Decizi e Senat nr. 23830.09.2015 [630954]

Universitatea “Politehnica” din Bucure ști
Facultatea de Energetic ă

Decizi e Senat nr. 238/30.09.2015

TEZA DE DOCTORAT

Contribu ții la analiza determinist ă a accidentelor
severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU

Contributi ons to the deterministic analysis of severe
accidents at CANDU type Nuclear Power P lants

Autor : Ing. Elena DINCĂ

COMISIA DE DOCTORAT

Președinte Prof. dr. ing. Adrian BADEA de la Universitatea “Politehnica” din București
Conducător
de doctorat Prof. dr. ing. Ilie PRISECARU de la Universitatea “Politehnica” din București
Referent Prof. dr. ing. Daniel DUPLEAC de la Universitatea “Politehnica” din București
Referent Prof. dr. ing. Serban VALECA de la Universitatea din Pitești
Referent C.S. I, Dr. Csaba ROTH, de la RATEN, Sucur sala Cercetări Nucleare Pitești

București, 2015

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
2 CUPRINS

1. INTRODUCERE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 6
1.1 Securitatea nucleara si conceptul protectiei in adancime ………………………….. ………… 6
1.2 Problematica accidentelor severe ………………………….. ………………………….. ……………. 8
1.3 Contextul national si international privind analiza si managementul accidentelor
severe ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….. 9
1.4 Obiectivele tezei de doctorat ………………………….. ………………………….. ………………… 12
1.5 Continutul tezei de doctorat ………………………….. ………………………….. …………………. 15
2. COMPORTAREA CENTRALEI CANDU IN CAZUL UNUI ACCIDENT SEVER …. 17
2.1 Elemente generale ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….. 17
2.2 Principalele secvente de accident sever la CANDU ………………………….. …………….. 19
2.3 Asigurarea functiilor de securitate nucleara in caz de accident, la CANDU ………… 22
2.4 Carateristici intrin seci ale proiectului CANDU -6 de protectie impotriva accidentelor
severe ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. … 23
2.5 Fenomenologia accidentelor severe la reactorul CANDU -6 ………………………….. ….. 26
2.5.1 Comportarea zonei active a reactorului CANDU in timpul unui accident
sever ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………………… 27
2.5.2 Defectarea tubului de presiune ………………………….. ………………………….. ……….. 32
2.5.3 Comportarea fasciculului de combustibil ………………………….. …………………….. 34
2.5.4 Formarea debrisului ………………………….. ………………………….. ……………………… 36
2.5.5 Comportarea debrisului suspendat ………………………….. ………………………….. ….. 37
2.5.6 Comportarea debrisului solid pe fundul vasului calandria (debris terminal) ….. 39
2.5.7 Oxidarea zirconiului ………………………….. ………………………….. ……………………… 39
2.5.8 Tratamentul analitic al fenomenelor in codurile de analiza a accidentelor severe
la CANDU ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………… 44
2.6 Descrierea generala a accidentului SBO la reactorul CANDU -6, cazul de referinta 45
3. ANALIZA DETERMINISTA A ACCIDENTELOR SEVERE LA CANDU …………….. 48
3.1 Necesitatea realizarii analizelor de accidente severe ………………………….. ……………. 48
3.2 Stadiul actual al analizei accidentelo r severe la CANDU ………………………….. ……… 53
3.3 Codurile de calcul utilizate pentru analiza accidentelor severe la CANDU …………. 54
3.3.1 Clasificarea codurilor de calcul pentru accidente severe ………………………….. … 55
3.3.2 Coduri de calcul utilizate in prezent pentru analiza accidentelor severe la
CANDU ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………………… 57

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
3 3.3.3 Prezentarea codurilor de calcul utilizate in analiza accidentelor severe la
CANDU 58
3.4 Tratamentul analitic al fenomenelor specifice accidentelor severe in codul de calcul
RELAP/SCDAPSIM ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………… 64
3.4.1 Modele specifice accidentului sever din codul RELAP/SCDAPSIM …………… 66
4. ANALIZA ACCIDENTULUI SEVER DETERMINAT DE SBO LA CANDU -6 ……… 77
4.1 Metodologia de analiza ………………………….. ………………………….. ……………………….. 77
4.2 Cazurile analizate ………………………….. ………………………….. ………………………….. …… 78
4.3 Selectarea codului de calcul si modele de cod utilizate in analiza ………………………. 82
4.4 Schema nodalizata, modele si date de intrare specifice CANDU -6 …………………….. 84
4.4.1 Schema nodalizata si modele utilizate pana in prezent pentru CANDU -6 …….. 85
4.4.2 Contributii la dezvoltarea modelelor utilizate in analiza ……………………….. 90
4.5 Criterii de defectare utilizate in analiza accidentelor severe c u coduri integrale a
reactorului CANDU ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………. 97
4.6 Pregatirea fisierelor de date de intrare si realizarea calculelor ………………………….. .. 99
5. REZULTATELE ANALIZEI ACCIDENTULUI SBO LA CANDU -6 …………………… 101
5.1 Cazul de referinta (fara creditarea surselor de racire a combustibilului nuclear) … 101
5.2 Depresurizarea Generatorului de Abur (SG) urmata de introducerea de apa de racire
in SG 109
5.2.1 Depresurizarea SG dupa 2200 s de la initierea SBO ………………………….. …. 110
5.2.2 Depresurizarea generatoarelor de abur dupa 9000 s de la initierea SBO . 116
5.2.3 Depresurizarea generatoarelor de abur dupa 7200s si respectiv dupa
10800s de la i nitierea SBO ………………………….. ………………………….. ……………………… 118
5.2.4 Concluzii ale cazurilor B analizate ………………………….. ………………………….. 120
5.3 Depresurizarea voluntara a PHTS in cazul accidentului SBO ………………………….. 121
5.3.1 Depresurizarea PHTS la 12600 s de la initierea SBO ………………………….. …… 122
5.3.2 Depresurizarea voluntara a P HTS dupa 9000s si respectiv 10800s de la
initierea SBO ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 129
5.3.3 Concluzii privind cazurile C – SBO cu depresurizarea voluntara a PHTS … 133
6. CONCLUZII PRIVIND ANALIZELE REALIZATE PENTRU SBO LA CANDU -6 . 136
7. CONCLUZII GENERALE ………………………….. ………………………….. ……………………….. 140
7.1 Concluzii privind indeplinirea obiectivelor tezei de doctorat ………………………….. . 140
7.2 Concluzii generale privind teza de doctorat ………………………….. ………………………. 142
8. BIBLIOGRAFIE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………… 144

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
4 ABREVIERI

AECL – Atomic Energy of Canada Limited
DBA – Accident Baza de Proiect (Design Basis Accident)
BDBA – Accident Dincolo de Baza de Proiect (Beyond Design Basis Accident)
BMW – Sistem pentru refacerea inventarului de apa din generatoarele de abur
(Boiler Make -up Water)
CANDU – CANadian Deuterium Uranium – Proiect Canadian de reactor de
putere racit si moderat cu apa grea si alimentat cu combustibil nuclear
din uraniu natural
CNE – Centrala Nuclearo -Electrica (echivalent cu NPP -Nuclear Power Plant )
CV – Vasul Calandria (Cal andria Vessel)
DSA – Analiza determinista de securitate nucleara (Deterministic Safety
Analysis)
DGC – Condensator Degazor (Degasser Condenser)
ECCS – Sistem de racire la avarie a zonei active (Emergency Core Cooling
System), echivalent cu SRAZA
HP-ECC – Treapta de inalta presiune a ECC
MP-ECC – Treapta de medie presiune a ECC
LP-ECC – Treapta de joasa presiune a ECC
MSSV – Vana de descarcare abur de siguran ta (Main Steam Safety Valve)
PHTS – Sistemul primar de transport al caldurii, SPTC (Primary Heat
Transport System)
PSA – Evaluare probabilistica de securitate nuclear a, EPSN (Probabilistic
Safety Assessment )
EWS – Sistem de alimentare cu apa la avarie (Emergency Water Suply )
EPS- Sistem de alimentare cu energie electrica in caz de avarie (Emergency
Power Supply)
IAEA – Agentia Internationala pentru Energie Atomica (International Atomic
Energy Agency)
LCDA – Accidente cu deteriorare limitata a zonei active (Limited Core Damage
Accident)
LOCA – Accident de pierdere a agentului de racire (Los s of Coolant Accident)
LOECC – Pierderea debitului de apa de racire la avarie a zonei active (Loss of
Emergency Core Cooling)
LRV – Vana de descarcare lichid (Liquid Relief Valve)
LWR – Reactor racit cu apa usoara (Liquid Water Reactor)
NPP – Centrala nuclear o-electrica (Nuclear Power Plant), echivalent cu CNE
PAR – Recombinator autocatalitic pasiv (Passive Autocatalytic Recombiner)
PHTS – Sistemul Primar de Transport a Caldurii (echivalent cu PHTS)
PWR – Reactor racit cu apa sub presiune (Pressuriz ed Water Reactor)
RCW – Sistemul cu apa de racire recirculata (Recirculated Cooling Water)
RSW – Sistemul cu apa tehnica bruta (Raw Service Water)

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
5 RV – Vane (Supape) de siguranta (Relief Valve)
SA – Accident Sever (Severe Accident)
SAM(G) – (Ghid pen tru) Managementul Accidentelor Severe (Severe Accident
Management Guide)
SBO – Pierderea totala a alimentarii cu energie electrica a centralei nucleare
(Station Black -Out)
SCDA – Accidente cu deteriorare severa a zonei active (Severe Core Damage
Accident)
SG – Generator de Abur (Steam Generator), echivalent GA sau Boiler
SDG – Generator electric de rezerva (Stand -by Diesel Generator)
MDG – Generator electric mobil (Mobile Diesel Generator)
SSCE – Structuri, Sisteme, Componente si Echipamente.

Note:

1) In lucrare se vor utiliza abrevierile denumirilor sistemelor si componentelor in limba
engleza, in conformitate cu denumirile originale din proiectul CANDU, dupa ce se vor
furniza explicatiile necesare privind denumirea si functia acestora in limba romana . Nu se
utilizeaza abrevierile in limba romana, deoarece nu toti termenii utilizati in lucrare au
corespondent cunoscut in limba romana si de asemenea recunoasterea echivalentului
acestora in literatura de specialitate, pentru conformitate, ar fi dificila.
2) In lucrare se vor utiliza unii termeni consacrati la nivel international, in literatura de
specialitate, din comportamentul unui reactor in timpul accidentului sever, dupa
explicarea acestora, precum „debris”, „sagging”, etc.
3) Desenele si schemele preluate din literatura de specialitate, nerestrictionata, de promovare
si explicare a caracteristicilor proiectului CANDU , precum si cele preluate din lucrari de
specialitate pentru referentiere, v or fi prezentate in teza in forma originala, cu prezentarea
explic atiilor necesare in legende separate , atunci cand este cazul .
4) Graficele rezultate in urma rularilor codului de calcul selectat pentru analiza realizata,
pentru diferitele cazuri, au nemele parametrilor reprezentati pe axe in limba engleza, dar
sunt insotit e de explicatii corespunzatoare in text sau in denumirea respectivelor figuri.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
6 1. INTRODUCERE
1.1 Securitatea nucleara si conceptul protectiei in adancime
Securitatea nucleara a unei centralele nucleare de putere (nuclearo -electrice) se bazeaza pe
conceptul de protectie in adancime, care considera atat barierele fizice succesive prevazute
prin proiectul centralei (matricea combustibilului, teaca elementului de combustibil, incinta
sub presiune a sistemului primar de transport al caldurii si anvelopa reactorului) dar si alte
mijloace prevazute pentru a asigura controlul materialelor radioactive prin mai multe niveluri
de protectie impotriva deteriorarii barier elor fizice, impotriva impactului radiologic nedorit
atat asupra centralei insesi cat si a imprejurimilor acesteia. Prin conceptul de protectie in
adancime se urmareste in primul rand protejarea populatiei, a personalului centralei si a
mediului impotriva efectelor nedorite ale radiatiei nucleare.
Demonstratia faptului ca riscul nuclear este mentinut in limitele cerute (prin proiect, si prin
cerintele reglementarilor din domeniul nuclear, in vigoare) se face prin realizarea unor
evaluari ale securitatii nu cleare, care includ si analize specifice de securitat e nucleara, de tip
determinist si probabilistic. Aceste studii arata cum sunt indeplinite cerintele de protectie in
adancime, cum ar fi modul in care este asigurata mentinerea integritatii barierelor imp otriva
eliberarilor radioactive, in cazul aparitiei unor evenimente de initiere , interne si externe, care
pot aparea in diverse conditii de operare a centralei si in diferite circumstante (precum
indisponibilitatea unor sisteme de proces ale centralei sau chiar combinati a acestora cu
indisponibilitatea unui sistem special de securitate nucleara). Intregul domeniu de conditii
pentru care este proiectata o centrala nuclear o-electrica, in conformitate cu criteriile de
proiectare stabilite, incluzand si cerinte le reglementarilor nationale in vigoare, si pentru care
defectarea combustibilului nuclear si eliberarea de produsi de fisiune sunt tinute in limitele
autorizate, formeaza baza de proiectare a unei centrale nucleare. In baza de proiectare au fost
considera te evenimente, inclusiv erori de operator sau defectari de echipamente, ale caror
consecinte nu pot fi considerate neglijabile. In functie de frecventa lor de aparitie,
evenimentele de initiere considerate in baza de proiectare au fost clasificate in tranz ienti si
accidente baza de proiect. Frecventele de aparitie ale acestor evenimente pentru un reactor de
putere variaza de la 10-1 ev/an (pentru tranzienti), pana la valori de 10-5 ev/an sau chiar mai
mici (pentru accidentele baza de proiect), in functie de cerintele reglementarilor nationale din
domeniul nuclear in vigoare. Limitele de doze pentru populatie, impuse de reglementari, sunt
corelate in general cu frecventa de aparitie a evenimentelor.
Centralele de tip CANDU au fost proiectate astfel incat sis temele care asigura indeplinirea
functiilor fundamentale de securitate nucleara sa reziste sarcinilor rezultate din tranzientii si
accidentele baza de proiect, interne si externe, atat ca defecte singulare cat si ca defecte
insotite de indisponibilitatea u nui sistem special de securitate nucleara, in conditiile in care
sistemele de proces cu rol de protectie nu sunt creditate (conceptul „single -dual failure” din
filozofia de proiectare CANDU).
Consecintele accidentelor severe sunt in general peste limitele cerute in prezent de
reglementarile din domeniul nuclear in vigoare , desi exista tendinta de intarire a cerintelor.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
7 Aceste consecinte pot afecta populatia, mediul si economia unei tari, a unei zone, sau a lumii
intregi si au efecte asupra dezvoltarii intre gii industrii nucleare. De aceea, accidentele severe
trebuie analizate in detaliu, si trebuie prevazute mijloace suplimentare si intarite cele
existente , pentru prevenire a, oprirea evolutiei accidentelor severe cat mai repede posibil, sau
de atenuare a con secintelor lor prin mijloace fizice, operationale si organizatorice specifice,
adecvate.
Avand in vedere principiile protectiei in adancime, pentru prevenirea aparitiei accidentelor
severe si indepartarea efectelor acestora trebuie intarit fiecare nivel d e aparare in adancime al
unei central e nucleare . Nivelurile de protectie in adancime sunt definite in Tabelul 1 -1:
Tabelul 1 -1: Nivelurile de protectie in adancime
Nivel
protectie
adancime
Obiectiv
Nivel 1 Prevenirea aparitiei de evenimente de initiere (tranzienti) prin calitatea si
conservatorismul proiectarii, calitatea constructiei, organizarea si exploatarea
adecvata a centralei, precum si printr -o buna cultura de securitate nuclear a;
Nivel 2 Monitorarea centralei si detectarea si controlul deviatiilor de la operarea
normal, prin controlul comportarii centralei cu programe si sisteme
specializate (programe de control);
Nivel 3 Controlul accidentelor in baza de proiectare prin mijloace inerente, cum ar fi
sistemele speciale de securitate nucleara, proiectarea conform principiului
defectului singular si prin proceduri specifice de operare;
Nivel 4 Controlul conditiilor severe ce pot aparea in centrala, prin gestionarea
accidentelor prin sisteme de management al accidentelor si al consecint elor
acestora, prin asigurarea prin proiect de mijloace si sisteme robuste de
protectie a centralei, cum ar fi anvelopa dar si altele, precum si prin asigurarea
de proceduri de opeare in situatii de urgenta;
Nivel 5 Indepartarea sau atenuarea efectelor si consecintelor radiologice ale
eliberarilor semnificative de produsi de fisiune, cu ajutorul planurilor de
raspuns la urgenta pe amplasament si in afara acestuia si prin utilizarea
centrului de control al urgentei.

Functiile fundamentale de securitate, care trebuie sa poata fi indeplinite in toate conditiile ,
inclusiv in cazul aparitiei unui eveniment , sunt [2]:
a) controlul reactivit atii, inclusiv oprirea reactorului si ment inerea acestuia intr-o stare
de oprire sigur a pentru o perioad a de timp nedetermi nata;
b) racirea combustibilului nuclear;
c) retinerea materialelor radioactive, inclusiv mentinerea barierelor fizice in calea
eliberarii acestora in mediul inconjurator;
d) monitorizarea starii centralei si furnizarea serviciilor suport necesare pentru
mentine rea functiilor a), b) si c).

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
8 Indeplinirea acestor functii de securitate este asigurata in functionare normala a unei centrale
nucleare in conformitate cu proiectul, de sisteme le de proces cu functii de securitate nucleara,
iar in cazul accidentelor de sistemele speciale de securitate nucleara ( la central a CANDU -6
de cele doua sisteme de oprire rapida a reactorului, de sistemul de racire la avarie a zonei
active si de sistemele anvelopei reactorului) , precum si cu ajutorul procedurilor de operare
specifice ale centrale i si a mijloacelor organizatorice prevazute . Din punct de vedere al
sigurantei publice, atata vreme cat produsii de fisiune sunt mentinuti in interiorul anvelopei
reactorului, populatia si mediul inconjurator nu au de suferit.
1.2 Problematica accidentelor severe
Accidentele severe sunt definite ca fiind acele accidente, dincolo de baza de proiectare, care
implica deteriorarea semnificativa a zonei active. Acest lucru s e intampla datorita topirii
combustibilului si a topirii/deformarii/ruperii celorlalte componente ce se afla in zona activa
(mecanisme de control a reactivitatii, elemente de sustinere, etc), ceea ce conduce la
eliberarea masiva de produsi de fisiune din e lementele combustibile. Accidentele severe apar
ca urmare a unor defectari multiple ale sistemelor de securitate, in plus fata de evenimentul
de initiere, si au o probabilitate foarte mica de producere (sub 10-5 ev/an). Datorita efectelor
lor potentiale i nsa, accidentele severe pot fi contributori importanti la riscul nuclear, tinand
seama de definitia riscului, care inseamna acel complex de situatii si consecinte, rezultat in
urma eliberarii necontrolate a produsilor radioactivi in mediul inconjurator, si reprezentat
matematic prin:
Risc = probabilitate x consecinte
Accidentele de la Three Miles Island (1979) si de Cernobi l (1986) au dus la constientizarea
riscului pe care -l determina energia produsa prin fisiune si au condus la realizarea unor pasi
import anti in studiul fenomenelor ce apar in timpul unui accident sever, prin realizarea de
experimente, dezvoltarea de mijoace de calcul specifice precum si a metodelor de prevenire,
respectiv de atenuare a consecintelor accidentelor severe , inclusiv prin dezvo ltarea de ghiduri
de management al accidentelor severe, SAMG (Severe Accident Management Guides). In
ciuda pasilor importanti realizati in ceea ce priveste studiul accidentelor severe, pentru a
permite cunoasterea si prezicerea evolutiei unui accident in d iverse scenarii, pentru
preintampinarea aparitiei acestuia si atenuarea consecintelor sale, accidentul de la Fukushima
Daiichi (martie 2011) a aratat ca inca exista lacune, ca nu au fost considerate suficient de bine
efectele unor evenimente care pot determina accidente severe , chiar multiple (aparute la mai
multe unitati de pe acelasi amplasament) . Aceste accidente , determinate de o cauza comuna,
precum evenimente externe extreme de tip seism, inundatie, etc., avand frecvente de aparitie
extrem de mic i, au fost considerate pana nu de mult incredibile , si nu au fost in general
analizate. Cele trei mari accidente severe mentionate, aparute in ultimele decenii, au afectat
centrale nucleare de diferite proiecte, situate in zone diferite ale lumii si au avu t cauze si
evolutii diferite. Aceasta demonstreaza necesitatea continuarii eforturilor de studiu al tuturor
aspectelor legate de accidentele severe, pentru fiecare din reactoarele in functiune sau aflate
in prezent in faza de proiect , asa cum se arata si i n lucrarile autorului tezei, [66 ], [70] .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
9 Ca un rezultat a mai multor decenii de cercetare in domeniul accidentelor severe la centralele
nucleare, s -au clarificat multe aspecte legate de modul in care consecintele acestor accidente
pot fi reduse sau elimina te, prin masuri de pregatire specifica a personalului implicat, prin
dezvoltarea unor strategii mai realiste de management al accidentelor si nu in cele din urma
prin trecerea la proiecte mai avansate de centrale nucleare noi sau la imbunatatirea, in limit a
in care aceasta este fezabil, a celor existente, prin implementarea unor modificari de proiect si
prevederea de mijloace, chiar neconventionale, de interventie pentru prevenirea, stoparea
accidentelor sau atenuarea consecintelor acestora.
Realizarea tuturor aceste masuri de prevenire si de atenuare a efectelor accidentelor severe
trebuie sa aiba insa o baza solida, obtinuta printr -o cunoastere aprofundata a cauzelor ce pot
determina astfel de evenimente, a fenomenelor ce se pot dezvolta in procesul d e evolutie a
unui accident, si a modalitatilor celor mai potrivite de intrerupere a evolutiei accidentelor;
acesta baza fiind construita prin realizarea de calcule si experimente specifice.
Eforturile de realizare a experimentelor, studiilor stiintifice s i calculelor specifice pentru
clarificarea continua a problematicii accidentelor severe au avut ca obiect mai ales proiectele
de reactoare cele mai raspandite in lume (cu precadere reactoarele cu apa usoara sub
presiune, LWR, si din acestea mai ales proiec tele de tip PWR). In acest context, reactoarele
CANDU, mai putin raspandite si cu o geometrie a zonei active diferita fata de reactoarele
LWR, nu au fost la fel de mult studiate, cel putin din punct de vedere al evolutiei accidentelor
severe. O explicatie rezonabila a dezvoltatorului proie ctului CANDU a fost si aceea ca
centralele de tip CANDU sunt mai putin vulnerabile fata de accidentele severe, avand in
vedere caracteristicilor intrinseci ale acestui reactor ce determina evolutii mai lente ale
evenimente lor. Totusi, in ultima vr eme aceasta opinie s -a schimbat in sensul ca, chiar avand
aceste caracteristici, eficienta acestora trebuie dovedita prin analize specifice, realizate pentru
evenimente sau combinatii de evenimente cu probabilitati dincolo de limit a considerata prin
proiect. Avand in vedere diferentele in ceea ce priveste geometria si functionarea reactorului
CANDU fata de alte tipuri de reactoare, este necesara o tratare specifica din punct de vedere
al fenomenologiei dezvoltate in evolutia acciden tului sever la acest tip de reactor si realizarea
de experimente specifice.
1.3 Contextul national si international priv ind analiza si managementul
accidentelor severe
In ultimele decenii, mai ales dupa accidentul nuclear de la Cernobil (1986), au crescut
progresiv atat cerintele nationale cat si recomandarile organizatiilor internationale din
domeniu, in ceea ce priveste analiza accidentelor dincolo de baza de proiectare, inclusiv a
accidentelor severe, de imbunatatire a protectiei centralelor nucleare la astfel de accidente si
de implementare a unor masuri de management al acestor accidente nucleare. Masurile
propuse, atat de natura organizatorica cat si de implementare a unor modificari de proiect, au
la baza conceptul protectiei in adancime si au scop ul de a reduce probabilitatea aparitiei unui
astfel de eveniment sau combinatii de evenimente, cat si de reducere a consecintelor acestor
accidente. Reducerea riscului ca centrala sa fie afectata de un accident dincolo de baza de
proiectare se realizeaza i n principal prin cresterea robustetei Structurilor, Sistemelor,

