ou aquecida a 2/3 da altura ativa do nucleo e do inventario de massa do circuito primario.

128

APENDICE C

Problemas Associados ao Desenvolvimento do Cddigo CIAU Verificados na

Aplicagao ao Transiente RES-11.99 em Angra 1

Como mendonado no Capitulo 4 deste trabalho, apesar da indisponibilidade de

dados e informagoes detalhadas sobre resultados medidos e armazenados durante a

ocorrencia do evento de desarme da usina Angra 1 devido a rejeigao de carga da

mesma provocada pela atuagao indevida da protegao eletrica quando da realizagao de

teste de geragao de sinal de desbloqueio para linha de transmissao, a simulagao deste

transiente foi bastante util no contexto da qualificagao independente do codigo CIAU,

pois permitiu identificar tres problemas assodados ao seu desenvolvimento.

Estes problemas foram relatados aos autores do codigo que identificaram e

efetuaram as corregoes necessarias, de modo a soluciona-los.

O primeiro problema encontrado relacionou-se ao fato da banda superior de

incerteza gerada nos instantes inidais do transiente estar posicionada abaixo da curva

calculada pelo codigo de sistema para a temperatura do revestimento da barra

combustivel, como mostrado no detalhe da Fig. C1.

Este problema foi identificado pelos autores do CIAU como estando assodado

a um teste de consistencia de temperatura versus pressao, i.e., quando a potencia e

alta (como na parte inicial do transiente), o programa UBEP limitava a temperatura

superior ao valor da temperatura de saturacao. Entretanto, neste periodo a

temperatura do revestimento nao e a mesma da temperatura do fluido refrigerante

gerando, assim, um resultado incorreto quando as bandas de incerteza eram

calculadas. A Fig. C2 mostra o resultado corrigido, inclusive com valor de incerteza ao

redor dos 10 e 40 a 50 s de transiente, antes inexistente.

Com esta versao do CIAU, dois novos problemas apareceram, conforme

mostrado nos detalhes das Figs. C3 e C4. No caso das bandas de incerteza para a

quantidade inventario de massa do primario, Fig. C3, a partir de 160 s as bandas

superior e inferior se opuseram, inclusive numa regiao onde nao havia hipercubo

preenchido com valor de incerteza No caso da temperatura do revestimento da barra

combustivel, Fig. C4, tambem a partir de 160 s a banda inferior de incerteza se tomou

superior a tendencia calculada.

129

700 r—T—, i I i — i — i — r — I — i i r r

-A— httempl 91000910

- U — upper_T

-L-— lower T

rU-AL-

fc—1=—b—t

-fcU—A

500 i ' J I I I I l I I I I I I I I I I I I I I I I L_J l__l I L 0 10 20 30 40 50 60

tempo (s)

Fig. C1 - Temperatura do revestimento da barra combustivel: calculada e as

bandas de incerteza (Angra 1 - Res11.99)

700

500 10 50 20 30 40

tempo (s)


bandas de incerteza (Angra 1 - RES11.99)

60

130

120 "i i—i—i—i—i—i—i—i—i—i—r -1—i—i i—i i i l i i i—i i i i i r

110

ra inn 111 ro E

! 1 0 0 qh-ro tf

u—u—y-

~A— cntrlvarl 17

- U — upper_M

- L — lower M

U tj U- -U-

90

A-

-b b b-

± b-

8 0 I — i — i — i — L J L _ l L__l I I 1 I I I 1 I I L L 0 50 200 100 150

tempo (s) Fig. C3 - Inventario de massa do primario: calculada e as bandas de incerteza

(Angra 1-RES11.99)

250

700 ~ i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i — i r 1—i—r

-A— httempl 91000910

- U — upper_T

- b — lower T

l—U U U -U U bl v. U 0-

-fc fc-

500 J L J L J I L 50 100 150

tempo (s) 200 250



131

Como no caso anterior, estes problemas foram relatados aos autores do CIAU,

que os identificaram e soludonaram. As seguintes explicagoes foram apresentadas-

• um hipercubo vazio produz incerteza quantitativa nula mas, em geral, a

correspondente incerteza no tempo e diferente de zero,

• pontos da tendencia temporal onde o hipercubo esta vazio sao cobertos com areas

de incerteza dos pontos proximos onde a incerteza e diferente de zero e estas

areas vao alem do proprio tempo (veja Fig. 1),

• o limite superior da temperatura e corrigido com a temperatura de saturacao, em

caso de nao ocorrenda de "dryouf, obtida a partir da pressao da banda superior

associada a pressao do sistema,

• existem tambem situagoes onde a precisao para o hipercubo esta vazia somente

para massa e temperatura, mas nao para a quantidade pressao.

Assim, houve a necessidade de corregao no programa UBEP, porque se a

incerteza no tempo e diferente de zero, um ponto com incerteza nula para a

quantidade pode gerar banda de incerteza nao nula em situagoes espedais, i.e., onde

ocorre derivadas significativas de uma variavel. As Figs. C5 e C6 mostram os

resultados corrigidos.

120

110

S 100 ro E

90

n—I—r

•n

80 0

i—i—i—i—I—i—i—i—i—I—i—i—i—i—I—i i i i I i i i r

^A-

J [__! L

■ u — u — u -

-A— cntrlvarl 17

- U — upper_M

- b — lower M

-y u- -u-

A L U A -fcU-A-

-b- b b-

~b b-

i i i J L J L J L

50 100 150 tempo (s)

200 250

Fig. C5 - Inventario de massa do primario: calculada e as bandas de incerteza

(Angral -RES11.99)

itMEk^

132

550 -

i i i i—i—i—i—i—r "i—i—r i—i—r "i i—i—i—i—i—i—r

-A— httempi 91000910

- U — upper_T

- b — lower T

U U- -U- ~u- -O-

A A A—b--b b b '

500 '—i— L J L J L _ J I I I I I l I l I 0 50 100 150 200 250

tempo (s) Fig. C6 - Temperatura do revestimento da barra combustivel: calculada e as


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