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
10 Componentelor si Echipamentelor (SSCE) centralei nucleare dar si prin prevederea de
mijloace, inclusiv neconventionale (de exemplu echipamente mobile – pompe, generatoare
electrice, conexiuni rapide, etc.), de asigurare a indeplinirii continue a functiilor
fundamentale de securitate nuclear a, in toate conditiile.
Imbunatatirile aduse pentru cresterea securitatii nucleare, realizate prin implementarea atat a
unor modificari de proiect , fizice si operationale, cat si modificari de natura organizatorica ,
au in vedere si stopa rea evoluti ei accidentului si diminua rea consecintele acestuia in cazul in
care s -a produs.
Lucrarea [68] prezinta cerintele nationale in ceea ce priveste analiza accidentel or severe si
mangementul acestora precum si limitele de doza maxime admisibile .
In acest sens, cerintele autoritatii de reglementare din domeniul nuclear din Romania,
CNCAN – Comisia Nationala pentru Controlul Activitatilor Nucleare , au avut in vedere
respec tarea unor obiective de securitate nucl eara, care se refera in special la dozele maxime
admisibile pentru fiecare clasa de evenimente si secvente de evenimente postulate. Aceste
clase de evenimente sunt definite in functie de frecventa de aparitie a evenim entelor singulare
sau a combinatiilor de evenimente, pentru fiecare clasa existind limite de doze specifice.
Cerintele curente ale autoritatii de reglementare in domeniul nuclear, CNCAN, in ceea ce
priveste amplasarea centralelor nucleare se gasesc in “Nor ma de securitate nuclear a privind
amplasarea centralelor nuclearoelectrice”, NSN -01 ([1]). De asemenea cerintele CNCAN cu
privire la proiectarea si constructia unei centrale nucleare se gasesc in reglementarea „ Norm e
de securitate nuclear a privind proiectarea si constructia centralelor nuclearoelectrice” NSN –
02, ([2]). Aceste reglementari prezinta obiective numerice/cantitative in ceea ce priveste
securitatea nuclear a pentru centrale nuclear oelectrice. Ele contin cerinte legate de
considera rea accidentelor severe in stabilirea bazelor de proiectare ale centralei
nuclearoelectrice noi si pentru alegerea ampl asamentului, precum si cerinte privind analiz ele
de securitate nucleara , deterministe si probabilist ice, inclusiv pentru accidente severe,
realizate pentru a demonstra indeplinirea obiectivelor cantitative privind securitatea nuclear a.
Obiectivele cantitative de securitate nuclear a continute de reglementarile CNCAN mentionate
au fost stabilite avand in vede re specificatiile standardelor curente internationale de securitate
nuclear a si de protecti e radiologica si tinand cont de obiectivele numerice similare din tari
precum Canada, SUA si Anglia ( UK). Obiectivele cantitative de securitate nucleara sunt
stabili te pentru diferite clase de evenimente si secvente de accident e, inclusiv accidente
severe , pana la frecventa de aparitie de 10-7 ev/an . Limitele dozelor de radiatii pentru diferite
clase de evenimente, accidente baza de proiect si accidente severe cu o frecventa de aparitie
mai mare de 10-7 ev/an sunt prezentate in Tabelul 1-2. Aceste cerinte se refera la centrale noi ,
dar cerintele normei CNCAN NSN -02 ”Norma de securitate nucleara privind proiectarea si
constructia centralelor nuclearoelectrice ”, [2], se aplica si centralelor nuclearoelectrice aflate
deja in operare, pe principiul cresterii securitatii nucleare prin imbunatatiri implementate
dupa realizarea de evaluari de tipul “Revizuire Periodica a Securitatii Nucleare” .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
11 Astfel, i n conformitate cu cerintele normei NSN -02, trebuie realizata analiza accidentelor
severe pentru a determina, cat mai corect posibil, cerintele minime privind performanta
sistemelor creditate sa limiteze consecintele acestor accidente. Aceste analize de acc idente
severe trebuie de asemenea realizate pentru a confirma posibilitatea si oportunitatea
implementarii masurilor de management al accidentelor severe prevazute in ghidurile si
procedurile dedicate, ce au ca scop limitarea deteriorarii zonei active si p rotectia fizica si
operational a a sistemului anvelopa al cladirii reactorului.
Tabelul 1-2: Obiective cantitative de securitate nucleara pentru proiectarea sistemelor de
securitate protective (obiective cantitative baza de proiect)
Clasa de
evenimente Frecvența anuală estimată de
apariție a unui eveniment sau a unei
secvențe de evenimente
(valoarea estimată ca având 95% grad
de încredere) Valoarea maximă a dozei efective
pentru cea mai expusă persoană
aflată în afara zonei de excludere
(valoarea calculată pentru 30 de zile
de la începutul emisiei, pentru toate
căile de expunere)
Clasa 1 f > 1E -2 0.5 mSv
Clasa 2 1E-2 > f > 1E -3 1 mSv
Clasa 3 1E-3 > f > 1E -4 10 mSv
Clasa 4 1E-4 > f > 1E -5 50 mSv
Clasa 5 1E-5 > f > 1E -6 100 mSv
Clasa 6 1E-6 > f > 1E -7 250 mSv

Pentru analiza accidentelor baza de proiect, majoritatea tarilor utilizeaza ipoteze conservative
si date de intrare conservative, chiar daca din ce in ce mai multe organizatii considera ca
abordarea in ceea ce priveste codurile de calcul si modelele utiliz ate in analiza trebuie sa fie
de tip “best -estimate ” ([6], [ 8], [9 ], [10]). Pentru analiza accidentelor severe insa, standardele
curente recomanda utilizarea unei abordari mai realiste, pentru ca rezultatele sa fie cat mai
apropiate de comportarea instalatiei nucleare intr-un astfel de accident iar masurile
preconizate pentru sto parea accidentului si indepartarea consecintelor sa fie opt ime, adecvate
si in concordanta cu evolutia preconizata a accidentului.
In urma accidentului de la Fukushima Daiichi din anul 2011, in intreaga lume au fost luate
masuri de analiza a ceea ce s -a intamplat si a conditiilor care au condus la accident, cu
punerea in evidenta a lectiilor invatate pentru evitarea pe viitor a greselilor care au permis
producerea accidentului si esecul in asigurarea managementului acestuia . Astfel, s -au
identificat masuri de crestere a robustetei central elor nucleare , de prevedere a unor sisteme
pentru prevenirea accidentelor severe si de sisteme si echipamente pentru atenuarea
consecintelor accidentelor severe , asa cum a fost prezentat s i de doctorand in lucrarea [ 66].
Centrala Nuclearo -Electrica de la Cernavoda, ca si toate celelalte centrale nucleare din
Europa, a trecut printr -un proces de re -evaluarea a securitatii nucleare, asa numitele teste de

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
12 stres, ce a avut in vedere cu precadere capacitatea acestora de a rasp unde unor evenimente
externe extreme, dincolo de baza de proiectare, si de a face fata unor conditii de accident
sever , asa cum rezulta si din [67] si [71] .
Cerintele autoritatiilor de reglementare din domeniul nuclear au crescut si s -au detaliat in
cadrul reglementarilor specific e revizuite sau nou dezvoltate post -Fukushima. CNCAN a
emis de asemenea noi reglementar i legate de subiectul accidentelor severe, anume “Norme de
securitate nucleara privind raspunsul la tranzienti, accidente si situatii de u rgenta la centra lele
nuclear o-electrice”, NSN -07, 2014 , ([3]) precum si “Normele de se curitate nucleara privind
protec tia instala tiilor nucleare impotriva evenimentelor externe de origine naturala”, NSN -06,
2015 ([4]).

1.4 Obiectivele tezei de doctorat
S-a propus tema de studi u prezentata, avand in vedere interesul tot mai crescut la nivel
international de a analiza, cu acuratete din ce in ce mai buna, consecintele accidentelor severe
la reactoarele de putere din intreaga lume si de a gasi cele mai eficiente si sigure solutii de
prevenire si stopare pe cat posibil al accidentelor severe si de diminuare a consecintelor
acestora. Acest interes vine atat din partea industriei nucleare, a autoritatilor de reglementare
din domeniul nuclear si a institutelor care a sigura suportul tehnic necesar, precum si a
institutelor si organizatiilor implicate in cercetare, care au in scopul lor de activitate cresterea
securitatii nucleare.
Tema propusa pentru teza de doctorat “Contributii la analiza determinista a accidentelor
severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU” este una larga, iar din acest domeniu s -a
selectat pentru studiu un subiect considerat de autor ca foarte important, legat de
managementului accidentului sever la o centrala de tip CANDU -6, accident rezultat dintr -un
eveniment de initiere dincolo de baza de proiectare, ce conduce la presurizarea sistemului
primar de transport al caldurii ca urmare a pierderii racirii combustibilului nuclear.
Eveniment ul de initiere selectat pentru analiza este pierder ea totala a alimentarii cu energie
electrica a sistemelor si echipamentelor cu rol in asigurarea securitatii nucleare , eveniment
cunoscut in literature de specialitate ca SBO (Station Black -Out).
Obiectivul general al lucr arii este acela de a studia si compara, pentru diferite secvente de
accident sever la reactorul CANDU -6 rezultate din evenimentul de initiere SBO,
comportamentul acestui reactor si al sistemelor centralei ce au un impact asupra asigurarii
securitatii nucleare, in scopul extragerii concl uziilor ce pot conduce la imbunatatirea
strategiilor de management al accidentelor severe. Pentru atingerea acestui obiectiv s -a
utilizat un cod de calcul de tip „best -estimate”, RELAP/SDCAP SIM/ MOD3.6, o alternativa
la utilizarea codurilor integraliste uti lizate in prezent pentru analiza accidentelor severe la
reactorul CANDU.
In acest scop sunt studiate in lucrare trei seturi diferite de conditii de accident si, pe baza
rezultatelor obtinute , sunt trase concluzii privind tipul mijloacelor de management al

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
13 accidentului necesar a fi implementate, prioritizarea acestora, ferestrele de timp avute la
dispozitie de operatori pentru implementarea fiecarui tip de masuri considerate, inclusiv a
unor masuri nou propuse in aceasta teza , evidentierea conditiil or neces are pentru ca masurile
de management al accidentului sa poata fi implementate. Cele trei seturi de conditii de
accident considerate sunt:
– Analiza evenimentului SBO fara creditarea nici unei surse de racire a combustibilului
(masuri de management al acciden tului) – acesta reprezinta cazul de referinta;
– Analiza evenimentului SBO in care se crediteaza deprezurizarea generatoarelor de
abur, SG (Steam Generator ) si introducerea de apa de racire in SG, la diferite
momente fata de initierea SBO, inclusiv dupa usca rea SG;
– Analiza evenimentului SBO in care se realizeaza depresurizar ea voluntara, tarzie, a
sistemului primar de transport al caldurii, PHTS , in conditiile in care nu s -a reusit
depresurizarea si/sau alimentarea cu apa a SG in timp util (pana la pierderea
semnificativa de inventar din PHTS ). Depresurizarea voluntara a PHTS , prin
intermediul a doua vane special prevazute, a fost studiata de autor in aceasta lucrare,
pentru a determina eficienta acestei masuri de mana gement a l accidentului sever,
pentru prevenirea ruperii canalelor de combustibil si asigurarea prin aceasta actiune a
conditiilor necesare pentru asigurarea racirii combustibilului (precum initierea
injectiei de apa din trapta de inalta presiune a Sistemului de Racire la Avarie a Zonei
Activ e, HP-ECC) pastrand integritatea canalelor de combustibil . Motivatia studiului
unei astfel de masuri de management al accidentului este prezentata mai pe larg in
Capitolul 4.2.
In cadrul studiului s -a avut in vedere analiza eficientei depresurizarii, chia r intarziate , a
generatoarelor de abur (SG) , urmata de introducerea de apa de racire in SG, in asigurarea
depresurizarii si racirii PHTS , ca prima masura de management a accidentului determinat de
SBO. Se pun de asemenea in evidenta oportunitatile create prin implementarea celor doua
tipuri de masuri de management studiate, realizate tarziu in derularea evenimentelor , de a
stopa dezvoltarea in continuare a evenimentelor catre un accident sever si de a pastra intacta
geomet ria zonei active o perioada de timp cat mai lunga . Se pot crea astfel conditii le necesare
pentru implementare a si a altor masuri de management al accidentului , precum injectia de apa
de racire in zona activ a, pentru prevenirea si stopare a accidentului seve r. Prin depresurizarea
voluntara a PHTS se pastreaza intr -o prima etapa integritatea canalelor de combustibil, se
creaza posibilitatea adaugarii de apa in circuitul primar , dupa depresurizare , intr -o fereastra
de timp determinata prin analiza (injecti a se poate realiza fie automat, – precum injectia HP –
ECC, fie de catre operator, la momentul considerat optim , avand in vedere si consecintel e
acestei actiuni , rezultate din analiza). In conditiile in care canalele de combustibil raman
intacte, prin depresuriza rea voluntara a PHTS, poate exista si posibilitatea racirii
combustibilului in canale , fie prin adaugar ea de apa in vasul cal andria, prin sistemul
moderator ( daca adaugarea de apa in PHTS esueaza ) sau chiar prin racirea moderatorului
daca intre timp s -a recuperat alimentarea cu energie electrica. Toate aceste ipoteze trebuie
clarificate si sustinute de analize specifice .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
14 Prin realizarea unor studii de senzitivitate s -au determina t consecintele implementarii acestor
masuri de management al accidentului SBO, atunci cand acestea sunt realizate la diferite
moment e de timp, sau in conditii diferite de implementare (precum debitul de alimentare cu
apa a SG -urilor dupa depresurizarea acestora, sau momentul depresurizarii voluntar e a
PHTS ). Studiul nu isi propune an aliza consecintele depresurizarii PHTS asupra anvelopei
reactorului, acest a putand reprezenta o extindere ulterioara a domeniului studiului. Se
preconizeaza insa ca nu va exista o crestere de presiune in anvelopa reactorului mai mare
decat in cazul ruperii canalelor de combustibil sau intr -un caz de LOCA cu rupere de
conducta de dimensiuni mari . Studiul analiz eaza consecintele depresurizarii voluntare,
controlate, a PHTS , asupra progresului secventei de accident sever, inclusiv din punct de
vedere al genera rii de hidrogen prin reactia de oxidare a zirconiului ce se gaseste in zona
activa a reactorului CANDU , pentru comparatia cu cazul SBO de referinta . Studiul pune
accent mai ales pe comportarea termohidraulica a sistemelor cu rol major in asigurarea
securit atii nucleare in caz de accident si a zonei active. In aceasta faza a studiului realizat nu
s-a avut in vedere o cuantificare a produsilor de fisiune rezultati si eliberati in atmosfera
anvelopei, modul lor de transport sau comportarea acestora.
Analizele mentionate sunt realizate cu ajutorul codului de calcul RELAP/SCDAPSIM /
MOD3.6, disponibil in cadrul Universitatii “Politehnica” din Bucuresti. Versiunea de cod
MOD3.6(a) utilizata in analiza a fost pregatita de dezvoltatorul acestui cod de calcul din
versiunea M OD3.5, prin adaugarea unor modele care tin seama de specificul reactorului
CANDU. Aceasta versiune de cod este in dezvoltare, iar rezultatele obtinute cu utilizarea sa
pot fi afectate de o eventuala modificare ulterioara a unor modele de calcul in cod.
Rezultatul lucrarii de doctorat propuse se preconizeaza a fi luat in considerare, in dezvoltarea
ulterioara a proiectului CANDU, sau chiar la implementarea de masuri suplimentare de
management al consecintelor accidentelor severe la CANDU, da ca dificultatile de
implementare la centralele CANDU existente nu sunt insurmontabile si daca studiul acesta
precum si altele viitoare, inclusiv studii suplimentare de identificare a tuturor consecintelor,
arata ca pot rezulta beneficii reale prin aceasta implementare.
Studiul propus pune in evidenta consecintele accidentului sever determinat de un eveniment
de tip SBO la o centrala nucleara de tip CANDU -6 si constitui e o alternativa la analizele deja
realizate cu alte mijloace de calcul, pentru centralele CANDU -6, cu precadere in ceea ce
priveste comportarea zonei active in faza “in vasul reactorului” a accidentului , pana la
colapsarea zonei active.
Studiul consecintelor accident ului determinat de SBO , verificarea prin calcule independente a
masurilor de m anagement al accidentului deja existente precum si studiul eficientei unor
mijloace nou propuse, ce pot fi luate in considerare pentru minimizarea pe cat posibil a
riscului de pierdere a geom etriei zonei active , sunt realizate cu scopul de a gasi cele mai
eficiente mijloace de management a l accidentului SBO, in prevenirea si stoparea evolutiei
acestuia catre un accident sever la reactorul de tip CANDU -6.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
15 1.5 Continutul tezei de doctorat
Lucrarea de fata prezinta in Capitolul 2 principalele secvente de accident sever avute in
vede re la un reactor de tip CANDU -6 si descrie modul in care se comporta o centrala
nucleara CANDU -6 in cazul un ui eveniment SBO. Pentru acest eveniment de initiere s -a avut
in vedere cazul in care nu sunt creditate masurile de asigurare a unei surse de racire a
combustibilului nuclear, pentru punerea in evident a a secventei de evenimente ce poate
conduce la un accident sever din acest eveniment de initiere . Sunt prezentate in acelasi
capitol fenomenele dezvoltate pe parcursul unui accident sever la o centrala de tip CANDU –
6, asa cum au fost ele preconizate pe baza experimentelor, a judecatii ingineresti si a
calculelor realizate cu coduri de calcul specifice. Capitol ul 2 contine o prezentare a
carateristici lor intrinseci ale proiectului CAND U-6 de protectie impotriva accidentelor
severe . Sunt prezentate de asemenea masurile de prevenire, stopare a evolutiei si de atenuare
a consecintelor accidentelor severe la un reactor tip CANDU -6, propuse si implementate ca
imbunatatiri de proiect la centr alele CANDU, inainte dar mai ales ales dupa accidentul de la
Fukushima Daiichi. Necesitatea implementarii acestor masuri, c el putin pentru Centra la
Nuclearo -Electrica Cernavoda , de tip CANDU -6, a rezultat mai ales dupa realizarea testelor
de stres, repreze ntand re -evaluari ale securitatii nucleare solicitate pentru centralele nucleare
din Europa de Comisia Europeana , in care au fost considerate conditii de accident dincolo de
baza de proiectare (Ref. [ 67], [71] ).
Capitolul 3 al tezei prezinta aspecte legate de analiza accidentelor severe la reactorul de tip
CANDU. Astfel, sunt prezentate etapele ce trebuie parcurse in realizarea analizei accidentelor
severe, codurile de calcul utilizate in acest scop, inclusiv o clasificare a acestora, si sunt
descrise sumar codurilor de calcul utilizate in pre zent pentru analiza accidentelor severe la o
centrala de tip CANDU. Capitolul 3 prezenta de asemenea stadiul actual in realizarea de
analize de accidente severe la CANDU si directiile de dezvoltare preconi zate pentru
dezvoltarea codurilor de calcul si validarea modelelor specifice. In aceasta directie, lucrarea
insista asupra eforturilor facute de specialistii romani din domeniu la dezvoltarea unor
mijloace specifice de calcul pentru analiza accidentelor, b aza de proiect si accidente severe si
realizarea de analize specific e pentru centralele de tip CANDU. In acelasi capitol este
prezentat si modul in care s unt tratate fenomenele dezvoltate in cazul unui accident sever in
codul de calcul RELAP/SCDAP SIM, selectat pentru analiza accidentului SBO in aceasta
lucrare.
Capitolul 4 prezinta etapele parcurse in realizarea analizei evenimentului SBO din cadrul
acestui studiu . Sunt prezentate in acest sens metodologia de analiza utilizata , cazurile
selectate pentru an aliza impreuna cu o motivatie a selectarii lor , schema nodalizata si
modelele utilizate in analiza . Cazurile selectate pentru analiza au avut in vedere conditii
diferite de accident, incepand cu cazul de referinta, fara credit pentru asigurarea unei surse de
racire pentru combustibilul nuclear dupa SBO, iar apoi considerand doua seturi diferite de
masuri de management al accidentului determinat de SBO, pentru asigurarea punerii in
functiune a unei surse de racire a combustibilului nuclear. Aceasta se poate face prin
depresurizarea SG urmata de alimentarea cu apa a SG sau, in cazul in care aceasta actiune nu
poate fi implementata, prin depresurizarea PHTS prin vane de depresurizare special preva zute

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
16 si crearea in acest fel a conditiilor de injectie apa in PHTS prin HP-ECC . Aceasta
depresurizare este realizata tarziu, ca alternativa la ruperea canalului de combustibil ce ar
aparea in lipsa racirii combustibilului nuclear . Ruperea canalelor de comb ustibil presurizate
poate sa apara ca urmare a supraincalzirii combustibilului si pierderea moderatorului ca
posibila sursa de racire (pierde re circulatie, racire si inventa r moderator) , asa cum rezulta din
calculele realizate pentru cazul de referinta . In cadrul studiului s e ia in considerare
posibilitatea realizarii unei depresurizari rapide, controlate, a PHTS , la un moment de timp
determinat printr -o analiza de senzitivitate, inainte de ruper ea canalului de combustibil in
presiune , prin simularea deschi derii a doua vane de depresurizare , care asigura redundanta
necesara si permit depresurizarea simetrica a ambelor bucle ale circuitului primar. In cadrul
lucrarii se studiaza consecintele asupra comportarii PHTS si a zonei active in cazul aplicarii
unei astfel de masuri de management a accidentului SBO la CANDU .
In cadrul capitolului sunt prezentate contributiile autorului la dezvoltarea unor modele
specifice, utilizate in analiza realizata. Sunt puse in evident a de asemenea modul in care sunt
pregatite datele de intrare , in care sunt realizate calculele, in care sunt prezentate si
interpretate rezultatele obtinute.
Capitolul 5 prezinta rezultatele obtinute in cazuril e analizate in cadrul studiului realizat
pentru evenimentul SBO . In scopul atingerii obiectivelor propuse pentru aceasta teza au fost
realizate studii de senzitivitate, pentru cazurile care trateaza masurile de management pentru
prevenirea dezvoltarii unui accident sever din evenimentul SBO . In cadrul capitolului sunt
interpreta te rezultatele fiecarui caz analizat , sunt realizate comparatii intre rezultatele obtinute
in diferitele cazuri analizate si sunt trase concluzii , legate de rezultatele obtinute pentru
fiecare caz analizat. Calculele si studiile de senzitivitate realizate in cadrul tezei pot arata care
sunt ferestrele de timp pe care personalul operator al centralei le are la dispozitie pentru
implementarea masurilor de management a accidentului sever, etapa cu etapa, in functie de
combinatia de evenimente si indisponibilit ati avuta in vedere, si pe baza acestora se poate
determina care sunt posibilele mijloace de asigurare a sursei de racire a combustibilului
nuclear .
Capitolul 6 al tezei prezinta c oncluziile privind masurile de management al accidentului SBO
la CANDU, prin prisma rezultatelor obtinute in analiza SBO realizata . In acest sens sunt
realizate comparatii intre cazurile studiate, avand in vedere obiectivel e propuse pentru teza.
Sunt de asemenea identificate si evidentiate caile de continuare a studiului realizat si de
extindere sau clarificare a unor analize ale comportamentului unor SSCE, ce au legatura cu
studiul realizat.
In Capitolul 7 sunt prezentate concluziile generale ale studiului realizat in cadrul tezei de
doctorat. Sunt trecute in revista contributiile originale ale autorului si este discutat modul in
care au fost indeplinite obiectivele propuse pentru acest studi u. Acest capitol prezinta de
asemenea o sinteza a modului in care a fost realizata teza de doctorat, cu accent asupra
atingerii scopului propu s, a elementelor de originalitate si a cailor de continuare a cercetarii
realizate. In Capitolul 8 sunt prezentate principalele lucrari studiate de autor, avand legatura
cu subiectul tezei de doctorat si referentiate pe parcursul acesteia.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
17
2. COMPORTAREA CE NTRALEI CANDU IN CA ZUL UNUI
ACCIDENT SEVER
2.1 Elemente generale
O descriere detaliata a modului in care se anticipeaza ca evolueaza accidentele severe la o
centrala de tip C ANDU -6 este prezentata in documentul tehnic al Agentiei Internationale
pentru Energie Atomica (IAEA – International Atomic Energy Agency) , IAEA TECDOC –
1594 (Ref. [7]). Acest document prezinta evolutia unui accident sever, rezultat atat dintr -un
eveniment de pierdere a surselor de racire, cu presurizar ea PHTS, cum ar fi cel rezultat din
evenimebtul SBO, cat si pentru un accident de pierdere a agentului primar de racire a
reactorului, pr in ruperea incintei sub presiune a PHTS, pr ecum LOCA, in conditii de accident
peste cele considerate in baza de proiect are a centralei CANDU -6. Documentul [7] pune in
evidenta atat fenomenele ce se produc in vasul reactorului cat si in afara acestuia.
Accidentele severe, in cazul unui reactor racit cu apa grea sub presiune (PHWR), asa cum
este reactorul CANDU, pot fi impa rtite in doua categorii, in functie de deteriorarea produsa la
nivelul zonei active, si anume cele la care geometria zonei active este pastrata (accidente cu
deteriorare limitata a zonei active – LCDA) si accidentele la care geometria zonei active este
pierduta (accidente cu deteriorarea severa a zonei active – SCDA), conform IAEA -TECDOC
1594 (Ref. [7 ]). In conformitate cu filozofia de proiectare CANDU, accidentele cu
deteriorarea limitata a zonei active sunt considerate in baza de proiectare (ca de exemplu ,
accidente de tip LOCA cu pierderea racirii la avarie a zonei active, accident abreviat de
obicei LOCA+LOECC). Pentru acestea, au fost asigurate prin proiect masuri de prevenire si
de atenuare a efectelor lor si in mod normal nu sunt necesare masuri speci ale de management
al accidentului. Ele pot afecta un singur canal sau intreaga zona activa. De exemplu, ruperea
unui feeder poate conduce la supraincalzirea combustibilului numai in canalul afectat, pe
cand in cazul unui accident de pierdere a agentului de racire (LOCA) in afara zonei active, in
care injectia de apa de racire la avarie a zonei active nu este disponibila, este afectat
combustibilul din intreaga zona activa. In acest ultim caz insa, desi se produce deteriorarea
combustibiului, acesta va raman e in canalele de combustibil, racite de sistemul moderator.
Canalele de combustibil nu se vor rupe si reloca, daca moderatorul functioneaza
corespunzator si asigura sursa rece. La un reactor LWR, pierderea racirii la avarie in caz de
LOCA reprezinta un acc ident dincolo de baza de proiectare si conduce la topirea
combustibilului si pierderea geometriei zonei, cu relocarea combustibilului in vasul de
presiune al reactorului ( conform [13]).
Pentru ca un accident sa determine o deteriorare severa a zonei active , trebuie sa existe
defectari multiple de canale de combustibil, ce vor conduce la o degradare semnificativa a
zonei active. Acest lucru se poate intampla atunci cand nu mai exista o sursa de racire
corespunzatoare care sa preia caldura reziduala generata de combustibilul nuclear. In mod
tipic se considera ca un accident cu defectare limitata a zonei active evolueaza catre un
accident cu defectare severa a zonei active atunci cand moderatorul nu poate asigura

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
18 preluarea caldurii reziduale. In acest caz, mode ratorul fierbe, presiune a creste in interiorul
vasului c alandria, sparge discurile de rupere ale sistemului moderator si acesta este descarcat
in cladirea reactorului (anvelopa). Randurile superioare de canale de combustibil raman
descoperite si se suprain calzesc, se deformeaza si se deterioreaza, pana la ruperea si relocarea
lor peste celelalte canale de combustibil, inca intregi. Odata ce zona activa isi pierde
geometria, iar debrisul astfel format se duce progresiv catre fundul vasului c alandria,
fenomen ele se apropie mai mult de cele dezvoltate intr -un reactor cu apa usoara sub presiune,
la care a avut loc relocarea combustibilului in vasul reactorului.
Evolutia accidentului sever in interiorul vasului reactorului, la reactoarele rac ite cu apa sub
presiu ne (vasul c alandria, pentru proiectul CANDU) este divizata in mod tipic in urmatoarele
faze:
 „Faza timpurie” („early phase”) – aceasta cuprinde totalitatea fenomenelor dezvoltate
in interiorul vasului reactorului, cu implicatii si asupra fenomenelor din an velopa
reactorului, in perioada in care, cu zona activa a vand geometria inca intacta, functia
de securitate de racire a combustibilului nuclear nu mai poate fi realizata ca urmare a
disparitiei prin evaporare sau descarcare in anvelopa (in cazul LOCA) a agentului de
racire din circuitului primar; se ajunge astfel p ana la topirea si eventual relocarea
materialelor con tinute in elementele combustibile, in barele de control si in
materialele structurale ale zonei active, sub forma de topitura si debris. Aceasta faza ,
ce va fi discutata mai in amanunt in lucrare, este c aracterizata prin procese precum
supraincalzirea combustibilului si a materialelor structurale, oxidarea anumitor
materiale, in mod special a zirconiului din componenta tecilor combustibile (dar
posibil si a altor elemente precum tuburile de presiune si tu burile calandria la
CANDU), ruperea tecilor elementelor combustibile, topirea anumitor materiale
structurale, interactiunea chimica dintre materialele tecilor elementelor combustibile
si combustibilul nuclear (cum ar fi dizolvarea UO 2 de catre zirconiul topit), relocarea
gravitationala a amestecului U -Zr-O, relocarea de bucati de zona sfaramata (asa
numitul debris) , prin topirea partiala sau pierderea rezistentei mecanice, in vasul
reactor ului, care conduce la pierderea geometriei zonei active;

 „Faza tarz ie” („late phase”) – aceasta incepe odata cu debutul pierderii geometriei
canalelor de combustibil la CANDU, prin formarea debrisului, a baii de topitura
(„molten pool”), care reprezinta un amestec de materiale topite ce se comporta ca un
fluid vascos, pre cum si a crustei topiturii. Topitura si debrisul pot fi relocate, pe
masura dezvoltarii accidentului sever, progresiv sau rapid, catre fundul vasul ui
reactorului (fundul vasului c alandria la reactorii de tip CANDU). Materialul fierbinte,
in mod special top itura, poate interactiona cu peretele vasului calandria la CANDU, si
determina ruperea acestuia , in cazul in care nu se asigura racirea continua din exterior
(cu apa din chesonul c alandriei) .
In ambele faze descrise mai sus, in interiorul vasului reactorul ui se produc fenomene
complexe, pe masura evolutiei accidentului, topirii combustibilului si materialelor structurale
si pierderea geometriei zonei, intre acestea putand fi amintite fenomenele termohidraulice

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
19 precum circulatia naturala a gazelor necondens abile si vaporilor de abur in interiorul
canalel or de combustibil si a vasului c alandria, re -udarea zonei fierbinti, avariate, etc. De
asemenea din cauza conditiilor din interiorul vasului reactorului apar reactii fizico – chimice,
precum dizolvarea si inte ractiunea chimica a anumitor materiale (teaca de zircaloy si pastilele
de UO 2), reactii de oxidare (reactia exotermica de oxidare a zirconiului cu generare de
hidrogen), etc.. Un rol important in evolutia unui accident sever, prin consecintele pe care le
determina, il are producerea, acumularea si transportul produsilor de fisiune spre anvelopa
reactorului. Ca o conditie la limita, se poate spune ca dimensiunile unui accident nuclear sunt
stabilite in functie de consecintele acestuia, iar consecintele cele mai importante sunt cele
determinate de modul in care materialele radioactive ajung sa influenteze viata si sanatatea
oamenilor, mediul inconjurator si economia zonei afectate.
Pentru a intelege mai bine problematica selectata pentru studiu in teza de doct orat, in lucrare
se prezinta elemente le cele mai importante privind principalele caracteristici ale proiectului
CANDU -6 pentru prevenirea si atenuarea accidentelor severe , principalele faze in
desfasurarea unui accident sever , faza timpurie – in vasul reac torului, la o centrala de tip
CANDU -6, si o descriere a fenomenelor asteptate in derularea unui accident sever la
CANDU .

2.2 Principalele secvente de accident sever la CANDU
Termenul de accident sever defineste un accident in care geometria zonei active este
progresiv afectata, trecand de la o geometrie intacta, care permite racirea combustibilului in
canalele de combustibil (LCDA) , la una modificata, in care este dificil de realizat racirea,
care determina deteriorarea canalelor de combustibil, afecteaza cel elate structuri din zona
activa si conduce la eliberarea de produsi de fisiune, hidrogen si/sau deuteriu in anvelopa
reactorului.
Un accident sever care a fecteaza intreaga zona activa este rezultatul fie a unui eveniment de
tip LOCA, in care debitul de racire la avarie a zonei active este indisponibil
(LOCA+LOECC), si in care nu se poate asigura o alta sursa de racire (in mod specific,
sistemul moderator la CANDU), fie de un accident de pierdere a functiei de racire a
reactorului ca urmare a pierderii sistemelor suport ale sistemelor de proces cu functie de
securitate (debit circuit primar, debit generatorii de abur, etc) si a sistemelor speciale de
securita te nucleara si de raspuns la urgenta (sistemul de racire la avarie a zonei active –
ECCS, sistemul de apa de racire la avarie – EWS). Un astfel de accident poate fi de exemplu
pierderea totala a alimentarii cu energie electrica, acoperitor pentru pierderea celorlalte
sisteme suport (SBO – Station Black -Out).
Scenariile extreme pentru categoria de accidente de pierdere a agentului de racire coincident
cu indisponibilitatea ECCS implica in mod tipic vaporizarea intensa a agentului de racire
primar in canalel e de combustibil, supraincalzirea combustibilului, deformarea elementelor
combustibile si a canalelor de combustibil ca urmare a „inmuierii” si lasarii lor, atunci cand
presiunea in sistemul primar este scazuta (ceea ce se intampla in cazul unui LOCA),
generarea de hidrogen prin procesul de oxidare a zirconiului si eliberarea produsilor de

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
20 fisiune din combustibil. Deformarea canalelor de combustibil si contactul dintre tuburile de
presiune si tuburile c alandria, la baza acestora, creaza cai de transfer a ca ldurii de la
combustibil catre moderator, permitand astfel evacuarea caldurii reziduale catre moderator si
limitand in acest fel consecintele accidentului, prin pastrarea integritatii canalelor de
combustibil. Comportarea zonei active in cazul unui evenime nt SBO conduce initial la un
comportament diferit, datorita presurizarii PHTS si deci si a canalelor de combustibil, pana la
un moment la care, daca nu se asigura o sursa de depresurizare si racire se produce ruperea
unuia sau a mai multor canale de combus tibil care vor depresuriza circuitul primar. De la
aceasta faza, comportamentul centralei este asemanator cu cel rezultat din
LOCA+LOECC+LOM (Loss of Moderator), descris succint mai sus. O descriere mai
detaliata a comportamentului centralei ca urmare a un ui eveniment SBO, fara surse de racire
creditate, este prezentata in Capitolul 2.6.
In faza timpurie a unui accident sever este important sa fie determinate mai ales urmatoarele
marimi, pentru evaluarea progresiei accidentului si a comportarii anvelopei:
– Parametrii critici (termohidraulici) in zona activa, sistemul primar de transport al
caldurii – PHTS , generatoare de abu r, anvelopa;
– Perioada de timp scursa de la inceputul accidentului pana la inceperea topirii zonei
(pierderea geometriei), tinand cont de toate configuratiile in care se poate realiza
sau nu racirea combustibilului ( pentru mangement ul accidentului);
– Cantitatea de hidrogen generata, rata de producere si concentratiile hidrogenului
in anvelopa (globala dar si locale, pentru determinarea “ pung ilor” de hidrogen).
La reactoarele de tip CANDU -6, moderatorul d in interiorul vasului c alandria asigura racirea
canalelor de combustibil in cazul unui accident de pierdere a agentului de racire combinat cu
indisponibilitatea ECC (Emergency Core Cooling ), accident abreviat in general ca
LOCA+LOECC. Pastrarea integritatii canalelor de combustibil in prezenta lichidului
moderator care le inconjoara a fost demonstrata prin analizele deterministe de securitate
nucleara realizate pentru accidentul baza de proiec t LOCA+LOECC, prezentate in rapoartele
de securitate ce fac parte din baza de autoritare a fiecarei centrale CANDU.
Totusi, in cadrul scenariilor de accident in care se considera ca toate sistemele de racire sunt
indisponibile (inclusiv racirea cu sistemu l moderator), apare supraincalzirea combustibilului
nuclear, pierderea agentului primar de racire si deteriorarea canalelor de combustibil ca
urmare a supraincalzirii lor.
Asadar, SCDA poate rezulta dintr -un LCDA cu pierderea moderatorului ca agent de raci re, in
cazul unui accident de tip LOCA, sau poate rezulta din evenimente in care pierderea debitului
agentului primar de racire este asociata cu pierderea mai multor sisteme cu functii de
securitate nucleara (inclusiv ca urmare a pierderii functionarii sis temelor lor suport ), care ar
trebui sa asigure preluarea caldurii generate in reactor . Acest tip de accident , in care initial nu
este afectata integritatea incintei sub presiune a PHTS, poate fi determinat de o pierdere a
tuturor surselor de curent alterna tiv, Station Black -Out – SBO. Modul in care evolueaza

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
21 secventa de evenimente in cazul SBO, in functie de conditiile de accident considerate, poate
determina si gradul de degradare al zonei active. In accident ul SBO este pierduta alimentarea
electrica norma la si de rezerva de la reteaua nationala de Clasa IV, alimentarea interna de
Clasa IV, generatoarele de curent de rezerva de Clasa III (SDG ), generatoarele de curent de
urgenta calificate seismic , EPS. Generatoarele Diesel mobile de curent alternativ (MDG ),
care au fost prevazute la mai multe centrale dupa accidentul de la Fukushima Daiichi,
inclusiv la CNE Cernavoda, nu pot fi creditate mai devreme de 2,5 -3 ore de la initierea
accidentului SBO, sau chiar nu sunt creditate deloc in unele secvente de acciden t.
Disponibilitatea si momentul recuperarii alimentarii cu energie electrica pentru unele
sisteme/echipamente poate fi analizat a in cadrul unui studiu de senzitivitate.
Asadar, principalele secvente de accident sever la o centrala nucleara de tip CANDU -6, care
pot conduce la o deteriorare semnificativa a zonei a active, pot fi determinate de:
– Pierderea alimentarii din exterior cu energie electrica si pierderea tuturor celorlalte
surse de curent alternativ (generatoare electrice de rezerva si de avarie) – Station
Black -Out (SBO). Acest accident acopera ca si consecinte si accidentul de
pierdere a alimentarii cu apa de racire.
– Accidentul de pierdere a agentului de racire a reactorului (LOCA – Loss of
Coolant Accident), coincident cu pierderea injectiei de ap a din sistemul de racire
la avarie a zonei active (ECC) si cu indisponibilitatea racirii moderatorului.
Secventele de LOCA care pot constitui baza unor astfel de scenarii sunt:
a) LOCA mare ( Large LOCA – LLOCA – o rupere mare de conducta PHTS );
b) LOCA mi c (Small LOCA – SLOCA – o rupere de conducta de mici
dimensiuni – ex. dimensiunea aproximativa a feederilor) ;
c) Ruperea de tuburi la Generatorul de Abur ( Steam Generator Tube Rupture –
SGTR);
d) Feeder Stagnation Break (FSB) ;
– Alte secvente de accidente severe ce pot fi determinate de defectari de cauza
comuna, dincolo de baza de proiectare, ca de exemplu cele initiate de un
eveniment extern extrem; acesta ar putea conduce la pierderea pa rtiala sau totala a
functiilor de securitate nuclear a ale centralei (cutremur peste baza de proiect,
inundatii extreme, etc.) – acest lucru depinde de robustetea si calificarile SSCE cu
rol in asigurarea securitatii nucleare.
Dintre secventele de accident ce pot conduce la accident sever la o centrala de tip CAND U,
mentionate mai sus, s -a selectat pentru scopul tezei de doctorat accidentul SBO fara
creditarea, in cazul de referinta , a sistemelor care asigura sursa de racire pentru combustibilul
nuclear. Conditiile specifice considerate in fiecare caz sunt prezenta te in Capitolul 4.2, in care
sunt prezentate cazurile analizate in prezenta lucrare .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
22 2.3 Asigurarea functiilor de securitate nucleara in caz de accident, la CANDU
Proiectarea sistemelor de securitate nucleara ale reactorului CANDU -6 (sisteme de proces cu
functii de securitate si sisteme speciale de securitate nucleara), destinate prevenirii
accidentelor si stoparii evolutiei acestora, este realizata astfel incat sa asigure un raspuns
adecvat al instalatiei nucleare la evenimentele de initiere si secventele de accident
considerate, raspuns determinat pe baza analizelor de securitate nucleara specifice realizate.
Reactorul CANDU (CANadian Deuterium Uranium) este un reactor de tip PHWR
(Pressurized Heavy Water Reactor), dezvoltat de Atom ic Energy of Canada Limited (AECL),
avand ca agent de racire apa grea (D2O), la temperatura si presiune ridicata, combustibilul din
uraniu natural fiind amplasat in canale orizontale, situate in interiorul vasului c alandria.
Moderatorul pentru reactorul CA NDU este reprezentat de apa grea aflata in vasul c alandria ,
la temperatura s i presiune joase. Fig. 2-1 prezinta o schema de principiu a unei centrale de tip
CANDU -6.

Fig. 2-1: Reprezentare schematica a unei centrale nucleare de tip CANDU -6
Centrala CANDU are prevazute prin proiect unele caracteristici care asigura protectia in
adancime si prevenirea aparitiei de accidente dincolo de baza de proiectare . Astfel, se
considera ca pentru indeplinirea functiilor fundamentale de securitate nucleara , mentionate in
capitolul precedent, urmatoarele caracteristici intrinseci ale proiectului CANDU -6 au o
contributie importanta :
a) Doua sisteme independente de oprire a reactorului (SOR#1 si SOR#2, sau SDS – Shut
Down System ) pentru asigurarea controlului rea ctivitatii prin oprirea reactorului si
mentinerea lui intr -o stare oprita , in toate conditiile de accident considerate. Cele
doua sisteme de oprire rapida, proiectate pe principiul diversitatii , al independentei si
redundantei canalelor de masura, precum si numarul mare de parametri de declansare
a reactorului, calificaril e sistemelor de oprire la seism si conditii de mediu, precum si

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
23 a capacitatea de defectare in stare “sigura” de oprire a reactorului , fac ca functia de
control a reactivitatii sa fie cre ditata in toate situatiile .
b) Sistem ul de racire la avarie a zonei active , SRAZA (sau ECC – Emergency Core
Cooling ), este sistemul special de securitate nucleara care poate asigura injectia de
apa in zona activa in c az de LOCA (cu treptele de inal ta, medie si joasa presiune) si
de asemenea care poate asigura functiile de izolare a celor doua bucle ale PHTS si de
racire rapida a partii secundare a SG, prin deschiderea armaturi lor de descarcare de
siguranta a aburului , MSSV (Main Steam Safety Valves ). Acest sistem trebuie sa
asigure functia de racire a combustibilului in caz de accide nt baza de proiect, dar
poate avea un rol si in caz de accident dincolo de baza de proiectare, printr -un
management eficient al accidentului.
c) Sistemul anvelopa reactorul ui („Containment ”) – asigura functia de confinare a
produsilor de fisiune in cazul unui accident, prin inchiderea vanelor de izolare a
anvelopei reactorului si prin asigurarea controlului presiunii in anvelopa, inclusiv prin
racirea atmosferei din interior ul anvelopei reactorului prin stropire si respectiv cu
ajutorul unitatilor de racire locala (LAC – Local Air Cooler) . Asigurarea functiei de
confinare a produsilor de fisiune rezultati din deteriorarea combustibilului nuclear in
reactor depinde de starea si stemelor anvelopei si de asemenea de conditiile
termohidraulice din interiorul anvelopei, precum presiunea, care poate conduce la
defectarea anvelopei si la pierderea izolarii acesteia. In mod normal, functia de izolare
a anvelopei este asigurata prin inch iderea vanelor de izolare, inclusiv in conditiile
pierderii alimentarii cu energie electrica sau a aerului instrumental al acestor vane,
deoarece acestea se defecteaza in stare sigura la inchis (“fail close”). Pe de alta parte,
depresurizarea anvelopei se va face prin realizarea racirii aerului si condensarii
aburului din anvelopa, stropirea fiind disponibila deoarece este disponibila Clasa I si
Clasa II de alimentare cu energie electrica (curent continuu din baterii si respectiv
curent alternativ din inver toare alimentate de la baterii) , pentru actionarea vanelor de
stropire.
Functia de racire a combustibilului in caz de accident poate fi asigurata prin existenta si a
altor sisteme cu rol in asigurarea sursei de racire in caz de accident dincolo de baza de
proiectare, precum sistemul EWS (cu sistemul suport de asigurare a alimentarii cu energie
electrica in caz de avarie, EPS) si sistemul de refacere a inventarului de apa din SG, BMW.
2.4 Carateristici intrinseci ale proiectului CANDU -6 de protectie impotriva
accidentelor severe
In afara asigurarii indeplinirii functiilor de securitate nucleara cu ajutorul sistemelor speciale
de securitate nucleara, reactorul CANDU mai are urmatoarele caracteristici intrinseci,
importan te pentru asigurarea protectiei in adancime:
– Realimentarea in timpul functionarii, la CANDU, asigura mentinerea unui nivel
scazut al excesului de reactivitate in zona activa, printr -o echilibrare continua a
reactivitatii, si evitarea utilizarii de otravuri in moderator (sau prezenta acestora este
doar in concentratii mici);

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
24 – Separarea fizica a sistemului primar de transport al caldurii ( PHTS ), care asigura
racirea reactorului ( agentul de racire fiind apa grea la t emperatura si presiune ridicata
in functionare normal) de sistemul modera tor ( apa grea la temperatur a si presiune
joasa ).
– Inventarul mare de apa grea, rece si la presiune apropiata de cea atmosferica, ce se
gaseste in sistemul moderator (in vasul c alandria , constituit din circa 230 tone apa
grea de o puritate ridicata, si care in functionare normala are o presiune de 1,1 MPa si
o temperatura maxima de functionare de 68 -70 șC), poate asigura racirea
combustibilului din canalele de combustibil , in cazul unui accident LOCA coincident
cu pierderea debitului de racire la avarie a zonei active (LOECC – Loss of Emergency
Core Cooling);
– Inventarul mare de apa din chesonul calandriei (circa 500 tone apa , H2O), care asigura
in mod normal racirea protectiilor de capat dar care in caz de accident sever poate
asigura arestare a resturilor de zona active deteriorata in vasul calandria.
Asigurarea functiei de racire a combustibilului este aceea care poate fi afectata, in unele
conditii de accident, dincolo de baza de proiectare.
In conditiile unui accident peste baza de proiecta re, racirea combustibilului se realizeaza cu
ajutorul altor surse de racire decat cele considerate pent ru functionarea normala sau de
accident baza de proiect , cum ar fi asigurarea racirii combustibilului prin circulatia naturala a
agentului primar ( termos ifonare ), preluarea caldurii fiind asigurata de inventarul de apa din
generatoarele de abur (SG). Refacerea inventarului de apa in SG, redus ca urmare a
vaporizarii apei, se poate face din rezervorul de stropire, prin sistemul BMW (Boiler Make –
up Water) si/sau din s istem ul de alimentare cu apa la avarie , EWS (Emergency Water
Supply) . Amb ele surse de apa pot sa furnizeze apa SG numai in conditiile in care presiunea in
SG este mai mica decat presiunea la care acestea functioneaza . Inventarul de apa din PHT S
poate fi completat , daca se pierde agent primar , cu ajutorul EWS, cu conditia ca circuitul
primar sa fie depresurizat la valoarea de injectie a acestuia. Debitul pe care EWS il poate
furniza este insa lim itat.
Asa cum rezulta din cele expuse mai sus , asigurarea racirii combustibilului in caz de accident
peste baza de proiectare, depinde nu numai de disponibilitatea surselor de apa de racire dar si
de asigurarea conditiilor in care acestea s a poata fi utiliza te. As tfel, pentru asigurarea
introducerii de a pa in circuitul primar este necesar ca presiunea sa scada pana la valoarea
specifica fiecarui sistem ce poate eventual reface inventarul de agent de racire din primar
(ECCS sau EWS). In cazul unui accident de tip SBO, la pierderea SG ca sursa rece (epuizar ea
inventarului de apa din SG, fara refacerea acestuia) apare cresterea de presiune din circuitul
primar. Protectia la suprapresiune a PHTS este asigurata de vanele de descarcare lichid din
primar (LRV – Liquid Relief Valves) care vor descarca agent primar in condensatoul degazor
(DGC ), iar la presurizarea acestuia, protectia la suprapresiune a DGC va fi realizata de cele
doua vane (sau supape) de siguranta ale DGC , RVs (Relief Valves). Aceste vane, actionate pe
arc, asigura protectia la suprapresiunea a DGC prin descarcarea unei cantitati de fluid in
anvelopa reactorului, dupa care inchid la scaderea presiunii la valoarea lor de prag. LRV -urile

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
25 sunt actionate cu ajutorul aerului instrumental , au rezervor propriu de aer si sunt proiectate sa
ramana deschis e la defectare (pierdere alimentare cu aer instrumental sau energie electrica) .
In mod normal, rezervorul de aer ar trebui sa permita vanelor sa ramana in functionare pentru
doua ore dupa pierderea alimentarii cu energie (de exemplu, in caz de SBO) sau a p ierderii
aerului instrumental. Exista de asemenea si armaturi le de descarcare de siguranta ale
presurizor ului (PRV – Pressurizer Relief Valve) care descarca abur in DGC si asigura
protectia la suprapresiune a presurizorului , si care sunt proiecate sa raman a deschise la
defectare . Vanele LRV/RV nu pot asigura depresurizarea PHTS din cauza faptului ca RV –
urile se inchid pe arc, in jurul valorii de 10 MPa (r) a presiunii in DGC . Chiar daca este posibil
ca LRV -urile sa ramana fara aer instrumental si sa ramana d eschide (fail -open), la fel ca si
PRV -urile, faptul ca acestea descarca in DGC , care este protejat cu RV -uri pe arc , ce vor
inchide la scaderea presiunii sub valoarea lor de prag , face ca presiunea in PHTS sa nu poata
scadea la valoarea la care pot actiona alte sisteme precum ECCS sau EWS, chiar daca aceste
sisteme sunt disponibile. Presiunea va ramane ridicata in PHTS atata vreme cat mai exista
suficient agent de racire in primar cu suficienta energie furnizata de combustibilul fierbinte ca
sa mentina pres iunea, si daca nu se rupe incinta sub presiune a circuitului primar.
Racirea combustibilului nuclear in reactor se mai poate face in unele conditii si cu ajutorul
moderatorului, care poate reprezenta ultima sursa rece pentru combustibilul nuclear, in
conditiile in care o alta sursa de racire nu este disponibila (cum ar fi in caz ul LOCA si ECCS
indisponibil) . Pentru aceasta insa , trebuie asigurat inven tarul de apa in vasul calandria (CV –
Calandria Vessel) si racirea moderatorului pentru extragerea caldurii cedate de combustibil
moderator ului. In acest sens, trebuie sa fie asigurata integritatea sistemului moderator, sa fie
functionale pompe le moderator, sa fie asigurata apa de racire la schimbatorii de caldura ai
moderatorului . Aceste conditii nu pot fi asigurate in cazul unui eveniment SBO . Accidentul
de pierdere a agentului primar, LOCA, coincident cu p ierderea injectiei ECCS reprezinta o
secventa de a ccident d in baza de proiectare – daca celela lte functii ale sistemului ECCS sunt
indeplinite (izolarea celor doua bucle ale PHTS si racirea rapida a SG).
In cazul in care racirea moderatorului nu poate fi asigurata, cresterea de presiune a
moderatorului ca urmare a caldurii preluate de la combustibil va determina spargerea
discurilor de rupere de la conductele de descarcare ale calandriei si ejectarea in anvelopa a
unei cantitati mari de moderator. C analele de combustibil se vor supraincalzi, inmuia, rupe si
dezasambla , iar zona activa va colapsa ca urmare a ejectarii initiale si apoi a evaporarii apei
moderator din vasul calandria. Combustibilul nuclear mai poate fi inca racit in vasul calandria
prin adaosul de apa in acest vas ( masura de management al accidentului sever), daca
conditiile o permit ( exista un debit suficient de apa pentru refacerea inventarului de apa din
vasul calandria, daca starea canalelor de combustibil o permite , etc.). In cazul in care acest
lucru nu este posibil, resturile de canale rupte de combustibil, numit “debris” in literatura de
specialitate , acumulate pe fundul vasului calandria, mai pot fi racite cu ajutorul apei existente
in chesonul calandriei, care raceste vasul calandria pe exterior. A cest inventar de apa din
chesonul calandria se va evapora si el ca urmare a caldurii preluate de la vasul calandria si va
necesita refacerea, pentru a pastra integritatea vasului calandria . Se poate opri la in acest fe l
evolutia accidentului sever si mentine combustibilul nuclear in vasul calandria (accident

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
26 sever la nivel „in -vessel”) . Daca nu se poate realiza adaos ul de apa in chesonul calandriei,
pentru a compensa apa evaporata ca urmare a preluarii caldurii de la pe retii vasului calandria,
nivelul apei in cheson va scade progresiv iar vasul calandria se va rupe atunci cand caldura
generata de combustibilul nuclear nu mai poate fi preluata. Ruperea vasului calandria va
conduce la apartitia altor fenomene, care nu fac obiectul acestui studiu .
Cu toate ca proiectarea anvelopei a fost realizata pentru a raspunde accidentelor baza de
proiect (combinatia dintre consecintele de crestere presiune si eliberare de produsi de fisiune
fiind prezenta in accidentele de tip LOCA mar e), anvelopa joaca un rol inca si mai important
in cazul accidentelor severe, din cauza consecintelor acestora in ceea ce priveste cantitatea si
diversitatea produsilor de fisiune eliberati din zona activa in atmosfera anvelopei reactorului.
Necesitatea pa strarii integritatii anvelopei creste, si in acest sens au fost implementate masuri
suplimentare de management al accidentului sever care au in vedere pastrarea integritatii
anvelopei, cum ar fi:
– Masuri de asigurare a alimenta rii cu energie electrica pentr u realizarea racirii
atmosferei anvelopei si depresurizarii sale partiale prin condensarea aburului
(stropire, LAC -uri).
– Masuri de management al hidrogenului din anvelopa, pentru evitarea exploziei
acestuia, prin recombinarea acestuia, arderea lui sau iner tizarea atmosferei
anvelopei, in functie de caz si dotari (recombinatoare pasive autocatalitice, PAR –
Passive Autocatalitic Recombiners, arzatoare de hidrogen – Igniters). Trebuie
realizata m onitorizarea concentratiei de hidrogen in anvelopa pentru a deter mina
pericolul exploziei acestuia si masurile necesar a fi implementate pentru
managenetul hidrogenului .
– Ventilarea filtrata a atmosferei anvelopei, in cazul in care presiunea a ajuns la
valori care pun in pericol integritatea anvelopei. Aceasta asigura descarcarea
varfului de presiune din anvelopa, cu retinerea celei mai mari parti a produsilor de
fisiune, cu exceptia gazelor nobile.
2.5 Fenomen ologia accidentelor severe la reactorul CANDU -6
Asa cum s -a precizat la inceputul Capitolului 2 a lucrarii, o descriere detaliata a modului in
care se anticipeaza ca evolueaza accidentele severe la o centrala de tip C ANDU -6 este
prezentata in documentul Ref. [7]. Acest document prezinta evolutia unui accident sever,
rezultat atat dintr -un eveniment SBO , cat si dintr -un accident LOCA, in conditii de accident
peste cele considerate in baza de proi ectare a centralei CANDU -6, denu mite in prezent in
standardele IAEA conditii extinse de proiectare (DEC – Design Extended Conditions, Ref.
[10]). Prezentarea din [7] pune in evidenta atat fenomenele ce se produc in interiorul vasului
reactorului („in vessel”) cat si in afara acestuia. Altfel, sunt prezentate efectele accidentului
sever in interiorul anvelopei reactorului, inclusiv in ceea ce priveste comportarea p rodusilor
de fisiune si a gazelor necondensabile (precum CO si H 2), interactiunea topiturii de zona
activa cu betonul chesonului calandriei, in cazul ruperii vasului calandria, etc.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
27 Fenomenele care apar in zona activa a unui reactor CANDU -6 in evolutia unu i accident sever
sunt foarte complexe, semnificativ diferite fata de cele produse intr -un reactor cu apa sub
presiune (LWR – Light Water Reactor), mai ales din cauza geometriei orizontale a canalelor
de combustibil ce fac parte din PHTS si de separarea mod eratorului de circuitul primar.
Fenomenele dezvoltate in cazul unui accident sever la CANDU sunt dificil de modelat, iar
baza experimentala existenta, care simuleaza fenomenele specifice acestui tip de reactor, este
mai saraca decat cea corespunzatoare rea ctoarelor de tip LWR (PWR/BWR/WWER),
verticale, aceste reactoare fiind mai numeroase in lume si beneficiind de suportul, inclusiv
financiar, al mai multor organizatii interesate in comporatrea lor in accident sever.
In prezenta sectiune sunt prezentate nu mai fenomenele legate de comportarea zonei active, in
special in faza timpurie („early phase”) a accidentului sever.
Sunt avute in vedere cu precadere comportarea combustibilului in ansamblurile de
combustibil CANDU, comportarea canalelor de combustibil pana la ruperea acestora si
comportarea sfaramaturilor de canale, asa numitul debris, in interiorul vasului reactorului.
Sunt luate in considerare, fara a se intra in detalii, efectele progresiei accidentului sever
asupra vasului calandria si asupra evolut iei parametrilor termohidraulici in interiorul
anvelopei.
Comportarea canalului de combustibil si a debrisului in vasul calandria in timpul unui
accident sever precum si fenomenele termo -chimice si termo -mecanice ce pot apare,
incertitudinile asociate si r elevanta experimentelor realizate pana in prezent pentru elucidarea
modului in care zona activa CANDU se comporta in cazul unui accident sever, au fost
prezentate in cadrul unei lucrari sustinute de doctorand in cadrul unei conferinte
internationale, [70].
Evaluarea modului in care progreseaza accidentul precum si generarea termenilor sursa la
care trebuie sa reziste anvelopa reactorului si sa -si pastreze integritatea, necesita eforturi
sustinute in ceea ce priveste modelarea geometriei zonei active si simu larea corecta a
fenomenelor care apar .
2.5.1 Comportarea zonei a ctive a reactorului CANDU in timpul unui acci dent sever
Se considera, pe baza studiilor rea lizate pana in prezent, ca evolutia accidentului sever intr -un
reactor CANDU este un proces gradual, care dureaza multe ore. Evolutia unui accident SBO
de exemplu a fost evaluata ca fiind una la care dez asamblarea si supraincalzirea zonei ac tive
se produce in circa 11 ore , de la initierea accidentului pana la epuizarea prin fierbere a
moderatorului ([32], [38]), in cazul in care nu sunt implementate masuri de stopare a
progresiei accidentului .
In conformitate cu diferitele evaluari realizate de experti i in domeniu , in ceea ce priveste
comportarea canalelor de combustibil si a debrisului la reactorul CANDU in cazul unui
accident SBO, urmatoarele fenomene au fost identificate:
1. Supraincalzirea canalului de combustibil datorita caldurii reziduale, pierderii racirii
combustibilului (ca urmare a pierderii agentului de racire primar, indisponibilitatii

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
28 injectiei de apa de racire a ECC si pierderea racirii moderatorului) , incalzirea
suplimentara a canalului de combustibil datorita reactiei exotermice de oxidare a
zirconiului in prezenta aburului, cu generarea de hidrogen/ deuteriu (in cazul in care
nu s-a introdus apa in PHTS, oxidarea elementelor zonei active care contin zirconium
va genera numai deuteriu) ; incalzirea diferitelor canale de combustibil va fi diferita,
aceasta depinzand de conditiile specific e interne si externe ale fiecarui canal si
fiecarui asamblu de combustibil , dar si de istoricul functionarii combustibilului din
canal .
2. Balonarea tubului de presiune si contact ul pe o suprafata mare cu tubul calandria,
datorita incalzirii canalului de combustibil si a presiunii interne mari a canalului
(peste 1M Pa); ruperea tubului de presiune/tubului calandria cand sunt atinse anumite
valori (luate in considerare in criteriile de defectare utilizate) de temperatura asociata
presiunii mari .
3. Inmuierea si lasarea canalului de combustibil depresurizat (“sagging”) datorita
greutatii proprii, a greutatii celorlalte canale daca e cazul , precum si a fluajului
datorita temperaturii crescute, ajungand in contact cu urmatorul rand de canale situate
mai jos si transferand partial catre acestea caldura si greutate.
4. Penetrarea peretelui tubului c alandria , in apropierea jonctiunilor fascicul elor de
combustibil , datorita cresterii alungirii totale a canalului si a subtierii peretelui
canalului in regiunea jonctiunii dintre fascicul ele de combustibil (asa cum s -a
demonst rat prin experimentele realizate (Capitolul 2.5).
5. Oxida rea suprafetelor noi (neoxidate inca) de Z ircaloy (sau Zr -Nb2,5% a PT) in
interstiti ul dintre tubul de presiune (PT) si tubul calandria ( CT), dupa ruperea CT,
datorita expunerii acestora la abur ; cresterea rapida a temperaturii canalului de
combustibil ca urmare a reactiei exoterme de oxidare dintre Zr si abur si producerea
de hidrogen/ deuteriu.
6. Dezasamblarea canalului de combustibil – ruperea PT/CT, datorita temperaturii
ridicate, a alungirii tub urilor canalului de combustibil , a reactiei de oxidare si
fisurarea stratului de oxid de zirconiu ; forma rea debrisului , incepand cu canalele
situate in partea de sus si centrala a vasului calandria ; canalele periferice de putere
mai mica pot sa ramana pentru o vreme racite suficient de bine (Fig. 2-2).
7. Eliberarea produsilor de fisiune in vasul c alandria ( CV) iar apoi in anvelopa, in timpul
procesului de dezasamblare a canalelor de combustibil.
8. Influenta mecanismelor de reactivitate si a instrumentatiei din zona activa, atat
verticale cat si orizontale (tuburi de ghidaj, bare ajustoare, detectori flux, etc.); acestea
sunt pozitioanate printre si sub canalele de combustibil, si vor influenta comporta rea
debrisului ; elementele orizonta le vor participa la sustinerea debrisului, intr -o oarecare
masura ; mecanismele verticale din zona activa vor ajuta debrisul sa se pozitioneze in
spatiile verticale dintre acestea in timpul fazei de acumulare a masei de debris [32 ].

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
29
Fig. 2-2: Dezasamblarea canalului de combustibil in segmente individuale , la presiune joasa
9. Acumula rea de canale rupte intr -un pat suspendat de debris, sustinut de canalele
intregi si mai bine racite de dedesubt, imersate inca in masa de lichid moderator .
10. Acumulare a progresiva a masei de debris supendate ; pe masura ce inventarul de lichid
din CV scade ca urmare a vaporizarii, debrisul va continua sa produca
hidrogen/ deuteriu (deoarece suprafetele de Zr sunt expuse debitului de abur) si sa
elibereze produsi de fisiun e; deuteriu l si produsii de fisiune sunt eliberati in anvelopa
prin discurile de rupere sparte ale conductelor de descarcare ale CV .
11. Racirea partial a a patului de debris suspendat prin caldura radiat a catre peretele CV,
mai rece, si absorbtia aceste ia deoarece CV este im ersat in apa din chesonul
reactorului ;
12. Este de asteptat ca o parte din materialul topit sa fie format din reactiile eutectice
UO 2-Zr in interiorul patului de debris , material care se va reloca gradual in moderator
si va reactiona chimic cu apa grea la intrarea sa in lichid .
13. Interacti unea topiturii din zona activ a cu apa (cunoscuta in literatur a de specialitate ca
MCI -Molten Corium Interaction) si formarea de particule de debris de dimensiuni
mici, care se vor reloca de asemenea pe fundu l vasului calandria, devenind parte a
patului terminal de debris .
14. Reloca rea debrisului solid din pozitii inalte ale zonei active spre pozitii mai joase, ca
si pat de debris, atunci cand spatiu l permite acest lucru.
15. Colapsarea zonei active, atunci cand sarcina pe canalele care suporta debrisul
depaseste o valoare critica ; patul de debris suspendat, inclusiv canalele care il suporta
si canalele de dedesubtul acestora, care sunt inca in moderatorul ramas in CV,
colapseaza si cad in moderatorul ramas, in care se presupune ca debrisul va fi racit.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
30 16. Eliberarea de produsi de fisiune din patul terminal de debris si migrarea acestora catre
anvelopa reactorului in timpul colapsarii zonei active (la ruperea bucatilor din
elementele de combustibil) ; producerea de deuter iu ca rezultat al oxidarii rapide a
suprafetelor fierbinti de debris la interactiunea cu moderatorul la colapsarea zonei
active .
17. Formarea rapida de vapori de apa (posib il explozia de abur) si cresterea presiunii in
CV si anvelopa reactorului datorita colap sarii zonei active si a racirii bruste a
debrisului.
18. Impactul cresterii bruste a presiunii asupra CV si transferul catre peretii CV a
efectului caldurii transferate si a greutatii canalelor de combustibil sfaramate si a
debrisului la momentul colapsului zonei active.
19. Comportarea debrisului pe fundul CV; dimensiunea debrisului, oxidarea suprafetelor
de Zr ramase neacoperite, deasupra moderatorului – pana la epuizarea acestuia.
20. Inceperea topirii debrisului, formarea crustelor ca urmare a racirii peretilor v asului
calandria de apa din chesonul reactorului.
Aceasta ultima etapa in progresul accidentului sever si cele ulterioare nu intra in obiectul
studiului realizat in aceasta lucrare.
Cu privire la etapele principale ce pot fi identificate in progresul unui accident sever, este
necesar sa fie facute uele precizari, dupa cum urmeaza.
Comportarea canalelor de combustibil din zona activa CANDU este diferita, datorita puter ii
diferite a canalelor , lungimii diferite a feederilor si diametrel or feederilor (cu efect asupra
pierderii de presiune, etc) , datorita elevati ei canalelor, etc. (Fig. 2-3). Conditiile interne si
externe specifice fiecarui canal si fiecarui fascicul combustibil in parte vor avea impact
asupra f ormar ii debrisului, ca urmare a pierderii integritatii tuburilor de presiune si a tuburilor
calandria din cauza incalzir ii local e a fascicul elor de combustibil si a tuburilor de presiune .
Dezasamblarea canalelor orizontale deformate, neacoperite de moderator, reprezinta un
proces foarte complex si implica interactiuni mecanice si chimice cu canalele orizontale din
vecinatate, cu mecanismele de reactivitate si instrumentatia din zona si cu debrisul deja
format. In general, codurile de calcul utilizate pentru analiz a accidentelor severe (pentru
reactoarele CANDU) nu utilizeaza modele foarte complexe, foarte detaliate privind
geometria zonei analizate. In acest sens, sunt utilizate ipoteze simplificatoare in modelele
utilizate, care pot denatura intr -o masura mai mare sau mai mica rezultatele obtinute in raport
cu situatia reala. Pentru a considera influenta incertitudini lor legate de modela re asupra
rezultatelor analizei, se pot realiza analize de senzitivitate.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
31
Fig.2-3: Comportarea diferita a canalelor de combustibil in accident la pierderea surselor de racire
In timpul perioadei de racire a zonei active degradate, materialul combustibil din diferite
canale poate sa se gaseasca la un moment dat in diferite stari si poate fi afectat de un numar
de procese termo -chimice si mecanice , inclusiv eliberarea de produse de fisiune, aceste stari
depinzand mai ales de (conform [70]) :
– Integritatea si posibilitatea asigurarii racirii canalelor de combustibil (in interiorul si
in exteriorul canalului) ;
– Disoc ierea sau nu a fascicul elor de combustibil de canalul de care apartin, dupa
ruperea acestuia, localizarea lor ul terioara si modul in care se poate asigura racirea
combustibilului aferent lor ;
– Procesul de oxidare, datorita expunerii fascicul elor de combust ibil la abur (in
interiorul sau in exteriorul canalului de combustibil, dupa ruperea acestuia, ca parte a
patului de debris suspendat ;
– Supraincalzirea combustibilului in patul de debris suspendat inainte de caderea lui in
moderator ;
– Racirea si fragmentarea fascicul elor de combustibil la caderea acestora in moderator
si interactiunea cu mecanismele de control al reactivitatii din zona activa ;
– Incalzirea debrisului solid ajuns pe fundul vasului calandria dar care ramane partial
deasupra nivelului moderatorului ;
– Incalzirea debrisului solid din patul poros de debris si topirea patiala a amestecului
eutectic dupa ce toata apa din vasul calandria s -a evaporat ;
– Incalzirea capetelor de canal de combustibil si a fascicul elor de combustibil de capat
care au ramas agatate la ruperea canalelor de combustibil ;
– Interactiunea amestecului eutectic topit de la baza patului terminal de debris cu
materialele peretelui vasului calandria , a deschiderilor conductelor sistemului
moderator si debrisul cazut i n acestea ;

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
32 – Efectul actiunilor de refacere a inventarului de apa de racire din interiorul vasului
calandria , initiate la orice moment in timp, asupra canalelor de combustibil si a
debrisu lui deja format .
2.5.2 Defectarea tubului de presiune
Intr-un accident seve r, incalzirea accelerata a combustibilului degradat ca urmare a pierderii
agentului de racire primar (cu indisponibilitatea racirii de avarie) si a pierderii racirii
moderatorului conduce la deformari semnificati ve ale fasciculelor de combustibil. La
aprox imativ 1000°C, rezistenta la curgere a aliajului Zircaloy si rezistenta la rupere sunt egale
[47]. Rezistenta la curgere este redusa de aproape 50 de ori , de la valoarea de aproximativ
500 MPa in starea de operare (300°C) , la sub 10 MPa pentru o temperatura de 1000 °C ( Fig.
2-4). Eforturile rezultate in tubul de presiune datorita greutatii fasciculelor de combustibil pot
depasi local l imita de curgere si determina deformarea plastica cu o rata de fluaj care conduce
la perforarea tubului de presiune.

Fig. 2-4: Proprietatile mecanice ale aliajului Zircaloy 4 la temperaturi ridicate [47]
Acest fenomen a fost demonstrat si de experimentele care s -au realizat la AECL (Atomic
Energy Canadian Limited, proiectantul reactorului CANDU) [29], [37 ]. Astfel, au fost
realizate experimente cu un singur canal si cu mai multe canale, la scara redusa, utilizandu -se
tuburi de Zr -2.5% Nb la scara de unu la cinci (cu exceptia grosimii peretelui, care a fost la o
scara de unu la doisprezece [28]), continand douasprezece fascicule de combustibil simulate
cu incalzitori electrici, pentru a reprezenta un canal de combustibil [28], [29], [32]. Au fost
realizate sase teste cu un singur canal si doua teste multi -canal, unul cu doua randuri si un
altul cu trei randuri de canale, iar experimentele au fost realizate intr -o atmosfera inerta. Un
test cu un singur canal a fost de asemenea realizat intr -o atmosfera oxidanta . Experimentele
au aratat ca tuburile incalzite electric (simuland canalele de combustibil , cu generarea caldurii
reziduale ) s-au lasat („sag”) si perforat la interfetele incalzitorilor electrici la aproximativ
1200 °C [34] (Fig. 2-5). O lasare/ curbare semnificativa a tuburilor, determinata de fluaj, a fost
observata atunci cand temperatura canalului a depasit 800°C. Temperatura de rupere a tubului

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
33 a fost de aproximativ 1400° . Examina rea proprietatilor de material si a calculelor de incarcar e
a unei bare elementare au demonstrat ca ce l mai probabil rezultat al incalzirii unui canal de
combustibil , in absenta racirii de catre moderator al acestuia, este perforarea tubului de
presiune si separarea fasciculului de combustibil aflat in stare soli da de canalul in care s e afla.
Aceste experimente au contribuit la alegerea unui criteriu de temperatura pentru ruperea
tubului de presiune (depresurizat in interior), la valoarea conservativa de 1473 °K (1200°C).
Pe baza acestui experiment s -a ajuns la concluzia ca perforarea tubului va conduce la
expunerea suprafetelor proaspete de zirconiu, neoxidate anterior, ale exteriorului tubului de
presiune si interiorului tubului calandria (suprafetele interstitiului inelar dintre cele doua
tuburi) la actiunea o xidanta a aburului rezultat din vaporizarea moderatorului, si la incalzirea
accelerata a segmentelor d in fasciculul de combustibil, pentru o vreme, pana ce aceste
suprafete se acopera cu un strat suficient de oxid.
Se considera ca exista o margine sufici ent de mare pana la aparitia topirii combustibilului si
de aceea se asteapta ca debrisul sa fie format din bucati mari de canal la ruperea canalului de
combustibil. Rezultatele testelor de dezasamblare a zonei, care au fost realizate intr -o
atmosfera oxida nta continand un amestec de argon si oxigen, au aratat ca oxigenul dizolvat in
materialul canalului va rigidiza canalul , ceea ce va conduce la o rata de fluaj mai redusa a
tubului de presiune. Prin aceste teste a fost identificat un mecanism suplimentar d e rupere a
unui canal lasat. Astfel, micrografiile realizate pentru peretei tubului testat din sectiunile luate
din partea de jos a peretelui tubului lasat au aratat craparea stratului de oxid format pe
suprafat canalului, ceea ce permite accesul oxigenulu i in spatii sub stratul de oxid. Oxidarea
progresiva localizata a acestor regiuni, in conditiile lasarii canalului de combustibil, poate
reprezenta un alt mecanism de formare a debrisului, [ 34].

Fig.2-5: Rezultate a le deformarii canalului simulat – testul cu trei canale, mediu inert [ 34]

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
34
2.5.3 Comportarea fasciculului de combustibil
In conditii inrautatite de racire, un numar mare de procese fizice afecteaza comportarea
fasciculului d e combustibil CANDU. Fenomenele de interes legate de comportarea
fasciculului de combustibil includ (conform [35], [40], s.a.):
– Impactul curgerii inverse care poate determina deteriorarea fasciculelor de combustibil
(important mai ales in cazul L LOCA , dar si al re -alimentarii canalelor cu apa de racire );
– Expansiunea axi ala a liniei combustibilului de -a lungul canalului , urmata de
compresiunea fasciculelor de combustibil si deformarea liniei combustibilului in canal ;
– Lasarea (sag) elementelor combustibile la temperaturi mai mari de 800o C si fluajul
termic ;
– Efect ul elementelor aditionale elementelor combustibile (precum elemente le de reazam si
distantiere le) asupra deformarii elementelor combustibile ;
– Efect ul placilor de capat asupra lasarii ( “sagging ”) fasciculului de combustibil , la
temperaturi ridicate ;
– Interac tiunea termica a elementelor combustibile lasate cu alte elemente combustibile
aflate dedesubtul lor ;
– Interactiunea termica a fasciculului lasat (sag) asupra tubului de presiune ;
– Balonarea tecilor elementelor combustibile si efectele balonarii asupra bloc arii curgerii ;
– Efect ul elementelor de reazam si a dista ntierelor asupra balonarii si a deformarii tecilor
elementelor combustibil e;
– Transferul de caldura de la pastilele de combustibil la teaca balonata/deformata a
elementului combustibil respectiv ;
– Oxidarea elementelor din Zircaloy la temperatura ridicata ;
– Modificari in proprietatile Zircaloy -ului datorate oxida rii (fragilitate, cresterea punctului
de topire , cresterea rezistentei ) si a iradierii ;
– Deformarea termo -mecanica a placilor de capat ale fasciculului de combustibil si a
elementelor de inchidere de capat ;
– Interactiunea chimica dintre U O2 din pastilele de combustibil si teaca de Zircaloy ;
– Formarea topiturii de Zircaloy si relocarea acesteia printre elementele fasciculului de
combustibil ;
– Cresterea ratei de re-oxidar e a topiturii de Zircaloy relocate precum si a suprafetelor
anterior ne -oxidate, dupa aparitia defectar ii tecilor elementelor combustibil e;
– Interactiunea dintre topitura de Z ircaloy a tecilor si tuburile de presiune si efectul asupra
integritatii acestora ;
– Deformarea pastilelor de combustibil odata cu modificarea temperaturii, aparitia topir ii
local e a combustibilului ;
– Deformarea pastilelor de combustibil si eliberarea de produsi de fisiune odata cu aparitia
crapaturilor in combustibil ;
– Interactiuni mecanice intre pastila de combustibil si teaca elementului combustibil ;
– Modificari in conductivitatea combustibilului odata cu modificarea gradul ui de ardere,
eliberarea de produsi de fisiune, gradu l de iradiere ;

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
35 – Modificari in ceea ce priveste transferul de caldura prin radiatie odata cu modificarea
geometriei ansamblului combustibil / canal combustibil si a modificarii proprietatilor
suprafetelor ;
– Eliberarea de produsi de fisiune din combustibil cu cresterea temperaturii , incalzirea
gazului din combustibil/interstitiul pastila -teaca ;
– Deformarea tecii din cauza presiunii interne a gazului si stresului determinat de
deformarea pastilei de combustibil ;
– Interactiunea chimica a produsilor de fisiune elibe rati din combustibil cu materialul
tecilor elementelor combustibile ;
– Balonarea tubului de presiune (simetric si asimetric fata de axa elementului) , functie de
presiunea din canalul combustibil si stresul termic ;
– Contactul dintre PT-CT si transferul de caldura de la fascicolul de combustibil catre
moderator afectat de gradul de contact ;
– Aparitia u scarii (dry -out) CT dupa contactul cu PT ( atunci cand moderatorul este inca
disponibil si inconjoara canalul combustibil );
– Fragmentarea elementelor combustibile la re-alimentarea cu apa a canalului combustibil ,
inclusiv din cauza efectului de fragilizare determinat de oxidare a zirconiului din teci .
Conform [40], exista inca incertitudini mari legate de predictiile analitice privind geometr ia
fasciculelor de combu stibil deformate precum si posibilitat ea racirii acestora , datorita
modificarilor complexe ce apar in proprietatile materialelor cu temperatura, iradierea sau a
reactiilor chimice .
Experimentele realizate la AECL in anii 1970 si 1980 au confirmat pierderea integritatii
fasciculului de combustibil la aproximativ 1000°C (Fig. 2-6). In cadrul unui program, la care
au participat AECL si Ontario Hydro, au fost realizate trei experimente. Astfel, in testul
HTBS -003, un fascicul de combustibil CANDU cu 37 element e, ne -iradiat, a fost plasat in
interiorul unei sectiuni dintr -un tub de presiune realizat din Zr-2.5Nb, care a fost apoi supus
unui efort radial , [23]. Acest efort a fost echivalent efortului necesar pentru a determ ina
contactul total al tubului de presiune cu tubul calandria. Un debit de abur supraincalzit a fost
directionat catre capatul din amonte al fasciculului , in interiorul tubul ui de presiune balonat.
Suprafata exterioara a tubului calandria a fost racita cu abur la o temperatura mai joasa
(120°C) iar elementele combustibile au fost incalzite numai din exterior (fara generare de
caldura in interior). Fasciculul de combustibil s -a deformat sub propria greutate.
Instrumentatia in cadrul testului a inclus masura rea debitului de abur, monitoare on -line
pentru hidrogen, un pirometru optic, termocuple cu platina si rodiu pentru masurarea
temperaturilor tecilor si camere video care au inregistrat deformarea fasciculului de
combustibil .
Fasciculul de combustibil s-a lasat, luand o forma ovala, avand multe elemente combustibile
deformate catre exterior, spre tubul de presiune. Materialul topit, mai ales zirconiu provenit
de la inchiderile de capat si placile de capat, a curs liber in timpul testului , jos, in fata placii
de capat si s -a solidificat pe tubul de presiune. Experimentul a aratat ca temperatura maxima
a aparut in centrul fasciculului de combustibil.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
36

Fig. 2-6: Fotografii de la experimentele AECL cu deformarea fasciculului combustibil , [40]
2.5.4 Formarea debrisului
Term enul “debris” include toate materialele asociate cu segmentel e de canal de combustibil ,
care nu fac parte dintr -un canal intreg sau din mecanisele de control reactivitate din zona
activa a reactorului, cum ar fi :
– Zircaloy -4, din tecile elementelor combustibile , material e atasate elementelor
combustibile, placi de capat ;
– Zr-2.5Nb , din tuburile de presiune ;
– Zircaloy -2, din tuburile calandria si mecanismele de control reactivitate din zona – tuburi
de ghidare pentr u barele ajustoare, stuturi de injectie otrava, tuburi de ghidare detecto are
de flux ;
– UO 2 din combustibil ;
– Otel inox si alte material e metalice asociate cu mecanismele de control reactivitate din
zona acti va a reactorului CANDU 6.
Mecanis mele de control reactivitate din zona activa a reactorului sunt: bare le de oprire, bare le
ajustoare, barele absorbante – MCA, unitati le de control zonal cu lichid (LZC), stuturi le de
injectie otrava lichida, detectori i de flux verticali, detectori i de flux orizontali, camerele de
ionizare. Aceste mecanisme pot sa faca parte din debris, sau sa ghid eze asezarea debrisului,
pe orizontala sau pe verticala.
La aproximativ 800°C apar defectari ale tecilor elementelor combustibile, ca urmare a
presiunii interne a gazului si o scadere substantiala a rezistentei la curgere a materialului tecii,
si incep sa apara deformari mari ale fasciculului combustibil .
In ceea ce priveste deform area canalului combustibil, au fost identificate doua cai di stincte de
aparitie a deformarii, depinzand de rata de incalzire si de presiunea interna din canal: prin
lasare (sagging) si prin balonarea tubului de presiune (Fig. 2-7). Sagging -ul este modul de
deformare dominant in cazul accidentului sever cu PHTS depresurizat. Balonarea, apare la
incalzirea tubului de presiune atunci cand presiunea interna este ridicata (peste 1 MPa).
Integritatea canalului de combustibil depinde puternic de rata relativa de i ncalzire a tubului
de presiune, a fasciculului combustibil si de presiunea locala. Interacti unea topiturii de
Zircaloy relocat a la baza tubului de presiune cu acesta poate de asemenea sa determine
ruperea canalului de combustibil la presiune ridicata.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
37

Fig. 2-7: Deformarea tubului de presiune ,cu fascicule combustibile prabusite (LOCA+LOECC) , [35], [75]
2.5.5 Comportarea debrisului suspendat
Debrisul solid poate fi suportat pentru o vreme de catre canalele intregi din vasul calandria si
de mecanismele de reactivitate din zona activa, in conditiile in care exista o vaporizare
continua a moderatorului dedesubtul acestuia, cu o curgere complexa a aburului in jurul
canalelor intregi de combustibil si a debrisului solid , [34].
Urmatoarele fenomene si modificari in proprietati sunt prognozate , in ceea ce priveste
comportarea debrisului format prin ruperea canalelor de combustibil , ce se afla suspend at pe
alte canale de combustib il ([40], [70]) :
– Transferul de caldura :
o Transferul de caldura de la elementele de combustibil deformate din cadrul
segmentel or din fasciculele de combustibil la tuburile PT/CT, pana la
inceperea topirii combustibilului;
o Transferul de caldura prin radiatie la alte segmente din fasciculul de
combustibil , in interiorul un ui grup de elemente combustibile;
o Transferul de caldura prin c onducti e la alte fascicule de combustibile , in
contact ;
o Transferul de caldura prin conductie la canalele intacte de dedesubt ;
o Transferul de caldura prin convectie la aburul care curge in exterior si care
intra prin patul de debris suspendat; Presiune canal redusa
(inconvoier PT) Presiune canal ridicata

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
38 o Transferul de caldura prin conductie si radiatie la mecanismele de reactivitate
din zona, care intra in con tact sau se invecineaza cu grupul de fascicule de
combustibil din debris -ul suspendat.
– Deformarea termo -mecanica, interactiuni chimice :
o Producerea si reloca rea topiturii de Zircaloy din segmentele de fascicule de
combustibil suspendate din debris ;
o Interac tiunea topiturii de Zr cu moderatorul ce se afla dedesubt ;
o Interactiunea topiturii de Zr cu canalele de dedesubt ;
o Compact area debrisului odata cu cresterea incarcaturii de deasupra ;
o Interactiunea debrisului cu aerul care intra in vasul calandria ;
o Aprinderea d ebris ului suspendat ;
o Arderea hidrogenului/ deuteriu lui in CV.
– Modificari in proprietatile de material :
o Modificarea proprietatilor Zr datorita oxidar ii (fragilizare, cresterea valorii
punctului de topire, cresterea rezistentei );
o Modificarea condu ctivitatii combustibilului cu gra dul de ardere;
o Eliberarea de produsi de fisiune din combustibilul rupt sau partial topit ;
o Modificari ale proprietatilor mecanice cu temperatura ;
o Variatii in proprietati cu temperatura .
– Interactiuni chimice :
o Oxidarea Zr la temperatura inalta ;
o Oxidarea Zr la temperatura joasa ;
o Interactiunea chimica dintre UO 2 din pastila de combustibil si teaca de
Zircaloy , in interiorul unei bucati de canal rupt din d ebris ;
o Interactiunea chimica a produsilor de fisiune eliberati din combusti bil cu restul
materialelor din zona activa;
o Interactiuni chimice ale aburului si gaze lor necondensabile cu materialele
peretelui vasului c alandria, CV.
– Comportarea produsilor de fisiune :
o Eliberarea produsilor de fisiune din debris datorita incalzirii ;
o Eliberarea produsilor de fisiune in cazul actiunilor de r edresare a racirii zonei
active (stropire, curgere, inundare) , datorita fragmentarii
o Modificari in caldura reziduala odata cu eliberarea produsilor de fisiune .
Localizarea originala a fasciculului de combustibil are influenta asupra comportarii
combustibilului in patul suspendat de debris. Relocarea debrisului format din canale rupte
este influentata de asemenea de vecinatatea cu mecanismele de reactivitate din zona activa .
Asa cum rezulta si din [35], comportarea debrisului intre momentul dezasamblarii canalului
de combustibil si topirea debrisului pe fundul vasului calandria nu a fost studiata in cadrul
unor experimente specifice pentru reactor ul CANDU , sau astfel de date nu au fost gasite in
literatu ra de specialitate publica .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
39 2.5.6 Comportarea debrisului solid pe fundul vasului calandria (debris terminal)
Cea de -a doua faza in comportarea debrisului solid in zona activa intr-un accident sever la
CANDU este reprezentata de acumularea de debris solid pe fun dul vasului calandria, cu
compactarea grad uala a acestuia ca urmare a acumularii continue de debris solid . Debris ul
provenit din fascicule care ajung pe fundul CV fara restrictii de miscare pe nici o parte
cauzate de mecanismel e de reactivitate din zona, se presupune ca ajung pe fundul vasului
calandria relativ intacte, doar putin deformate . O parte din ele se va fragmenta la contactul cu
apa moderator . Comportarea debrisului solid poate fi diferita, avand in vedere urmatoarele
situatii in care se poate afla :
– Debris ul este racit si localizat sub suprafata apei moderator ,
– Debris ul este partial sub apa si partial peste suprafata apei moderator ,
– Debris ul este uscat si se incalzeste pana la topire , dupa epuizarea prin evaporare a
apei moderator din CV.
Comportarea debrisului terminal va fi influentata de compactarea acestuia datorita incalzirii,
greutatii debrisului ulterior asezat pe fundul vasului calandria, formarea de topitura si
infiltrarea de aer, abur sau apa in patul terminal de debris.
Exista inca incertitudini legate de comportarea debrisului in aceasta faza a accidentului sever
si de p osibila afectare a vasului calandria, inclusiv in zona sudurilor la nivelul placii inelare
de vasul calandria ([41]), datorita potentialei interactiuni a peretilor vasului calandria cu
debrisul fierbinte (care nu poate fi exclusa fara realizarea de calcule specifice cu coduri „best-
estimate ”) si de asemenea efectele actiunilor de restabilire a racirii combustibilului asupra
comportarii debrisului si a vas ului calandria.
Modelarea fenomenelor preconizate de specialisti sa apara in timpul unui accident sever este
realizata in prezent, in functie de codul de calcul utilizat in analiza, mai mult sau mai putin
detaliat, iar incertitudinele in ceea ce priveste fenomenele dezvoltate sunt acoperite uneori
prin utilizarea unor ipoteze simplificatoare, conservative .
2.5.7 Oxidarea zirconiului
Generarea de hidrogen in zona activa a reactorului (faza „in vessel”) poate avea urmatoarele
surse:
– Oxidarea elementelor din zona activ a ce contin zirconiu, in conditii de temperat ura
inalta si in prezenta aburului, in timpul unui accident,
– Fenomenul de radioliza a apei din circuitul primar.
Ca urmare a evaporarii apei de canale, elementele combustibile neacoperite au temperaturi
din ce in ce mai mari in mediul de vapori de apa. Can d temperatura combustibilului devine
suficient de mare (peste 1000°C), apare reactia exoterma de oxidare a aliajului de zircaloy de
vaporii de apa, care va determina generarea de hidrogen si caldura, reactie ce supraincalzeste
si mai tare tecile combustibi lului.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
40 Cinetica reactiei de oxidare depinde de mai multi factori, printre care, grosimea stratului de
oxid, temperatura, cantitatea de abur, etc. Racirea prin convectie a tecilor combustibile de
amestecul de abur si hidrogen este mica, iar combustibilul in canalul de combustibil transfera
caldura mai ales prin radiatia catre tubul de presiune. De aceea, cele mai fierbinti elemente
combustibile se vor gasi in interiorul ansamblului combustibil, deoarece sunt inconjurate de
alte elemente fierbinti si nu pot t ransfera caldura.
Este necesara o evaluare cu o acuratete ridicata a cantitatii de hidrogen rezultata din oxidarea
elementelor din zona activa in faza “in vessel” a unui accident sever la CANDU , data fiind si
cantitatea mare de zirconiu existenta in zona a ctiva la acest tip de reactor. De aceea, trebuie
avute in vedere toate mecanismele si conditiile de generare a hidrogenului in aceasta faza.
Determinarea cantitatii si concentratiei de hidrogen in anvelopa este importanta deoarece
aprinderea hidrogenului e liberat in anvelopa in timpul unui accident sever este una dintre
problemele identificate in stabilirea adevaratelor amenintari pentru integritatea anvelopei
reactorului. In aceasta directie, s -au facut si se fac in continuare eforturi sustinute pentru a
determina pe de o parte care este sursa de hidrogen si alte gaze inflamabile, inclusiv rata de
generare a acestora in timp, conditiile specifice ce pot influenta fenomenul, comportarea
gazelor inflamabile generate in ceea ce priveste transportul si acumular ea lor in anumite zone,
modul de aprindere, ardere si efectele arderii lor, modalitatile de control a concentratiei
acestor gaze la limita la care sa nu mai produca efecte distructive.
Ca urmare a accidentelor produse la centrale nucleare, care conduc la supraincalzirea zonei
active pana la atingerea unor valori de temperatura la care se initiaza reactia de oxidare a
materialului tecilor combustibilului sau a altor materiale structurale din zona activa ce contin
zirconiu, se produce hidrogen si se genereaz a caldura. Elementul de oxidare este reprezentat
de vaporii de apa din canalele de combustibil sau chiar de vaporii de apa din moderator, in
anumite configuratii si conditii. Acest hidrogen generat patrunde in anvelopa reactorului, prin
sparturi in sistemu l primar de transport al caldurii (sau in cazul CANDU eventual prin
discurile de rupere ale sistemului moderator, sparte). Apare astfel pericolul unei deflagratii
sau detonatii, functie de concentratia de hidrogen si de conditiile din anvelopa, care pot af ecta
integritatea anvelopei precum si a altor sisteme cu rol in managementul accidentului sever.
Accidentele dincolo de baza de proiectare si accidentele severe conduc la generarea de
hidrogen prin reactia de oxidare a tecilor combustibilului cu a gentul de racire, in anumite
conditii de temperatura, dar posibil si la generarea de hidrogen prin reactia de oxidare sau
corodare a unor elemente structurale ale zonei active sau componente aflate in afara acesteia
(de exemplu, corodarea suprafetelor din zinc si aluminiu, in anumite conditii, si cel rezultat
din radioliza apei – in interiorul si in afara vasului reactorului).
Ratele de producere a hidrogenului prin oxidarea elementelor zonei active ce contin zirconiu
sunt date de analiza fazei „in vessel” a acci dentului sever. Hidrogenul astfel generat este luat
in considerare in analizele de termohidraulica anvelopei, care va determina modul de
comportare a hidrogenului si efectele asupra anvelopei.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
41 Reactia de oxidare a zirconiului poate fi simplu descrisa prin ecuatia (1), avand in vedere atat
oxidarea cu vapori de apa usoara cat si cu apa grea, aflata in circuitul primar si in moderator
la reactorul CANDU :
Zr + 2H 2O ==> ZrO 2 + 2H 2 + caldura (1)
Zr + 2 D2O ==> ZrO 2 + 2D2 + caldura
Datorita difuzivitatii reduse a oxigenului in zirconiu si datorita afinitatii chimice a zirconiului
pentru oxigen, formarea oxidului apare imediat dupa contact, chiar si la presiuni reduse ale
elementului oxidant. Daca o cantitate mica de oxigen poate sa existe in solutie in Zi rcaloy
peste stratul de oxid, la formarea chiar si a unui strat de oxid foarte subtire, tot oxigenul care
va fi asimilat ulterior va fi controlat de migratia oxigenului prin stratul de oxid. Procesul
initial de oxidare este denumit „pre -tranzitie”. Faza d e pre -tranzitie a oxidarii zirconiului tine
pana cand stratul de oxid atinge o grosime de aproximativ 2 -3 µm. In timpul fazei de pre –
tranzitie, oxidul este chiar dens (Ref. [ 15]). Dupa ce stratul de oxid creste peste grosimea de
2-3 µm, procesul de oxidare intra in faza de „post -tranzitie” in care densitatea stratului de
oxid scade iar acesta devine mai putin protectiv.
Cinetica de oxidare a zirconiului intr -un mediu cu vapori de apa, pentru o geometrie intacta a
zonei active, este descrisa prin modelele d e difuzie si corelatiile parabolice, obtinute pe baza
invest igatiilor experimentale. Documentul IAEA -TECDOC – 1661 (Ref. [5 ]), tabel 2, prezinta
cele mai cunoscute corelatii utilizate in determinarea generarii de hidrogen prin fenomenul de
oxidare a zircalo yului.
Mijloacele de mentinere sub control a concentratiei de hidrogen din anvelopa (pentru a nu
permite aprinderea acestuia si in orice caz pentru a nu exista premizele tranzitiei de la
deflagrare la detonare in caz de aprindere) sunt:
– Mentinerea unei atm osfere inerte care sa nu permita amestecului sa ajunga la acele
rate care sa conduca la deflgrare/detonare, prin concentratii crescute de abur si azot
(metoda considerate acceptabila pana la accidental de la Fukushima Daiichi pentru
unele central e CANDU, print re care si CNE Cernavoda U1) ;
– Arderea deliberat a a hidrogen ului (cu arzatoare de h idrogen, sau “ igniter s”) – care
controleaza concentratia de hidrogen prin arderea deliberata a acestuia, inainte de a se
ajunge la concentratii ridicate care sa puna in pericol anvelopa (cu un astfel de sistem
a fost echipata prin proiect CNE Cernavoda U2) ;
– Recombinatoare pasive autocat alitice (PARs – Passive Autocatalytic Recombiners) ,
echipamente ce pot controla concentratia de hidrogen prin crearea conditiilor necesare
pentru recombinarea acestuia cu oxigenul din atmosfera anvelopei si producerea de
vapori de apa si caldura. Aceste echipamente incep sa lucreze inainte de atingerea
concentratiei la care amestecul de aer si hidrogen se poate aprinde in prezenta un ei
scantei. Cu acest tip de echipamente au fost echipate centralele cu apa usoara sub
presiune de mai multa vreme (incepand dupa accidentul de la Three Miles Island), iar
de curand au intrat si in dotarea centralelor CANDU (inainte de accidental de la
Fuku shima Daiichi, prin procesul de modernizare a unor centrale – ca de exemplu la

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
42 centrala Point Lepreau din Canada, iar dupa acest accident si la alte centrale CANDU ,
ca de exemplu la CNE Cernavoda U1 si U2).
Mijloacele de control a concentratiei de hidrogen au in vedere mai ales pericolul crearii de
„pungi” sau „buzunare” de hidrogen, cu concentratii locale care pot eventual conduce la
atingerea limitelor de deflagrare/detonare. De aceea, un rol important il a u si mijloacele ce
pot realiza omogenizarea amestecului de hidrogen, abur si alte gaze din atmosfera anvelopei
(ventilatoarele racitorilor locali de aer). Fig. 2-8 prezinta 2 diagrame determinate prin studii
realizate in timp, privind inflamabilitatea hidr ogenului in diferite medii de gaze si abur si
conditii ce pot sa existe in atmosfera anvelopei in cazul unui accident (Ref. [44] ). Acest tip de
diagrame furnizeaza de altfel si informatii despre modul in care se poate realiza
managementul hidrogenului in cazul unui accident care conduce la generarea de hidrogen.
Studiul modului in care se comporta hidrogenul, din punct de vedere al transportului si
acumularii, inclusiv prin analize deterministice 3D de termohidraulica anvelopei, dau
informatii pretioase as upra pozitiilor in care trebuie instalate arzatoarele de hidrogen si/sau
recombinatoarele pasive autocatalitice.
Un rol important in managementul hidrogenului generat in cazul unui accident il au si
sistemele de monitorizare a concentratiei de hidrogen din anvelopa. Acestea dau informatii
importante despre concentratia de hidrogen in diferite zone ale anvelopei, indicand in acest
fel, in afara concentratiei propriu -zise, in asociere cu indicatiile despre valorile altor
parametri monitorizati, care este star ea zonei active si de asemenea care sunt cele mai
potrivite masuri de management al respectivei situatii. In urma accidentului de la Fukushima
Daiichi, astfel de sisteme de monitoriza re a concentratiei de hidrogen au fost implementate si
la CNE Cernavoda U 1 si U2.
Comportarea unui reactor CANDU in timpul fazei timpurii a unui accident sever a fost
stabilita prin coroborarea unor rezultate ale unor experimente realizate in timp si a unor
calcule cu modele de calcul stabilite pe baza judecatii ingineresti a f enomenologiei
dezvoltate. In prezent sunt disponibile in literatura de specialitate, accesibila, rezultatele unor
experimente realizate pentru studiul efectelor separate ale unui accident sever la CANDU,
cum ar fi de exemplu experimentele realizate in inst alatia BTF (Ref. [ 49]) sau experimentele
privind interactiunea dintre combustibil ul nuclear si moderator (Ref. [ 50]). De asemenea au
mai fost realizate teste termo -mecanice de dezasamblare a unor canale combustibile la scara
redusa (Ref [ 29]) precum si teste privind comportarea hidrogenului, prin utilizarea instalatiei
experimentale LSCF (Large -Scale Experi mental Facility) a AECL (Ref. [16 ]). Ref. [2 8]
prezinta experimentele realizate pentru CANDU, ca suport pentru PSA de Nivel 2.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
43
a) Criterii de inflamabilitate a hidrogenului in mediu de aer si abur

b) Criterii de inflamabilitate a hidrogenului in amestec cu oxigen, azot si bioxid de carbon
Fig. 2-8: Criterii de inflamabilitate a hidrogenului in amestec cu gaze si abur
Rezultatele obtinute in instalatiile de testare a comportarii hidrogenului din Canada, au fost
utilizate pentru validarea codului „best-estimate ” de calcul pentru termohidra ulica anvelopei,
GOTHIC (Ref. [16 ]).

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
44 2.5.8 Tratamentul analitic al fenomenelor in co duril e de analiza a accidentel or severe la
CANDU
Diferitele fenomene prezentate in sectiunile precedente sunt modelate mai mult sau mai putin
detaliat, in codurile de calcul de tip integralist, utilizate pentru simularea secventelor de
accident sever intr -un recator de tip CANDU . Unele fenomene specific e sunt tratate mai
detaliat cu alte coduri de calcul , de tip mecanicist, asa cum este prezentat in [11]. Codul de
calcul cel mai mult utilizat in prezent in analiza accidentelor severe la reactoarele de tip
CANDU este codul MAAP4 -CANDU ([32], [38]). Acest cod de calcul, de tip integralist , este
prezentat in Capitolul 3.3. Alte coduri de calcul utilizate in analiza accidentelor severe la
CANDU sunt (conform [11]): ISAAC , SEVAX, RELAP/ SCDAP SIM.
Comportarea debris -ului solid nu este inca simulat a suficient de detaliat in codurile de calcul
utilizate in pre zent pentru analiza accidentelor severe la CANDU, de tip integralist, de aceea
modelele utilizeaza ipoteze simplificatoare si tratamente mai generale in cee a ce priveste
masele de material din zona activa si cantitatile de caldura generate si transferate. Aceste
ipoteze simplificatoare si tratamentul general utilizat in calculele realizate fac ca o parte din
fenomenele locale descri se mai sus sa nu poata fi c apturate iar rezultatele analizei sa poata fi
oarecum diferite fata de comportamentul real, in special in ceea ce priveste generarea de
caldura si h idrogen /deuteriu prin reactia de oxidare precum si eliberarea produsilor de fisiune
din matricea combustibil ului, ca urmare a sfaramarii sau topirii acestuia.
Interactiunea debrisului cu apa moderator ce se gaseste dedesubtul patului de debris
suspendat, prin relocarea metalului topit si prin racirea energetica a acestuia si a bucatilor de
debris la caderea lor in moderator, poate determina tranzienti de presiune in vasul calandria, a
caror influenta asupra rezistentei si integritatii este necesar a fi evaluata. Modul in care sunt
tratate analitic comportarea termo -chimica si termo -mecanica a debrisului, deplasa rea
acestuia in interiorul vasului calandria si efectul sau asupra unor canale de combustibil sau a
mecanismelor si instrumentatiei din vas, reprezinta o etapa importanta in analiza evolutiei
accidentului sever la CANDU. In prezent, datorita complexitatii fenomenologiei asociate,
exista inca un grad ridicat de incertitudini in modelarea analitica a acestor fenomene, in
primul rand datorita faptului ca nu toate etapele dezvoltarii unui accident sever la CANDU au
putut fi acoperite cu experimente specifice, care sa stea la baza realizarii si validarii unor
modele de tip „best -estimate” .
Codurile de calcul mecaniciste au fost dezvoltate cu precadere pentru a simula accidente
severe la reactoare cu apa usoara sub presiune, LWR, avand o geometrie diferita fata de cea a
reactoarelor CANDU, si dezvoltand din acest motiv fenomene specific e diferite intr -o
oarecare masura. De aceea, chiar daca aceste coduri dau o imagine mult mai buna asupra
modului in care se comporta zona activa in cazul unui accident sever, ele sunt aplicabile
numai partial pentru analiza fenomenelor la reactorul CANDU . Artificii in ceea ce priveste
realizarea modelelor de date de intrare si uneori modificari in modelele de calcul utilizate de
cod sunt necesare pentru ca aceste coduri sa poata fi utilizate cu rezultate acceptabile pe ntru
reactoarele CANDU. Codurile de calcul care simuleaza accidentele severe la CANDU se

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
45 gasesc intr -un proces continuu de dezvoltare si de validare, fata de cele mai noi rezultate
obtinute in experimentele realizate in domeniu.
Exista noi tendinte de dezvoltare a unor coduri alternative fata de cele doua versiuni ale
codului MAAP4 dezvoltate si utilizate pana in prezent pentru CANDU (MAAP4 -CANDU si
ISAAC) , precum si de imbunatatire a a cestora prin rafinarea modelelor u tilizate . Pasi
importanti au fost de asemenea realizati in ultima perioada in dezvoltarea codului de calcul
RELAP/SCDAP SIM ([51]), cod utilizat in analiza accidentelor severe, de tip „best-estimate ”,
dezvoltat pentru reactoare cu apa usoa ra sub presiune . Pentru acest cod se fac eforturi de
utilizare a capacitatilor codului si pentru reactoare cu apa grea sub presiune (PHWR –
Pressurized Heavy Water Reactor) precum reactorul CANDU -6, inclusiv prin dezvoltarea de
noi modele sau adaptarea celor existente la sp ecificul acestui tip de reactor . Dezvoltatorul
acestui cod, ISS (Innovative System Software) sustine aceste activitati.

2.6 Descrierea generala a accidentului SBO la reactorul CANDU -6, cazul de
referinta
Secventa de accident SBO considerata in aceasta analiza incepe cu pierderea totala a
alimentarii cu energie electrica de Clasa IV, Clasa III , iar incercarea de a pune in functiune
sistemul de asigurare a energiei electrice in caz de avarie (EPS – Emergency Power System)
esueaza . Aceasta inseamna ca toate sursele de curent alternativ ale centralei sunt pierdute, cu
exceptia celor de Clasa II (curent alternativ obtinut cu ajutorul invertoarelor din curentul
continuu asigurat de baterii , Clasa I). Aceste evenimente determina in pri ncipal pierderea
pompelor PHTS (debit ul de agent de racire primar ), pierderea racirii moderatorului prin
pierderea pompelor sistemu lui moderator si pierderea apei tehnice de racire la schimbator ,
pierderea racirii protectiilor de capat, pierderea debitului de apa de alimentare la
generatoarele de abur si pierderea apei tehnice de racire (RCW si RSW). In aceste conditii
este pierdut si sistem u de racire la avarie a zonei active ECC (pierdere a pompe lor ECC si apa
de racire la schimbatorul de caldura al ECC duc la pierderea treptei de joasa presiune, LP –
ECC ) si de asemenea EWS. Treptele de inalta presiune si medie presiune ale ECC (HP -ECC
si MP -ECC) sunt inca disponibile, pentru punerea lor in functiune fiind necesare numai
bateriile, disponibile primele ore du pa SBO .
In cazul pierderii debitului de agent de racire primar, asociata cu pierderea mai multor
sisteme de securitate care trebuie sa asigure extragerea caldurii generate in combustibilul
nuclear din reactor, transportul ei catre sursa de racire (si chiar pierderea sursei de racire dupa
un timp – ca de exemplu pierderea generatoarelor de abur ca sursa rece, dupa vaporizarea
completa a inventarului de apa din acestea ), caldura generata de combustibil determina
cresterea presiunii in circuitul primar si elib erarea acesteia prin intermediul vanelor de
descarcare lichid din PHTS (LRV – Liquid Relief Valves) in condensatorul degazor (DGC –
Degasser Condenser) si apoi in atmosfera anvelopei prin deschiderea vanelor de siguranta
RVs (Relief Valves) . In acest caz, volumul de deasupra colectorilor reactorului devine la un
moment dat plin de abur, LRV -urile descarcand practic numai abur, iar lichidul din canalele
de combustibil incepe sa vaporizeze intens, provocand supraincalzirea combustibilului.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
46 Ram as fara racire, ca urmare a vaporizarii apei din canale, tubu rile de presiune se vor
supraincalzi de asemenea iar unul sau mai multe dintre canalele de combustibil se vor rupe, si
vor descarca agentul de racire ramas d in PHTS in vasul c alandria (CV). Aceas ta va conduce
la depresurizarea PHTS si la initierea automata a injectiei de inalta presiune a ECCS (HP-
ECC ), avand in vedere ca care alimentarea cu energie electrica de Clasa II si I este disponibil
pentru deschiderea vanelor de injectie. Dupa golirea rez ervorului HP -ECC, eventual si
utilizarea apei din bazinul de stropire corespunzatoare treptei de medie presiune, MP -ECC,
zona activa a reactorului va co ntinua sa se incalzeasca, daca nu se gaseste o sursa de
alimentare cu energie electrica pentru punerea i n functiune a pompelor ECC si a celor care
asigura apa tehnica de racire la schimb atorul ( -toarele) de caldura al (ale) ECC. Interventia
HP-ECC si MP -ECC nu a fost creditata in cazul de referinta. Fara punerea in functiune a LP –
ECC, injectia de apa a ECC, dupa ruperea canalelor de combustibil, nu face decat sa intarzie
evolutia accidentului sever.
Atata timp cat canalele de combustibil raman inconjurate de moderator, integritatea acestora
va fi mentinuta. Ruperea unuia sau a mai multor canale de combustibil insa determina
presurizarea rapida a moderatorului, ruperea discurilor de rupere amplasate pe conduc tele de
descarcare ale vasului c alandria si expulzarea unei cantitati importante de moderator in
atmosfera anvelopei reactorului. Aceasta va determina apar itia unui tranzient de presiune in
anvelopa si de asemenea va conduce la descoperirea randurilor superioare de c anale de
combustibil din vasul c alandria, ca urmare a pierderii lichidului moderator. Daca aditia de
inventar in moderator nu este disponibila s au nu se poate asigura la un debit suficient de
mare, nivelul apei in vasul calandria va incepe sa scada si mai mult ca urmare a vaporizarii
continue a apei grele moderator si va determina descoperirea si a altor canale de combustibil.
Canalele de combusti bil descoperite se supraincalzesc, ca urmare a lipsei de racire, atat in
interior cat si in exterior, conducand la deformarea masiva a fasciculelor de combustibil in
interiorul canalului. Canalele de combustibil se deformeaza si ele, curbandu -se datorita
fenomenului de fluaj, accelerat de temperatura crescuta din tuburile calandria si tuburile de
presiune. Ca urmare, canalele de combustibil se rup in segmente si formeaza un pat de resturi
de fascicule de combustibil, bucati de tuburi de presiune si tuburi c alandria, asa -numitul
„debris” (termen folosit in continuare, pentru simplificarea explicatiilor). Patul de debris se
sprijina pe canalele inca intacte, acoperite de moderator, punind presiune pe aceste canale.
Aceasta va conduce, dupa acumularea unei cant itati suficient de mari de debris din canalele
rupte, la dezasamblarea zonei active, prin prabusirea practic a majoritatii canalelor de
combust ibil, rupte, pe fundul vasului c alandria. Aceasta dezasamblare a zonei active poate
afecta si alte stru cturi din interiorul vasului c alandria, precum instrumentatia de masura si
control, injectoarele de otrava lichida, barele de oprire si control al reactivitatii, etc. Pentru
fiecare etapa prezentata pentru desfasurarea accidentului sever in interiorul vasu lui caland ria,
exista criterii de defectare , determinate in timp de specialisti, pe baza experimentelor
realizate, a studiilor si calculelor facute precum si a judecatii ingineresti. O descriere mai
detaliata a fenomenelor ce se produc in cazul unui accident sever i n vasul reactorului este
prezentata in Capitolul 2.5.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
47 Ca urmare a descarcarii de apa, abur, produsi de fisiune, aerosoli, hidrogen, alte gaze
necondensabile, caldura si radiatii in anvelopa, in cazul unui accident sever, chiar capturat in
faza „in vasul re actorului”, parametrii termohidraulici din atmosfera anvelopei si structura
si/sau componentele din anvelopa pot fi afectat e, ceea ce face necesar evaluarea comportarii
sale in cazul unui accident dincolo de baza de proiectare . In anvelopa este descarcat agentul
de racire primar, fie prin tr-o ruptura de conducta , in cazul unui LOCA, fie prin vanele de
descarcare de siguranta, de la condensatorul degazor si presurizor, in caz de suprapresiune la
pierderea sursei de racire a combustibilului, fie prin ruperea canalelor de combustibil si
descarcarea in vasul calandria ( precum in cazul SBO ), iar mai apoi desc arcarea amestecului
de agent primar si moderator in anvelopa prin spargerea discurilor de rupere de la conductele
de descarcare ale vasului c alandri a. Anvel opa se mai poate presuriza si ca urmare a
arderii/exploziei hidrogenului produs in cazul unui accident sever (dar si in cazul unui
accident baza de proiect) prin oxidarea unor materiale precum zirconiul – ce intra in
compozitia tecilor ele mentelor combustib ile, ale tubu rilor de presiune si tuburilo r calandria
dar si a altor materiale structurale ale zonei active, in cazul in care nu se asigura masuri
cores punzatoare de management al hidrogenului. Hidrogenul eliberat in anvelopa este disipat
in anvelopa prin curgerea indusa de forta ascensionala, eventual de efectul ventilatoarelor
racitoarelor locale de aer, si nu in ultimul rand de difuzivitatea sa foarte mare. Arderea
hidrogenului poate fi evitata prin diferite mijloace, de omogenizare a amestecului de abu r si
gaze, de inertizare a atmosferei cu abur sau prin reducerea concentratiei de hidrogen prin
arderea controlata (cu „igniters ”) sau prin recombinarea cu oxigenul (cu ajutorul
recombinatoarelor autocatalitice pasive PAR ). Comportarea anvelopei nu intra i n scopul
studiului prezentat in aceasta lucrare.
Secventa de accident prezentata reprezinta cazul de referinta in care nu au fost creditate
actiuni de asigurare a sursei de racire a combustibilului nuclear , precum depresurizarea
generatoarelor de abur si r efacerea inventarului de apa din generatoare utilizand apa din
bazinul de stropire si/sau sistemul de asigurare apa in caz de urgenta, EWS – Emergency
Water Supply, etc. . Prin asigurarea racirii combustibilului prin adaosul de apa de racire in
diferite faz e ale accidentului, evolutia acestuia poate fi stopata si consecintele diminuate.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
48 3. ANALIZA DETERMINISTA A ACCIDENTELOR SEVERE LA
CANDU
3.1 Necesitatea realizarii analizelor de accidente severe
Pentru cunoasterea cat mai buna a comportarii centralelor nuclear e in cazul producerii unui
accident sever si pentru gasirea celor mai potrivite forme de prevenire a accidentelor severe
sau de atenuare cat mai rapida a lor si de indepartare a efectelor, este necesara analiza
detaliata a cauzelor, efectelor si mijloacelo r de prevenire si atenuare a acestor a. Analiza
accidentelor severe este solicitata din ce in ce mai mult de:
– Societatea civila, prin diferitii sai reprezentanti, si in primul rand prin autoritatile de
reglementare din domeniul nuclear, care trebuie sa se asigure ca populatia si mediul sunt
protejate de producerea unor evenimente cu impact radiologic, prin asigurarea unei
securitati nucleare corespunzatoare;
– Organizatii internationale – ale industriei, ale autoritatilor de reglementare,organizatii ne –
politice, ecologice, etc;
– Nevoia crescuta de energie a lumii, care determina tendinta de a avea inclusiv mai multe
centrale nucle are in lume, reactoare de puter e din ce in ce mai mari, o viata a centralelor
nucleare mai lunga – fata in fata cu efectele fi zice, economice si psihologice ce pot fi
determinate de accidentel e severe;
– Evolutia tehnologiei si a cunoasterii, prin cercetare specifica, care creaza cadrul necesar
pentru studiul mai amanuntit al comportarii centralelor nucleare in cazul unor eveniment e
ce nu au fost considerate in bazele de proiectare ale centralelor nuclear o-electrice ,
inclusiv a accidente lor severe , avand probabilitati reduse de aparitie dar risc radiologic
semnificativ crescut prin comparatie cu accidentele din baza de proiectare .
Organizatiile internationale cu activitate in domeniul nuclear incearca sa gaseasca criterii de
securitate nucleare pe care sa le recomande si chiar sa le impuna prin preluarea acestora de
catre autoritatile de reglementare din domeniul nuclear din tarile c u industrie nucleara , pentru
a fi indeplinite de toate centralele noi si, in masura in care este practic posibil, si de centralele
aflate deja in exploatare, si care sa conduca la reducerea probabilitatii de a avea accidente
severe si la reducerea impactul ui accidentelor severe asupra populatiei si mediului (evitarea
relocarii populatiei, masuri minime de raspuns la urgenta in afara amplasamentului, inclusiv
in ceea ce priveste evacuarea populatiei, etc.).
Necesitatea accelerarii studiului comportarii difer itelor tipuri de reactoare nucleare in cazul
unui accident sever a rezultat, ca si lectie de invatat, din analiza cauzelor care au condus la
accidentul nuclear de la Fukushima Daiichi precum si din analiza modului in care s -a raspuns
la acest accident. Ace asta lectie se refera atat la necesitatea unei analize mai realiste a
comportarii unei centrale nucleare intr -o situatie care conduce la un accident sever, inclusiv
unul in care sunt afectate mai multe unitati sau instalatii nucleare ce se afla pe acelasi
amplasament (accident determinat de o cauza comuna), dar si la analiza actiunilor de
remediere a situatiei prin aplicarea masurilor corespunzatoare de management al accidentului.
Aceste masuri trebuie validate atat prin analiza accidentului, pentru diferit e scenarii

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
49 considerate, dar si prin actiuni inteprinse pentru verificarea fezabilitatii actiunilor considerate,
in termenele de timp la dispozitie si cu mijloacele disponibile. Masurile de management al
acidentului sever trebuie luate pentru a reduce riscu l potential pentru populatie si mediu pe
care il implica accidentele de deteriorare a zonei active.
Analiza determinista a accidentelor severe determina comportarea centralei in situatii care nu
au fost considerate in baza de proiectare. Cunoasterea comportarii diferitelor tipuri de
centrale nucleare in accident sever ajuta la o mai buna proiectare a cen tralelor noi iar la
centralele deja in exploatare la realizarea de modificari de proiect si luarea masurilor
organizatorice si administrative necesare care sa conduca atat la cresterea robustetei centralei
cat si la asigurarea unui management corespunzator al accidentelor, inclusiv severe , in cazul
in care se produc .
In conformitate cu [8], analiza determinista de securitate nuclear a este realizata de regula prin
calculul parametrilor centralei utilizand coduri de calcul complexe, prin rezolvarea unui set
de ecuatii matematice care descriu modelul fizic al centralei. Increderea in rezultatele
obtinute , si deci in siguranta proiectului si operarea sigura a centralei, depinde puternic de
capacitatea de a modela fenomenele fizice si de validarea acestora prin programe
experimentale corespunzatoare si/sau prin date reale rezulta te din operarea centralei (teste de
la punerea in functiune , parametri ai regimului stationar, date colectate din evenimente si
tranzienti ai centralei). Utilizarea datelor din central e cu proiecte similar e si experienta de
operare a acestora reprezinta de asemenea o buna sursa de verificare a modelelor utilizate.
Analiza de accident reprezinta un instrument de confirmare a acceptabilitatii si eficientei
SSCE si a masurilor organizatorice prevazute pentru a raspunde cerintelor de protecti e in
adancime de a face fata incercarilor la care poate fi supusa securitatea centralei, in diferite
situatii. Analiza de accident este utilizata pentru diferite aplicatii, precum: autorizarea
centralelor n oi si reautorizarea celor deja in exploatare, modificari de proiect, revizuiri
periodice ale securitatii nucleare, analize ale evenimentelor in operare, dezvoltarea sau
justificarea limitelor si conditiilor de opera re, ca suport pentru procedurile de opera re,
inclusiv cele de raspuns la situatii de transient sau accident, dezvoltarea de programe de
management al accidentelor si/sau de raspuns la urgent a sau validarea acestora.
Activitatea de analiza a accidentelor severe este una laborioasa, cu multe incertitudini, ce
rezida si din faptul ca este dificila realizarea de experimente suficiente ca numar sau suficient
de avansate in simularea conditiilor de accident pentru a acoperi toata fenomenologia
dezvoltata intr -un accident sever, in complexitatea sa, la scara la care acesta poate aparea, si
de a transpune in calcule aceste informatii. De aceea, accidentele severe importante care s -au
petrecut in ultimele decenii au determinat de fiecare data o revolutie in dezvoltarea
instrumentelor si metodelor de calcul, a metodelor de management al accidentelor, bazate pe
informatiile colectate si pe lectiile invatate din fiecare astfel de accident.
Scopul realizarii analizelor de accidente severe este in principal:
– De a evalua capacitatea proiectului centralei de a face fata conditiilor determinate de
accidentul sever ;

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
50 – De a evalua impactul radiologic al accidentului, in diferite conditii si combinatii de
raspuns la accident, asupra populatie i din zona si asupra mediului;
– De a identifica vulnerabilitatile specifice si de a le putea astfel corecta in masura in
care aceasta este posibil. Aceasta include si evaluarea echipamentelor sau mijloacelor
ce pot fi utilizate in managementul accidentului precum si a instrumentatiei ce trebuie
sa poata monitoriza conditiile centralei in timpul desfasurarii accidentului si dupa;
– De a evalua posibilele imbunatatiri de proiect ce pot conduce la intarirea protectiei in
adancime impotriva accidentelor severe;
– De a identifica masurile de management a accidentelor severe, masuri ce pot fi luate
in scopul atenuarii efectelor accidentelor severe;
– De a asigura input -ul necesar pentru dezvoltarea de ghiduri de management al
accidentelor severe, pentru secventele de acc ident identificate dincolo de bazele de
proiectare;
– De a asigura inp ut-ul necesar pentru dezvol tarea de masuri adecvate de raspuns la
situatii de urgenta in afara amplasamentului, avand in vedere comportamentul din
punct de vedere radiologic estimat in tim pul accidentului sever.
Pentru realizarea unei analize de accident este important sa se asigure o vizualizare a
scenariului de accident. Codurile de analiza a accidentelor severe utilizate in prezent pentru
reactoarele de tip CANDU sunt foarte puternic de pendente de optiunile utilizatorului. De
aceea , este important ca utilizatorul sa fie experimentat in realizarea unor astfel de analize
pentru ca alegerea uneia sau alteia dintre optiunile puse la dispozitie de cod poate determina
modificarea semnificativa a rezultatelor obtinute. Utilizatorul trebuie sa fie familiar cu tipul
de fenomene multi -disciplinare ce este de asteptat sa apara in desfasurarea unui accident
sever. Aceasta il poate ajuta sa ia deciziile corecte in realizarea analizei. Utilizatorul poa te fi
nevoit uneori sa faca un studiu parametric , deoarece senzitivitatea analizei fata de valorile
parametrilor (date de intrare) poate fi semnificativa uneori i ar secventa de accident analizata
poate conduce la rezultate mult diferite (studii de senzitiv itate) .
Asa cum rezulta din consultarea standardelor international e (ca de exemplu, [8], [9], [11]),
principalii pasi in realizarea unei analize deterministe de securitate nucleara sunt:
1) Selectarea metodologiei de analiza;
2) Selectarea secventelor de accident/cazurilor analizate;
3) Selectarea codurilor de calcul utilizate;
4) Selectarea celor mai potrivite modele pentru fenomenele ce se asteapta sa
apara in desfasurarea accidentului analizat;
5) Selectarea /pregatirea schemei de nodalizare;
6) Pregatirea datelor de intrare;
7) Realizarea calculelor;
8) Evaluarea incertitudinilor si/sau realizarea de studii de senzitivitate , dupa caz .
9) Interpretarea rezultatelor si prezentarea concluziilor.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
51 Metodologia de analiza ce trebuie adoptata in analiza accidentului sever depinde foarte
puternic de secventa de evenimente asteptata, de fenomenele ce apar in timpul desfasurarii
accidentului analizat, de scopul analizei realizate si gradul de detaliere necesar. Un rol foarte
important il are de asemenea si limitarile codului/codurilor de calcul pe care utilizatorul il/le
are la dispozitie pentru realizarea analizei si accesul la date de intrare detaliate , etc., care vor
determina intr-o masura si ipotezele de analiza utilizat e si modul de abordare al analizei.
Metodele de analiza a accidentelor s -au dezvoltat semnificativ in ultimele 3 decenii, din punct
de vedere al unei mai bune intelegeri a fenomenelor fizice, complexitatii codurilor de calcul
si cresterii capacitatii de calcul a platformelor de lucru , precum si datorita integrari i
rezultatelor cercetarii in dezvoltarea codurilor de calcul si a aplicatiilor. Aceasta dezvoltare a
facut posibila trecerea de la o abordare simplista a fenomenelor la una cu mult mai sofisticata ,
inclusiv in coduril e de calcul integrale de s istem.
In cee a ce priveste abordarea utilizata in analizele determin iste de securitate nuclear a
realizate pentru accidente la centralele nucleare, exista o plaja larga de ipoteze, criterii si
modele utilizate. Modelele fizice, asa cum sunt implementate in codurile de c alcul, pot fi
construite astfel incat simulare a fenomenelor sa fie cat mai aproape de comportamentul real,
in acord cu rezultatele experimentelor si datelor de operare colectate (abordarea “best
estimate”) sau pot in mod deliberat sa ia in considerare o anume toleranta, in acest caz
abordarea fiind una conservativ a, pesimist a. In mod similar, datele de intrare si ipotezele de
calcul pot fi bazate pe valori de proiectare/ope rare (realiste) sau valori pesimiste,
conservative. Combinatiile tipice , utilizate in analize, sunt: a) modele conservative cu date de
intrare conservative, b) modele “best estimate” cu date si ipoteze de analiza conservative, c)
modele “best-estimate” cu date de intrare realiste (ipoteze de analiza conservativ e). Ultima
abordare este denumita in mod generic analiza “best -estimate” si este de regula asociata cu
analiza de incertitudini.
Analizele de accident, in conformitate cu standardul IAEA GS -R-4 (Ref. [9]), trebuie
realizate la un grad de detaliu stabilit in functie de scopul analizei, marimea riscului
radiologic asociat r espectivului accident, frecventa de aparitie a accidentu lui, complexitat ea
instalatiei nucleare anal izate precum si incertitudinil e inerente ale proceselor si fenomenelor
care sunt considerate in analiza.
Pentru calculele realizate pentru accidente dincol o de baza de proiectare si accidente severe
se recomanda o abordare mai realista in analiza (“best estimate”) dar insotita si de o evaluare
a inceritudinilor , si/sau de studii de senzitivitate. Standard ul IAEA GSR -4 ([9]) mentioneaza
faptul ca exista doua tipuri de incertitudini ce pot fi luate in considerare intr -o analiza, si
anume: aleatorii (sau stocastice) si incer titudini epistemice. Incertitudinile stocastice au
legatura cu evenimente sau fenomene care apar intr -o maniera aleatorie, cum ar fi defectarile
de echipamente. Incertitudinile epistemice sunt asociate cu gradul de cunoastere al unei
probleme considerate in analiza. In orice analiza sau model analitic al unui fenomen fizic, se
folosesc simplificari si ipoteze de analiza. Chiar si pentru probleme simple, un model poate sa
omita anumite aspecte, care sunt considerate nu foarte importante pentru analiza.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
52 Simplificarile si gradul de cunoastere, incompleta, a unor fenomene si probleme, determina
aparitia de incerti tudini in rezultatul unei probleme specifice analizate.
Metodologia de analiza ce trebuie adoptata depinde foarte puternic de tipul de cod de calcul
utilizat pentru analiza (cod integra l sau unul specific pentru o anume component /zona ).
Utilizarea unui co d de calcul unidimensional (1 -D) si a unei cinetici punctuale pentru fizica
reactorului va avea cu siguranta o filozofie diferita de aceea a utilizarii unui cod de calcul
tridimensional (3 -D) pentru analiza termohidraulica si 3 -D pentru analiza de fizica
reactorului. Utilizarea unui cod de calcul integral pentru simularea intregului spectru de
fenomene legate de accidentele severe, asa cum se procedeaza in prezent la analiza
reactorului CANDU, nu poate da informatii detaliate despre fizica reactorului,
termohidraulic a, mecanic a si alte discipline conexe, din cauza dimensiunii mari a codului,
numarului mare de date de intrare, timpul de calcul si memoria necesara pentru rezolvarea
unei probleme. Analiza unor probleme specifice, privind comportarea canalului d e
combustibil, a combustibilului, sau altfel de studii (precum termohidraulica anvelopei) se pot
realiza prin utilizarea conditiilor la limita, inclusiv prin cuplarea codurilor, acolo unde acest
lucru este posibil.
Analiza accidentelor severe, din cauza gr adului mare de incertitudini asociate, este necesar sa
fie realizata prin combinarea calculelor realizate cu un cod de calcul mai general (de tip
integralist) cu calcule realizate cu coduri de calcul mecaniciste sau coduri de calcul privind
dinamica fluidelor (coduri de tip CFD – Computational Fluid Dynamics).
Conform standardelor IAEA (precum [8]), metodologia de analiza folosita in analiza
accidentului sever cuprinde :
a. Definirea scopului analizei realizate.
b. Definirea abordarii/gradului de conservato rism utilizat in analiza.
c. Identificarea si p rezentarea evenimentului de initiere si a secventelor de accident si
definirea cazurilor analizate, avand in vedere scopul analizei realizate.
d. Identificarea fenomenelor ce se produc in timpul accidentului analizat.
e. Selectarea codului/codurilor de calcul care sa poata analiza secventa de accidente
asteptata si sa aiba modelele necesare de calcul care sa simuleze fenomenele asteptate;
evaluarea lim itarilor codului/codurilor de calcul cu privire la analiza accidentului
asteptat, pe etape de evolutie si fenomene si a modului in care aceste limitari pot fi
compensate prin utilizarea unor ipoteze simplificatoare.
f. Selectarea modelelor de calcul din cod care raspund cel mai bine scopului analizei (in
cazul in care exista aceasta posibilitate) sau construirea unor modele, in cazul in care
este necesar si posibil.
g. Alegerea ipotezelor privind conditiile initiale si de frontiera.
h. Selectarea criteriilor de defectare .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
53 i. Selectarea sau construirea schemei de nodalizare care sa corespunda gradului de
detaliere necesar si tipului de rezultate asteptate.
j. Alegerea datelor de intrare necesare si construirea modelelor de intrare, pentru fiecare
caz analizat; construi rea fisierelor de date de intrare specifice codului de calcul ales
pentru analiza.
k. Rularea codului de calcul. In cazul in care este necesar, in functie de tipul si scopul
analizei, se vor realiza studii de senzitivitate sau incertitudine.
l. Extragerea rezul tatelor relevante pentru scopul analizei, realizarea de grafice.
m. Interpretarea rezultatelor, avand in vedere criteriile de acceptare definite pentru
analiza, in functie de scopul analizei.

3.2 Stadiul actual al analizei accidentelor severe la CANDU
Chiar daca nu au fost realizate la fel de multe analize si studii privind comportamentul unei
centrale CANDU in timpul unui accident sever, precum au fost studiate centralele echipate cu
reactoare racite cu apa usoara sub presiune (in special PWR), si pentru cen tralele CANDU au
fost realizate (mai ales in ultima perioada) analize pentru accidente severe, cu probabilitate
foarte mica de aparitie dar consecinte importante , si s-a intensificat activitatea de realizare de
experimente care sa valideze modelele utiliza te in codurile de calcul specifice utilizate in
analize .
Analize de accident sever mai numeroase au fost realizate de catre proiectantul CANDU,
AECL Canada, cu utilizarea codului de calcul MAAP4 -CANDU, dar si de alte organizatii
(precum KAERI in Coreea d e Sud, cu utilizarea codului de calcul ISAAC). Referintele [29],
[31], [32], sunt doar cateva din lucrarile care documenteaza analizele realizate pentru diferite
secvente de accident sever la CANDU.
In Romania, in cadrul Universitatii Politehnice din Bucur esti dar si a Institutului de Cercetari
Nucleare din Pitesti, au fost realizate eforturi sustinute pentru realizarea de progrese pe plan
national in analiza accidentelor severe dar si dezvoltarea de modele de calcul specific pentru
acest tip de analize. Av and in vedere faptul ca Romania detine in prezent doar o central a
nucleara cu doua unitati in exploatare, echipate cu reactoare CANDU -6, acest tip de reactor a
stat cu precadere in atentia expertilor romani. Astfel, s -a inceput prin programe de doctorat
sau/si programe de cercetare dedicate, dezvoltarea de modele pentru codul de calcul
RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4 (sau versiuni mai vechi, functie de perioada in care s -au
realizat studiile) pentru o serie de analize privind comportarea reactorului CANDU, in cazul
unor accidente baza de proiect dar si dincolo de baza de proiectare. In acest sens, se poate
mentiona realizarea de analize de rupere a colectorului de intrare sau iesire al reactorului
(LOCA singular si LOCA+ LOECCS), cu studii de senzitivitate privind mai multe dimensiuni
ale sparturii, precum si analiza blocarii curgerii intr -un canal de combustibil. Au fost
analizate performantele sistemului de racire la avarie a zonei active (ECCS) si s -au studiat
diferite configuratii privind nodalizarea zonei active. R ezultatele au fost comparate cu

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
54 rezultatele analizelor de securitate nucleara realizate cu coduri de calcul specifice CANDU,
precum CATHENA ( Ref. [ 59], [60], [61], [65]). De asemenea, rezultatele obtinute cu cod ul
RELAP/SCDAP SIM au fost validate cu rezultatele unor experimente specifice
comportamentului CANDU, realizate pe instalatii experimentale (bucla R D-14M, Ref. [61] ).
De asemenea, au fost realizate studii privind generarea de hidrogen in canalele de
combustibil, pentru acci dente baza de proiect (LOCA+LOECC), Ref. [65], si pentru studiul
comportarii canalului singular in diferite configuratii, si analizat cu diferite versiuni de cod
[64], [69] .
Cele mai importante etape in utilizarea codului de calcul RELAP/SCDAP SIM in realiz area
de analize de securitate pentru o centrala de tip CANDU -6 au fost legate de modelarea
intregii zone activ a, impreuna cu circuitul primar si secundar, si apoi modelarea unui accident
de pierdere a agentului primar de racire (LOCA).
Dificultatea modelelor realizate a crescut progresiv, pe masura acumularii experientei
lucrului cu acest cod de calcul pentru CANDU, ajungandu -se la utilizarea acestui cod in
analiza accidentelor severe la centralele de acest tip. In acest sens, se poate mentiona studi ul
realizat la Universitatea Politehnica Bucuresti, ce prezinta analiza stadiului final al unui
accident sever la un reactor de tip CANDU, comportarea stratului de debris si topitura de
material din zona activ a pe fundul vasului c alandria precum si modul i n care se realizea za
racirea cu apa din chesonul c alandriei ([62], [74] ). Studiul a utilizat modulul SCDAP
COUPLE si a inclus comparatii cu rezultate anterioare obtinute prin utilizarea codurilor de
analiza de accident sever ISAAC si MAAP4 -CANDU, specifice CANDU .
Referintele mentionate mai sus documenteaza eforturile facute de cercetatorii, profesorii si
inginerii din Romania pentru a crea pe de o parte un instrument alternativ de analiza la
codurile de calcul dedicate pentru analiza accidentelor baza de p roiect si dincolo de baza de
proiectare la CANDU, cat si de a obtine rezultate de o acuratete din ce in ce mai buna cu
privire la comportarea actestui tip de centrala in conditii de accident , inclusiv accident sever .

3.3 Codurile de calcul utilizate pentru analiza accidentelor severe la CANDU
Anticiparea consecintelor unui accident sever trebuie sa se bazeze pe mai multe surse, in
primul rand pe rezultatele obtinute din examinarea atenta a modului de evolutie a
accidentelor care s -au petrecut deja, in masura in care acestea sunt aplicabile pentru situatia
analizata. Accidentul sever de la Three Miles Island, a avut un puternic impact negativ asupra
industriei nucleare si un puternic impact psihologic, dar a reprezentat si o sursa de date pentru
studiul accide ntelor severe si a condus la un mare progres in dezvoltarea de modele de calcul
specifice, validate.
Un rol important in determinarea modului in care evolueaza un accident sever la un anume
proiect il au experimentele realizate fie pentru studiul unui singur fenomen fie a unui
complex de fenomene. Dezvoltarea modelelor specifice de calcul se realizeaza cu validarea
acestora prin experimente, dar trebuie avut in vedere ca utilizarea informatiilor obtinute din
experimente trebuie sa tina seama de scara la care s -au realizat acestea.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
55 Codurile de analiza deterministica a accidentelor severe reprezinta instrumente esentiale
necesare pentru a intelege comportarea reactorului nuclear si a structurilor zonei active,
precum si a anvelopei reactorului in conditii de accident sever, in toata complexitatea lor.
Codurile de calcul reprezinta suportul necesar in determinarea masurilor specifice de atenuare
a efectelor acccidentelor severe. Ele constituie de asemenea suportul pentru prevederea de
strategii adecvate pent ru managementul accidentelor severe si dau inputul necesar realizarii
evaluarilor probabilistice de securitate nucleara (PSA). Codurile de calcul s -au dezvoltat pe
masura cunoasterii fenomenelor specific e accidentelor severe dar si a dezvoltarii tehnicii de
calcul. Ele reprezinta instrumente sofisticate, specifice pentru rezolvarea unei anume
probleme legate de accidentele severe, sau dau un raspuns integral privind comportarea
centralei.
In mod tipic, codurile de calcul sunt fie dedicate rezolvarii unei a nume probleme sau contin
modele pentru rezolvarea problemelor specifice. Astfel, pentru realizarea unei analize
deterministice complete a unui accident baza de proiect si dincolo de baza de proiect, la o
centrala nucleara de tip CANDU, sunt necesare coduri dedicate sau modele in coduri le
integraliste care sa analizeze:
– fizica reactorului
– termohidraulica de sistem ( primar, secundar)
– comportarea combustibilului
– comportarea canalului de combustibil
– comportarea moderatorului
– comportarea anvelopei
– analiza dispe rsiei atmosferice
– analiza de doze la populatie
Aceste analize determina comportarea centralei in cazul unui accident baza de proiect, a unui
accident dincolo de baza de proiect si accident sever cu deteriorarea limitata a zonei active.
In plus fata de ace stea, in cazul analizei unui accident sever cu deterioararea zonei active sunt
necesare modele dedicate care sa arate modul in care se pierde geometria zonei active,
comportarea combustibilului, a canalelor de combustibil, a sfaramaturii de canale de
combu stibil (debris) si a topiturii, comportarea vasului calandria, etc.
3.3.1 Clasificarea codurilor de calcul pentru accidente severe
Analiz a accidentului sever implica in mod normal o abordare complexa, cu utilizarea mai
multor coduri de calcul, ce pot include cal cule detaliate privind comportarea zonei active, a
sistemelor si a anvelopei reactorului, coduri de evaluare simplificata a riscului sau coduri de
analiza a efectelor separate, studii privind termenul sursa sau impactul radiologic. Utilizarea
unei intregi game de coduri de calcul va asigura ca toate fenomenele asteptate sunt analizate
in mod adecvat.
In conformitate cu standardul IAEA -SRS No.56 ( Ref. [8]) codurile de calcul utilizate pentru
analiza accidentelor dincolo de baza de proiectare sunt clasificate in coduri mecaniciste si

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
56 coduri parametrice. Codurile parametrice includ o combinatie de modele fenomenologice si
de modele de utilizator, care sa permita o sim ulare a comportarii intregii centrale (sistemul
primar de racire a reactorului, partea secundara, moderator, anvelopa, comportarea produsilor
de fisiune, etc.). In cazul in care clasificarea codurilor de calcul utilizate pentru analiza
accidentelor severe se face in functie de aplicabilitatea acestora, codurile existente pot fi
clasificate in coduri integrale cu rulare rapida, coduri detaliate si coduri speciale (dedicate
pentru rezolvarea unei anume probleme).
Codurile de calcul integrale, cu rulare rapida , sunt caracterizate printr -o combinatie bine
echilibrata de modele de calcul detaliate si modele simplificate pentru simularea fenomenelor
relevante ce apar in cazul unui accident sever la o centrala nucleara. Avantajul utilizarii
acestor coduri consta si in faptul ca rularea lor se face rapid, aproape in timp real, iar
analizele de scenarii tipice , realizate pentru perioade de timp in general mai lungi decat in
cazul accidentelor baza de proiect, nu dureaza foarte mult. Codurile cu rulare rapida nu sunt
concepute pentru o evaluare de tip „best estimate” a fenomenelor produse , avand in vedere
numarul mare de parametri utilizati , ci mai degraba pentru a permite utilizatorului sa obtina o
imagine generala a proceselor importante si fenomenelor ce se petrec i n timpul unui accident
sever .
Simplificarea modelelor urmareste reducerea timpului de calcul. Aplicabilitatea codurilor
integrale este mai ales legata de asigurarea suportului pentru realizarea evaluarilor
probabilistice de securitate nucleara de nivel 2 (PSA -2) si de validarea programelor de
management al accidentelor severe . Modelele utilizate de codurile integrale au un caracter
parametric. Codurile integrale pot sa fie de asemenea utilizate in proiectarea sistemelor de
prevenire sau de atenuare a accid entelor severe. Utilizarea codurilor de calcul integrale
presupune ca utilizatorul sa aibe o buna cunoastere a fenomenelor fizice ce pot apare in
timpul accidentului si modul in care acestea sunt simulate in modelele codului, precum si o
experienta consid erabila in efectuarea de analize de accidente severe si interpretare a
rezultatelor.
Dintre codurile integrale cu rulare rapida se pot aminti MAAP, MELCOR si ASTEC. Dintre
acestea, MAAP are dezvoltate 2 versiuni pentru analiza accidentelor severe la CANDU si
anume: MAAP4 -CANDU si ISAAC. In prezent exista in faza de validare la EPRI (USA) si
codul MAAP5 -CANDU, dezvoltat pe structura codului MAAP, imbunatatita dupa accidentul
de la Fukushima.
Codurile mecaniciste se caracterizeaz a prin modele de calcul de tip “best estimate”, ce permit
o simulare cu un grad de acuratete ridicat al comportarii centralei in cazul unui accident
sever. Prin contrast cu codurile integrale, codurile mecaniciste, modeleaza cat mai detaliat
fenomenele rele vante, cu ajutorul modele lor mecaniciste. Prin utilizarea codurilor
mecaniciste pot fi realizate analize “best estimate ”, dar si in acest caz exista incertitudini care
trebuie cuantificate. Aceste coduri nu au in principiu optiuni de utilizator, asa cum se
intampla cu codurile integrale.
Avantajele u tilizarii codurilor mecaniciste sunt urmatoarele:

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
57 – permit o mai buna cunoastere a progresului accidentului;
– asigura suportul pentru o selectare mai potrivita a mijloacelor de atenuare a
accidentelor severe;
– perm it proiectarea si optimizarea mijloacelor de atenuare a accidentelor.
Deoarece rularea acestor coduri presupune timp mare de calcul, codurile sunt dedicate
rezolvarii numai a unei categorii de problem e (fie termohidraulica sistemului de racire a
reactorulu i, fie a anvelopei). Dezavantajul timpului mare de rulare necesar pentru rezolvarea
unei problem e scade continuu, ca urmare a imbunatatirii continue a performantelor
mijloacelor de calcul.
ATHLET -CD, ICARE/CATHARE, SCDAP/RELAP5, COCOSYS si CONTAIN sunt
exemple de coduri de calcul detaliate. In plus, ASTEC si MELCOR pot fi considerate coduri
detaliate, in cazul in care sunt utilizate optiunile de modele detaliate iar calculul se bazeaza pe
o schema extinsa de nodalizare.
Codurile de calcul dedicate, spre deo sebire de cele de sistem, sunt utilizate pentru analiza
unor fenomene anume, mai ales in scopul proiectarii, si avand rolul de a reduce incertitudinile
in problema considerata. In general, se folosesc astfel de coduri pentru analiza unor probleme
legate de evolutia accidentului sever ( conform Ref. [8 ]), precum :
(a) Explozia de abur si dispersia de topitura;
(b) Comportarea baii de topitura;
(c) Incalzirea structurilor sistemului primar de racire a reactorului;
(d) Mecanica structurala;
(e) Re -criticitatea;
(f) Retinerea topiturii in plenumul inferior;
(g) Distributia hidrogenului;
(h) Deflagratia hidrogenului (riscul accelerarii flacarii) si detonatia;
(i) Imprastierea topiturii.
Selectarea codului de calcul cel mai potrivit pentru analiza unei secvente anume de accident
sever depinde de tipul de fenomene care sunt asteptate sa apara in timpul acelei secvente, dar
si de scopul analizei realizat e. In pre zent, se pune un accent deose bit pe validarea codurilor
de calcul , chiar integraliste. Este dificil de stabilit care este cea mai buna cale de validare a
codurilor, cu toate ca exista standarde dezvoltate special in acest sens, dar se folosesc atat
validarea codurilor pe baza evolutie i fenomenologice cat si cea legata de evolutia
experimentelor. Exista lucrari publicate care pun in evidenta caracteristicile diferite ale
codurilor de calcul prezentate, inclusiv prin realizarea de comparatii intre rezultatele obtinute
prin utilizarea ace stor tipuri de cod de calcul ( ca de exemplu Ref. [42]).
3.3.2 Coduri de calcul utilizate in prezent pentru analiza accidentelor severe la CANDU
Asa cum s -a mentionat anterior, comportarea reactoarelor de tip CANDU nu a fost la fel de
mult studiata ca si cea a reactoarelor cu apa usoara sub presiune si vasul reactorului vertical,
in primul rand din cauza numarului mult mai mic de reactoare CANDU af late in exploatare in
comparatie cu numarul de reactoare cu apa usoara, precum si a faptului ca densitatea mai

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
58 mica de putere din zona activa determina la reactorul CANDU o evolutie mult mai lenta a
fenomenelor , in cazul unui accident sever , decat la react oarele de tip LWR.
De asemenea, rezultatele multor experimente si studii realizate la reactoarele ver ticale nu au
putut fi utilizate pentru aplicarea lor la reactoarele CANDU, decat partial, din cauza orientarii
si formei diferite a reactoarelor. Forma si orientarea reactorului CANDU si evolutia in
consecinta a accidentului, a determinat mult mai multe probleme legate de modelare, iar
efortul necesar dezvoltarii unor coduri de calcul specifice CANDU, coroborat cu nevoia
limitata de utilizare a lor a condus la existenta unui numar limitat de coduri de calcul dedicate
proiectu lui CANDU. Pentru analiza comportarii zonei active in caz de accident sever la un
reactor CANDU , pana in prezent s -a folosit cu succes numai codul de calcul MAAP4 –
CANDU si ISAAC, ambele c oduri fiind de tip integralist, dezvoltate din sursa codului de
calcul MAAP4, realizat initial de EPRI pentru analiza accidentelor severe la reactoarele de tip
PWR.
Pentru analiza productiei de hidrogen si a comportarii produsilor radioactivi gazosi rezul tati
din accidentele severe la CANDU, s -au utilizat de asemenea MAAP4 -CANDU dar si
cuplarea acestuia cu coduri precum CONTAIN sau GOTHIC (cod de calcul best estimate,
3D, pentru analiza anvelopei). Exista noi tendinte de dezvoltare a unor coduri alternativ e fata
de cele 2 versiuni ale codului MAAP4 dezvoltate pentru CANDU. Astfel, pasi mari au fost
realizati in ultima perioada in dezvoltarea codului de calcul RELAP/SCDAP SIM, cod de
analiza a accidentelor severe, de tip best -estimate, dezvoltat pentru reacto are cu apa usoara
sub presiune, pentru care se incearca adaugarea de modele specifice pentru a permite
utilizarea acestui cod si pentru reactoare de tip CANDU.
Exista de asemenea in proces de dezvoltare codul ASTEC, de origine franceza, dezvoltat in
cadru l unor programe europene (inclusiv sub guvernarea OECD/NEA), care are ambitia de a
deveni un cod de calcul capabil sa poata realiza analize de securitate pentru accidente severe
pentru o gama mai larga de reactoare de putere existente in Europa, printre ca re si CANDU.
Activitati de dezvoltare a unor modele specifice pentru unul sau altul din codurile alternative
de analiza a accidentelor severe la un reactor de tip CANDU s -au mai inteprins in Romania.
Astfel SCN Pitesti a luat parte la activitati din cadru l programului de dezvoltare a ASTEC.
Politehnica Bucuresti, prin profesorii sai sau doctoranzi a fost de asemenea implicata in
dezvoltarea de modele specifice pentru adaptarea la proiectul CANDU a codului de calcul
RELAP/SCDAP SIM.
3.3.3 Prezentarea c oduri lor de calcul utilizate in analiza accidentelor severe la CANDU
Codul de calcul MAAP4 -CANDU
MAAP (Modular Accident Analysis Programme) sau Programul Modular de Analiza de
Accidente, dezvoltat initial de EPRI ( Electric Power Research Institute), S.U.A , repr ezinta o
familie de modele informatice integrate utilizate pentru analiza accidentelor severe in
centralele nuclear o-electrice.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
59 Codul MAAP4 a fost utilizat pe scara larga pentru analiza fenomenelor ce se produc in
timpul unui accident sever la o centrala cu reactor racit cu apa usoara sub presiune. MAAP4
este un cod la nivel de sistem ce utilizeaza modele simplificate pentru a permite o rulare
rapida, si de aceea rezultatele rularilor realizate cu acest cod pot prezenta incertitudini
fenomenologice. MAAP a fost si este inca utilizat pe scara larga in intreaga lume pentru
realizarea analizelor suport pentru studiile de evaluare probabilistica a securitatii , PSA , de
nivel 2. Modele generice din codul MAAP4 includ subrutine sau functii pentru
comportamentul produsilor de fisiune, proprietati termice, comportamentul anvelopei,
generatorii de abur, etc.
Versiunea adaptata pentru reactoarele de tip CANDU a codului MAA P (MAAP -CANDU) a
fost dezvoltata in perioada 1988 -1990. Codul sursa MAAP a fost revizuit de catre experti si
validat extensiv, pentru a integra modele specifice CANDU. Acestea au fost dezvoltate de o
echipa comuna format a din experii de la Ontario Hydro , Canada, si din alti experti
internationali, dezvoltarea codului facandu -se cu respectarea standardelor canadiene de
asigurare a calitatii pentru dezvoltarea de soft.
Codul de calcul MAAP4 -CANDU conecteaza intr -o manier a integrata sistemele principale
ale r eactorului, precum sistemul primar de transport al caldurii, sistemele speciale de
securitate, anvelopa si combustibilul nuclear . MAAP4 -CANDU modeleaz a degradarea zonei
active, comportamentul debrisului, eliberarea si transportul produsilor de fisiune si
comportamentul anvelopei. Codul utilizeaza ata t modelele mecaniciste, acolo unde este
posibil, dar si corelatii pentru simularea anumitor fenomene sau tranzitii, precum si modele
teoretice. Unele modele folosesc criterii de defectare introduse de cod, iar a ltele se bazeaz a pe
datele introduse de utilizator, pentru fenomenele care fie nu au modele mecaniciste, sau care
au fost simplificate.
Codul MAAP -CANDU benefici aza de rezultatelor cercetarii la nivel international privind
fenomenologia accidentelor sever e, care sunt incluse in familia de coduri MAAP, si tine
seama de asemenea de caracteristicile inerente ale proiectului de centrala tip CANDU.
Codul MAAP -CANDU solutioneaza un set de ecuatii diferentiale ordinare de ordin 1,
cuplate. Ecuatiile de conservare a masei si energiei sunt rezolvate pentru fiecare regiune
fizica considerata a centralei. Balantele de moment ale regiunilor sunt considerate a fi cvasi –
stabile. Aceasta ipoteza le reduce la o expresie algebrica si elimina necesitatea ecuatiilor
diferenti ale care sa descrie conservarea momentului (conform [77]).
Codul MAAP 4-CANDU este considerat un cod integrat “state -of-the-art”, care poate fi
utilizat cu success in analiza accidentelor severe la CANDU. Codul combina caracteristici
rezultate din cunostint ele fundamentale de termo -hidraulica, fizica si chimie din literature de
specialitate cu cele mai noi rezultate ale programelor de cercetare -dezvoltare legate de
fenomenologia accidentelor severe. Toate fenomenele cunoscute ce pot apare in evolutia unui
accident sever la CANDU sunt reprezentate in cod, iar toate sistemele si componentele
importante din centrala sunt luate in considerare. Multe din fenomenele modelate in cod au
fost validate, iar acest proces este unul continuu, care are rolul de a imbunatat i performantele

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
60 codului. Pentru modelele nevalidate inca , se poate face o analiza a incertitudinilor prin
variatia parametrilor.
MAAP4 -CANDU reprezinta asadar o combinatie de modele generice MAAP4 pentru LWR
si modele specifice CANDU, care se refera la componentele specifice si cele pentru canalele
de combustibil CANDU. Proiectantul reactoarelor CANDU, AECL Canada, precum si multe
din organizatiile care opereaza reactoare nucleare CANDU, inclusiv COG (CANDU Owners
Group) au ales codul MAAP4 -CANDU ca pri ncipal instrument pentru analiza raspunsului
centralei CANDU in cazul producerii unui accident sever. Exceptie face Republica Coreea
(Coreea de Sud), care a dezvoltat pentru analiza accidentelor severe la grupurile CANDU de
la Wolsong (1, 2, 3 si 4) codul de calcul ISAAC.
Codul de calcul ISAAC
Codul de calcul ISAAC (Integrated Severe Accident Analysis Code for Plants) dezvoltat de
coreeni pentru analizele de accident sever suport pentru PSA de nivel 2, isi are originea tot in
codul MAAP4 , detinut de EPRI. ISAAC a fost initial dezvoltat ca un cod de analiz a integrata
a accidentelor severe pentru centralele CANDU din Korea , Wolsong 1, 2, 3, 4 . Codul a fost
dezvoltat in cooperare cu FAI (Fauske & Associate s, o com panie din SUA) in anii 1990. De
atunci, codul a fost utilizat pentru activitati de imbunatatire a securitatii nucleare la centralele
CANDU de coreene, cum ar fi prin asigurarea suportului pentru PSA de nivel 2, analiza
performantelor anvelopei, si evaluarea securitatii proiectului pentru aceste central e.
Codul, de tip integral, modeleaza cele doua bucle in 8 ale sistemului primar de transport al
caldurii, 4 generatoare de abur, cele 4 pompe primare, pana la 74 de canale orizontale de
combustibil, presurizorul s i condensatorul -degazor, vasul calandria s i chesonul c alandriei,
partea secundara a generatoarelor de abur, anvelopa si rezervorul de stropire precum si
arzatoarele de hidrogen. Codul poate simula terminarea apei din circuitul primar, incalzirea si
defectarea canalelor orizontale de combustibil, cauzata de pierderea racirii moderatorului,
interactiunea materialului combustibil cu apa, incalzirea si defectarea vasului calandria,
relocarea materialului de combustibil topit din calandria in cheson, eroziunea betonului,
presurizarea anvelopei si posibi la sa defectare. In timp, ISAAC a fost supus la numeroase
modificari, imbunatatiri si adaugarea de noi modele cum ar fi: modelul de eliberare de
produsi de fisiune din zona activa, modelul de comportare chimica a iodului, modelul de
explozie a aburului, mo delul de fragmentare a jetului de combustibil topit, etc.
In ultima perioada, a existat un program de comparatie intre rezultatele obtinute in analiza
accidentelor severe la CANDU, obtinute cu utilizarea de diferite coduri; la acest program au
participat codurile MAAP4 -CANDU, ISAAC si RELAP/SCDAP SIM, precum si alte coduri .
Codul de calcul RELAP/SCDAP SIM
Codul RELAP/SCDAP SIM, dezvoltat in prezent de Innovative System Software , reprezinta
combinatia codurilor RELAP5 si SCDAP si a rezultat din SCDAP/RELAP5 dezvoltat de
Idaho National Engineering and Environmental Laboratory (INEEL) , sponsoriza ta de
Comisia de Reglementare Nuclear a din Sta tele Unite ale Americii, US -NRC . Dezvoltarea

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
61 RELAP5 a inceput la INEEL i n 1975 iar cea a SCDAP in 1970 ; cele dou a coduri a u fost
integrat e in SCDAP/RELAP5 incepand cu 1979. Scopul dezvoltarii codului RELAP5 a fost
acela de a fi utilizat ca un cod de evaluare independent a de catre autoritatea de reglementare
din domeniu l nuclear, in scopul autorizarii centralelor nucleare, a e valuarii si validarii
manualelor de operare si procedurilor de operare anormala si de accident. Codul este larg
acceptat si utilizat, fiind usor de aplicat la un spectru larg de sisteme si instalatii .

Codul RELAP/SCDAP SIM reprezinta rezultatul unific arii codului RELAP5, ce contine
modele utilizate in analizele t ermohidraulice, studiul interact iilor cu sistemele de control,
cinetica reactorului si transportul gazelor noncondensabile, cu codul SCDAP ce modeleaz a
comportamentul zonei active in timpul acciden telor severe. SCDAP/RELAP5 reprezinta un
instrument flexibil, ce a fost dezvoltat pentru a permite o modelare “best -estimate” a
fenomenelor tranzitorii ce pot apare la reactoarele racite cu apa usoara sub presiune, in timpul
unui accident sever. Codul de c alcul modeleaza cuplat comportarea sistemului primar de
racire, comporatrea zonei active si eliberarea de produsi de fisiune in timpul unui accident
sever (Ref. [52], [53], [57] ).
Codul de calcul RELAP/SCDAPSIM, a fost proiectat sa furnizeze date despre comportarea
sistemelor reactorului atat in timpul operarii normale si in conditii de accident si se afla in
prezent in process de dezvoltare ca parte a unui program de dezvoltare tehnologica
international, denumit SDTP (Ref. [52]). Pana in prezent au fost dezvoltate trei versiuni de
baza ale codului RELAP/SCDAPSIM pentru organizatiile membre ale SDTP si utilizator ii
autorizati. MOD3.2 reprezinta versiunea cea mai veche a codului si include modelele RELAP
si SCDAP realizate de USNRC (US Nuclear Regulatory Co mmis sion), disponibile
publicului. MOD3.4 a reprez entat versiunea cea mai utilizata a codului . MOD4.0 , cea mai
noua , este o versiune experimentala a codului si include modele dezvoltate si optiuni de
utilizator precum un model integrat de analiza a incerti tudinilor , model integrat de analiza a
transportului si depunerii produsilor de fisiune, optiuni de grafica avansata. Versiunea
MOD4.0 a fost rescrisa utilizand limbajul FORTRAN90/95.
Versiunea MOD3.5 a codului RELAP/SCDAPSIM, a fost de curand data spre ut ilizare, dupa
ce s-a aflat in proces de evaluare de catre un numar de organizatii membr e ale SDTP , [55] .
Codul RELAP /SCDAPSIM/MOD3.5 a fost extins in cateva domenii pentru a permite analiza
experimentelor legate de comportarea barei de combustibil, si pen tru a avea o plaja mai larga
de aplicabilitate. Extinderea codului a inclus: (a) modelarea elementelor incalzitoare compuse
din tantal si alama, si (b) modelarea interstitiilor radiale din mantaua izolata ce inconjoara un
ansamblu combustibil. Alte extensi i au fost realizate pentru a fi aplicabile atat experimentelor
realizate pentru ansamblurile de combustibil cat si pentru analiza unei centrale nucleare.
Aceste extensii ale modelelor au inclus: (a) oxidarea Zircaloy -ului in prezenta aerului, si (b)
transf erul de caldura dintre combustibil si teaca (conductanta prin interstitiu). Experimentele
utilizate pentru a evalua codul au inclus testele QUENCH -06 si PARAMETER SF3.
Evaluarile realizate au aratat ca modelele codului modeleaza corespunzator diferitele
fenomene ce apar intr -un reactor nuclear in timpul unui accident sever ( Ref. [55]).

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
62 Codul RELAP/SCDAP permite simularea sistemelor specifice si de aceea poate fi utilizat
pentru realizarea de analize pentru o varietate de instalatii nucleare, incluzand reactoare
nucleare de putere si de cercetare. Din acest motiv se considera ca acest cod de calcul poate fi
adaptat pentru a fi utilizat in analiza accidente lor severe la CANDU. El contine deja
biblioteci de proprietati pentru apa grea si are capacitatea de a modela curgerea in canale
orizontale, asa cum sunt canalele intr -un reactor CANDU.
Codurile de calcul utilizate in prezent pentru analiza accidentelor severe la CANDU sunt:
MAAP4 -CANDU, un cod de calcul modular si ISAAC, un cod integrat. Modul in care
abordeaza aceste coduri fenomenologia dezvoltata la CANDU in timpul unui accident sever,
in interiorul sau in afara vasului reactorului, este unul simplifi cat, care sa permita realizarea
de calcule rapide. Aceste coduri, ca si codul lor de origine, MAAP4, realizat pentru analiza
accidentelor severe la reactoarele de tip PWR, au fost create ca suport pentru studiile
probabilistic e de securitate (PSA) iar degr adarea zonei active este tratata conform criteriilor
de proiectare.
SCDAP/RELAP5 este un cod de calcul mult mai complex si mai detaliat, deoarece a fost
creat special pentru a trata secventele de accident din interiorul vasului reactorului.
Componentele e lementului combustibil la SCDAP sufera degradarea ca si elemente
cilindrice, in timp ce MAAP4 -CANDU si ISAAC reprezinta ansamblul combustibil prin
cercuri concentrice.
Codul RELAP/SCDAP SIM a fost validat prin comparatie cu datele obtinute din testul RD –
14M (specific pentru LOCA in canal tip CANDU) si a fost utilizat in analiza unor scenarii de
accident precum ruperi mari si mici de conducte la CANDU (LLOCA si SLOCA), precum si
pentru analiza eficientei circulatiei naturala in PHTS in conditii de inventar sc azut ([61]) .
Comportamentul termohidraulic al sistemelor dupa colapsarea zonei active a fost modelat
utilizand Modulul COUPLE al codului RELA P/SCDAP SIM. Modelul dezvoltat pentru PWR
este adoptat si pentru calculul incalzirii debrisului in cazul centralelor PHWR. Programul
experimental de studiu al patului de debris la PHWR este in progres, pentru a determina
aplicabilitatea la PHWR a modelelor de transfer de caldura si de pierdere de presiune
dezvoltate pentru patul de debris de la PWR.
Versiunea MOD.3.6 a fost dezvoltata pentru a include in codul RELAP/SCDAP SIM modele
specifice PHWR , precum: modelul ansamblului de combustibil in canalul singular,
imbunatatiri la modelele elementului combustibil si al modelului “shroud”, pentru a tine
seama de canalele oriz ontale din reactorul CANDU, cu tuburi de presiune si tuburi calandria
[72], etc.
Codul de calcul RELAP/SCDAP SIM a trecut printr -un proces de comparare a capacitatii sale
de a modela fenomenele in cazul accidentului sever la reactorul CANDU si a rezultatelor
obtinute prin utilizarea sa in analiza accidentului sever determinat de SBO la CANDU, fata
de rezultatele obt inute cu alte coduri, precum MAAP -4 CANDU si ISAAC, utilizate pentru
analiza aceluiasi accident sever la CANDU, in conditii geometrice si operationale similar e
[11]. Versiunea de cod utilizata in acea analiza a fost RELAP/SCDAP SIM/ MOD3.4.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
63 Comparatii ale ca pacitatilor acestui cod cu alte coduri de analiza accidentului sever s -au mai
realizat si in trecut, dar nu in cadrul unui program international, sub coo rdonarea Agentiei
Internationale pentru Energie Atomica, IAEA (International Atomic Energy Agency), asa
cum s-a facut in cadrul proiectului documentat prin [11].
In ultima perioada, au fost realizate mai multe studii de catre specialisti romani, inclusiv in
cadrul unor studii doctorale, in ceea ce priveste posibilitatea analizei accidentelor severe la
CANDU utilizand codul de calcul RELAP /SCDAP ( Ref. [60], [61], [62], [63], [65], [66],
[75], etc. ), inclusiv prin dezvoltarea de modele specifice sau adaptarea celor existente la
specificul CANDU ([62], [74]) . Scopul final al dezvoltarii acestui cod de calcul pentru
utilizarea sa la analiza reactorului CANDU, este acela de a crea un instrument de analiza a
accidentelor severe, capabil sa analizeze intregul set reprezentativ de secvente de accident, o
alternati va la codul de calcul integralist MAAP4 -CANDU utilizat in prezent pentru analiza
accidentelor severe de catre dezvoltatorul proiectului CANDU. Dezvoltarea codului de calcul
SCDAP/RELAP5 va permite crearea de modele care sa simuleze intr -un mod coerent si c u o
acuratete buna fenomenele din timpul unui accident sever, sa poata simula trecerile de la o
faza la alta a accidentului pe baza calculelor realizate.
Codul de calcul ASTEC
Codul ASTEC, de origine franceza, dezvoltat in cadrul unor programe europene , sau in
cadrul programelor de cercetare OECD/NEA , este un cod in dezvoltare care isi propune sa
poata realiza analize de securitate pentru accidente severe pentru o gama mai larga de
reactoare de putere existente in Europa, printre care si CANDU.
ASTEC (Acci dent Source Term Evaluation Code) este un cod de calcul de tip integral,
dezvoltat pentru a simula o secventa de accident in intregime, de la evenimentul de initiere
pana la eliberarea elementelor radioactive in afara anvelopei. Codul este dezvoltat de IRS N-
GRS (organizatii tehnice suport din Franta, respectiv Germania). Aplicatiile codului de calcul
sunt:
– Studii pentru determinarea termenului sursa,
– Studii suport pentru PSA de Nivel 2 ,
– Studii suport pentru managementul accidentelor,
– Analize fizice si experimente pentru a imbunatati si intelege fenomenologia
accidentelor.
Codul este unul cu rulare rapida si raspunde urmatoarelor cerinte: suficienta validare pentru a
acoperi principalele fenomene fizice; sa tina seama de sistemele de securitate si de proceduri;
utilizare prietenoasa si usor de folosit in realizarea analizelor de senzitivitate; echipat cu
instrumente de pre -procesare, vizualizare on -line si post -procesare.
ASTEC a fost dezvoltat incepand cu anul 1998, mai ales in cadrul proiectel or europene
(SARNET – Severe Accident Research Network of excellence) din cadrul FP6 (6th
Framework Programme) al Comisiei Europene, si apoi prin proiectul SARNET2 in cadrul
programului FP7.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
64 ASTEC V1 a jucat un rol central in cadrul programului SARNET, d evenind progresiv codul
de calcul integral al accidentelor severe de referinta pentru Europa. Dezvoltatorii codului,
IRSN si GRS au lansat in paralel, incepand cu anul 2007, dezvoltarea seriei ASTEC V2.
ASTEC V2, continua sa joace rolul de cod de termen su rsa integral de referinta pentru
Europa. In ceea ce priveste modelele fizice, cele doua evolutii majore sunt, pe de o parte
inlocuirea modulului DIVA cu modulul ICARE (rezultat direct din codul mecanicist
ICARE2) pentru a tine seama de degradarea zonei act ive in vasul reactorului si, pe de alta
parte, o evolutie semnificativa a capabilitatii MEDICIS de a permite aplicabilitatea ASTEC
V2 la reactoarele de generatie III – EPR, in mod particular de modelare a tancurilor pentru
captura de zona topita. In afara de aceasta, cele mai multe dintre modelele fizice ale codului
au fost imbunatatite (CESAR, CPA, IODE, s.a.). Versiunea ASTEC V2.0 include cuplari
suplimentare la instrumentele JADE, ATLAS si SUNSET, pentru pre -procesare, vizualizare
on-line, post -procesare si analiza de incertitudini.
Fiind dedicat analizei accidentelor severe pentru centralele din Europa, codul ASTEC are
intentia de a deveni codul de referinta pentru analiza mai multor proiecte, inclusiv pentru
CANDU. Desi s -au facut unele progrese in ace asta directie (la proiect au participat inclusiv
organizatii din Romania , precum ICN Pitesti ), din cauza diferentelor mari in ceea ce priveste
geometria la reactoarele verticale fata de reactorul orizontal CANDU, nu s -a reusit inca
realizarea pentru codul ASTEC a unor modele de topire a combustibilului , pierdere a
geometriei zonei active si comportare a debrisului pentru reactorul CANDU. Acest cod poate
fi insa utilizat pentru celelalte etape ale accidentului sever, precum: comportarea produsilor
de fisiune si a aerosolilor in circuitul primar si in anvelopa. Prin comparatie cu celelalte
coduri de analiza a accidentelor severe prezentate mai sus, care au participat la un proiect de
comparare a rezultatelor obtinute cu utilizarea lor pentru analiza unui accid ent sever la
CANDU, codul ASTEC nu a fost imp licat intr -un astfel de proiect .

3.4 Tratamentul analitic al fenomenelor specifice accidentelor severe in codul
de calcul RELAP/SCDAP SIM
In cadrul acestei sectiuni s e prezinta mai in detaliu modul in care sunt modelate de codul de
calcul RELAP/SCDAP SIM (denumit si SCDAP/RELAP5) diferitele fenomene ce apar in
timpul unui accident sever, deoarece acest cod de calcul a fost utilizat in analiza secventelor
de accident selectate pentru prezenta lucrare, secvente ce pornesc de la evenimentul de
initiere SBO si includ si degradarea zonei active a reactorului CANDU -6.
Codul de calcul RELAP5 , ce face parte acum din codul RELAP/SCDAP SIM, a fost dezvoltat
pentru simularea „best -estimate” a sistemelor de racire a reactoarelor LWR, in analizele de
accident postulate (baza de proiect) , (Ref. [51], Vol 1 ). Codul modeleaza comportarea cuplata
a sistemului de racire a reactorului si a zone i active in cazul unor accidente postulate precu m
tranzient anticipat fara declansarea reactorului ( ATWS – Anticipated Transient Without
Scram), pierderea alimentarii cu energie electrica (LOCLIV), pierderea apei de alimentare la
generatoarele de abur (LFW), pierderea debitului de agent de racire primar (LOF). Codul

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
65 utilizeaza o abordare cu modele generice care permite simularea unei varietati de sisteme
termohidraulice. Modelele de component e includ pompele, conductele, structuri care
genereaza sau absorb caldura , model de cinetica punctual a a reactorului, turbin a, separatoare,
acumulatoare, component e ale sistemulelor de control. Suplimentar, exista modele ale
proceselor speciale , care sunt incluse pentru efecte precum pierderea formei, curgerea la o
modificare abrupta a ariei sectiunii de curg ere, ramificarea, transportul ga zelor
necondensabile, etc. Sistemele de control si componentele partii secundare a generatoarelor
de abur, SG, sunt de asemenea incluse pentru a permite modelarea controlului centralei,
turbina, condensatorul si sistemul de apa de alimentare a SG.
Codul RELAP5 are la baza un model hidrodinamic mono -dimensional, tranzitoriu, ce poate
considera doua fluide, si care permite temperaturi si viteze inegale ale celor dou a faze.
RELAP5 este bazat pe un model neomogen si non -echilibr u pentru sistemul bifazic care este
rezolvat printr -o schema numerica partial implicita, rapida, pentru a permite calculul
economic al tranzientilor sistemului. Obiectivul dezvoltarii codului a fost realizarea unui cod
cu o predictie corecta a tranzientilo r sistemelor dar care ramane suficient de simplu pentru a
permite studii parametrice sau de senzitivitate.
Modelele matematice ale sistemului sunt cuplate intr -o structura de cod eficienta. Codul
include capabilitati de verificare extensiva a inputului pen tru a ajuta utilizatorul sa descopere
erorile si inconsistentele. De asemenea include un input in format liber, posibilitatea de
restart, renodalizare si capacitati de editare a variabilelor din output. Dezvoltarea si
imbunatatirea continua a codului RELAP 5 s-a realizat in peste 30 de ani, codul avand de
asemenea avantajul unei utilizari si testari extensive.
Codul SCDAP realizeaza calculul incalzirii barelor de combustibil, ruperea tecilor de
zircaloy, oxidarea metalelor (Zr, U), spargerea crustei de oxid de Zr, topirea zircaloy -ului si
dizolvarea UO 2 in to pitura de Zr, curgerea si solidificarea amestecului topit, eliberarea
produ silor de fisiune gazosi, form arii de debris si/sau de baie de topitur a („molten pool ”),
precum si interactiunea dintre debris si fundul vasului reactorului (Modului C OUPLE). Codul
modeleaz a deasemenea structuri cilindrice generice (manta de curgere , sau „shroud”),
prevazute cu scopul simularii cat mai exacte a instalatiilor experimentale dar care au avut un
rol important si in mode larea adecvata a canalului de combustibil la CANDU.
Cuplaj ul celor doua coduri , RELAP5 si SCDAP, se realizeaza printr -un schimb de variabile
intre acestea . Variabilele calculate de SCDAP s i transferate RELAP5 sunt ([74] ):
– temperaturile suprafe telor componentelor intacte SCDAP si ale structurilor
COUPLE;
– caldura transferat a prin radiat ie de la structuri le intacte la fluid;
– modificarile ce apar in ariile sectiunilor de curgere si diametrele hidraulice;
– rata de consum a aburului s i produc tia cores punz atoare de hidrogen;
– eliberarea de gaze nobile de fisiune precum Xe si Kr;
– caldura transferat a de la debrisul poros la fluidul ce intra in contact cu acesta,
caldura transferat a de la baia de topitur a la fluid si caldura transferata de la
materialul din zona activ a care cade in fluid.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
66 Aceste variable sunt utilizate apoi in calcul ele realizate de codul RELAP5.
Variabilele calculate de RELAP5 s i transferate codului SCDAP includ:
– puterea reactorului,
– coeficien tii de transfer de c aldura la lichid sau abur,
– temperatura fazei lichide,
– temperatura fazei gazoase,
– temperatura de satura tie corespunz atoare presiunii totale s i cea corespunz atoare
presiunii par tiale a aburului,
– debitul de transfer al aburului prin stratul de frontier a la suprafa ta componentei
SCDAP,
– presiunea fluidului , etc. .
3.4.1 Modele specifice accidentului sever din codul RELAP/SCDAP SIM

Codul RELAP/SCDAPSIM este un instrument de analiza flexibil, atat din cauza abord arii
sale generice, ce permite modelarea unor sisteme specifice , in func tie de necesit atile
utilizatorului, ce face ca acest cod sa fie utilizat pentru studiul unei game largi de centrale
nucleare, reactoare de cercetare si instalatii experimentale, pentru mai multe tipuri de
tranzien ti si accidente, inclusiv severe. Codul RELAP/SCDAP SIM realizeaza calculele
specifice comportarii sistemului primar si zonei active a reactorului in timpul unui accident
sever, si utilizeaza in acest sens mai multe modele specifice precum:
– Termohidraulica de sistem
– Modelul radiatiei
– Modelul caldurii generate in reactii nucleare
– Modelul caldurii reziduale
– Modelul conductiei caldurii pentru componentele zonei active
– Proprietatile ef ective ale materialelor pentru calculul conductiei caldurii
– Modelul deformarii tecilor combustibilului , rupere si topire a acesteia
– Modelul oxidarii materialelor
– Modelele structurii zonei active si a barelor de control
– Modelarea debris ului din zona activa
– Model pentru tranzitia fara discontinuitati in con figuratia barelor de combustibil
– Modelul de prabusire a zonei active
– Model de incalzire a debrisului pe fundul vasului reactorului
– Model de rupere datorita fluajului a componentelor structurale
– Eliberarea produsilor de fisiune
– Transport ul produsilor de fisiune
– Intarzierea produsilor de fisiune
– Modelul struct ural al camerei de distribuire superioare a reactorului
Alte modele ale RELAP/SCDAP SIM simuleaza comportarea structurilor zonei active in
timpul accidentului sever, precum:
– Modelul de comportare a topiturii de zircaloy (al tecilor de combustibil)

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
67 – Modelul d e lichefiere a tecii si combustibilului
– Modelul de strapungere a stratului de oxid al tecilor si restartarea oxidarii
– Modelul de configurare si comportare a materialului Zr -U-O lichefiat
– Oxidarea zircaloy -ului topit
– Modele de interactiune cu alte structuri din zona
– Oxidarea debrisului poros
Fig. 3 -1 prezinta d iagrama de flux a proceselor modelate in RELAP/SCDAPSIM .

Fig. 3-1: Diagrama de flux a proceselor modelate in RELAP/SCDAP SIM
Pot fi evidentiate urmatoarele interactiuni importante intre comportarea termodidrau lica,
progresul degradarii si comportarea produsilor de fisiune , conform [57]:
• Modele importante in timpul fazei timpurii a accidentului sever :
– Generarea caldurii nucleare
– Temperatur a
– Oxidarea
– Eliberarea produsilor de fisiune, generarea de aer osoli
– Lichefierea, fragmentarea , deforma rea
– Deformarea debrisuui
– Formarea golurilor
• Modele importante in timpul fazei tarzii a accidentului sever :
– Comportarea topiturii zonei active (molten pool)
– Temperatura
– Relocarea topiturii
– Uscarea zonei / Racirea
– Elibe rarea produsilor de fisiune
– Ruperea datorita fluajului
– Interactiunea debrisului cu structurile zonei

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
68 Fig. 3-2 prezinta interactiunea dintre m odele le cele mai importante din timpul fazei timpurii a
accidentului sever .

Fig. 3-2: Modele importante in timpul fazei timpurii a accidentului sever
In continuare se prezinta succint cateva din cele mai importante modele din
RELAP/SCDAP SIM, in conformitate cu selectia realizata in [57 ], cu precadere legate de faza
timpurie a accidentului sever in vasul reactorului, avand in vedere scopul analize i realizate in
prezenta lucrare.
Termohidraulica de sistem Codul RELAP/SCDAP SIM simuleaza capacitatile depline ale
sistemului prin cuplajul cu RELAP5/M OD3.4 (sau versiuni modificate/imbunatatite) pr in
care se asigura:
– Cinetica reactorului (punctual/ 1D)
– Sisteme de control
– Calcul de debit masic, temperatur i, pres iuni, etc.
– Logica de declansare
– Deschidere /inchidere vane , ECCS, p ompe , etc.
– Modele pentru component e speciale
– Componente de tip pompa, spatiu inelar, conducta, vana, acumulator, turbine, etc.
– Structuri de caldura de temperatura joasa
– Hidrodinamica (1D, 2D/3D – curgere transversal a simplificata, 2D/3D)
SCDAP/RELAP5 descrie transportul prin sistem de lichid, abur si gaze necondensabile .
Transport ul:
Codul RELAP/SCDAP SIM utilizeaza:
– sase ecuatii, non-echilibru, doua fluide ( vapor i si lichid)
– un numar arbitrar de volume, component e structural e, jonctiuni, suprafete,
compozitii de topitura, specii de produsi de fisiune

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
69 – arii de curgere, volume si rezistente de curgere dependente de timp

SCDAP/RELAP5 contine capabilitati multidimensionale de conectare a volumelor/
componentelor modelate (jonctiuni):
– Jonctiuni cu curgere transversal a
– Blocaje
– Recirculare
– Componente cu jon ctiuni multiple, ramificatii
– Capacitati multidimensionale
Modelarea transferului de caldura
Modelarea transferului de caldura prin conductie , convectie si radiatie, joaca un rol foarte
important in rezultatele obtinute din analiza accidentului sever. De asemenea, in balanta de
energie a componentelor un rol extrem de important il are modul in care se produce si locul
generarii de caldura, fie prin reactii nucleare fie prin reactii chimice, exoterme, precum
oxidarea zircaloy -ului. Codul RELAP/SCDAP SIM contine mai multe modele dedicate
producerii respectiv transferului de caldura.
Modelul de transfer convectiv :
Modelul convectiv este un model al RELAP5. SCDAP furnizeaza temperatura de suprafata,
ce este apoi utilizata de RELAP5. RELAP5 returneaza dupa c alcule coeficientul de transfer
de caldura si de asemenea RELAP5 identifica modurile de transfer de caldura (fierbere
nucleica, fierbere in film, etc.)
Modelul conductiei in componentele zonei active :
RELAP5 realizeaza conductia caldurii 1-D prin structurile de caldura . Modele 2-D, Radial si
Axial , sunt pentru SCDAP , desi coductia axiala a caldurii este rareori semnificativa .
Proprietatile de material pentru modelul conductiei de caldura (conductivitatea termica,
capacitatea termica, dilatarea ) sunt calculate de MATPRO . Proprietatile termice sunt
calculate functie de temperatur a si de alti parametri .

Ecuatia de guvernare a conductiei caldurii , bi-dimensionale
In sistemul de coord onate cilindric, bi -dimensional, forma integral a a ecuatiei de conductie a
caldurii pentru un solid izotopic continuu este:
∫𝜌𝑐𝑝𝜕𝑇
𝜕𝑡 𝑣𝑑𝑉=∫1
𝑟𝜕
𝜕𝑟(𝑟𝑘𝜕𝑇
𝜕𝑟)𝑉𝑑𝑉+∫𝜕
𝜕𝑧(𝑘𝜕𝑇
𝜕𝑧)𝑉𝑑𝑉+∫𝑄𝑉𝑉𝑑𝑉+ ∫𝑄𝑆𝑉𝑑𝑆 (2)
Unde:
QV = sursa de cald ura volumetrica (nuclear, oxida re – W/m3)
Qs = fluxul de caldura de suprafata (convectiv, radiativ, – Wm2)
T = temperatura la locatia (r, z) la momentul t, unde r si z sunt coordonate radiale
respectiv axiale ( K)

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
70 ρcp = capacitatea de caldura volumetrica (J/m3 · K)
k = conductivitatea termica (W/M·K)
Ecuatiile utilizate de cod sunt solutionate prin diferite metode, expuse in mod explicit si
detaliat in manualele codului RELAP/SCDAP SIM (Ref. [51], [52]) .
Pentru modelul conductiei caldurii, sunt calculate proprietatile termice , dupa cum urmeaza:
– Capacitatea termica v olumetric a (ρc) eff
– Conductivitatea termica Keff
– Generarea de caldura qeff , date de ecuatiile (3), (4) si (5) :

(𝜌𝑐)𝑒𝑓𝑓= 𝑣∫(𝜌𝑐)dv
𝑣∫𝑑𝑣 (3)

1
𝑘𝑒𝑓𝑓= 𝑣∫1
𝑘𝑑𝑣
𝑣∫𝑑𝑣 (4)

𝑞𝑒𝑓𝑓= 𝑣∫𝑞′′′dv
𝑣∫𝑑𝑣 (5)

Modelul radiatiei

Tranferul de caldura prin radiatie are o importanta mare in accidentele severe . Reprezentarea
transferului de caldura prin radiatie in model este condus de urmatoarele ipoteze de calcul :
– Toate suprafetele sunt considerate gri; codul calculeaza emisivit atea ca o functi e de
temperatura si de grosimea stratului de oxid (absor btia independenta de lungimea de
unda)
– Fiecare suprafata are o temperatura uniforma si emite radiatii in mod uniform
– Toate suprafetele sunt difuze pentru emisie
– Portiunea de radiatie reflectata este reflectata inapoi la originea radiatiei incidente
– Agentul de racire absoarbe si emite radiatie

Metoda de solutionare din modelul pentru analiza radiatiei , este in rezumat as tfel:
– Se calculeaza radiozitatea efectiva (suma radiatiei emise si reflectate)
– Se calculeaza radiozitatea incidenta
– Diferenta dintre radiozitatea efectiva si cea incidenta este suprafata fluxului de
caldura prin radiatie neta
– Diferenta dintre radiatia re flectata si cea absorbita de suprafete este caldura absorbita
de fluid

Sursele de caldura din zona activa

Sursele de caldura din zona activa, considerate de cod, sunt:
– Caldura reziduala si de fisiune in combustibil (termenul de caldura nucleara)

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
71 – Caldura din reactia exoterma de oxidare a metalului (Zircaloy -ul tecilor elementelor
de combustibil si eventual din componenta “shround”)
Caldura generata de aceste surse este considerata in modelele de transfer de caldura, dupa
cum urmeaza , ecuatia (6) :
𝑞𝑒𝑓𝑓𝑛=∑ 𝐴𝑙𝑛 𝐿𝑛
𝐼=1 𝑞𝑙′′′+𝑞𝑜𝑥′
𝐴𝑡𝑛 (6)
Unde:
𝑞𝑒𝑓𝑓𝑛 = generarea de caldura efectiva pentru elementul n (W/m3)
𝐴𝑙𝑛 = aria celui de –al I-lea strat de material al elementului n (m2)
𝐴𝑡𝑛 = aria totala a elementului n (m2)
𝑞𝑙′′′ = caldura nucleara in al I -lea strat de material (W/m3)
𝑞𝑜𝑥′= caldura generata din oxidare (W/m)

Modelul caldurii nucleare

– Modelul caldurii nucleare considera: caldura generata prin fisiune , caldura reziduala
si caldura generata de eliberarea produsilor de fisiune (cand combustibilul ajunge la
peste 2500 °K eliberarea produsilor de fisiune poate reduce semnificativ caldura
reziduala)
– Modelul caldurii nucleare are urmatoarele component e:Modelul RELAP5 si Modelul
SCDAP
Modelul RELAP5 al caldurii nucleare calculeaza atat puterea de fisiune imediata cat si
puterea rezultata din produsii de fisiune intarziati. Puterea de fisiune este calculata prin
aproximarea cineticii punctuale care considera ca puterea poate fi separata in functii de spatiu
si tim p. Puterea reziduala este calculata dupa Standardul 1979 ANS “Decay Heat Power in
Light Water Reactors”, ANSI/ANS -5.1-1979 . Utilizatorul defineste istoria puterii anterioare.
Modelul SCDAP al caldurii nucleare consta in principal din:
– Definirea de catre u tilizator a puterii de fisiune
– Puterea reziduala este calculat a dupa Standard ul ANS 1979
– Definirea de catre utilizator a istoriei puterii anterioare
– Incalzirea datorita Gam a.
Modelul caldurii reziduale tine seama de contributia la generarea de caldura a produsilor de
fisiune intarziati precum si de modificarea puterii rezidule la eliberarea produsilor gazosi de
fisiune din combustibil (gaze nobile, peste 2500K) , ecuatia (7):
(7)
Unde:
QD (T1) = puterea reziduala la momentul T1 (W/m3)
fr = factor de reducere datorata pierderii produsilor de fisiune volatili
1 1
023
11 11TQ dTTQ eEGfTQAT
pTT
i
Gr
Di 

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
72 G = factor de corectie pentru captura de neutroni
Ef = energia prompta pe fisiunea de U235 (181,33 Mev / fisiune)
αi = constanat a pentru grupul empiric i (Mev / fisiune·s)
λi = const anta pentru grupul empiric (1/s)
QA (T1) = puterea actinidelor (U239, Np239) (W/m3) – evaluata de corelatia din
standardul 1979 ANS
T = timpul de functionare (s)

Modelul caldurii generate prin oxidare
Rata de generare a caldurii prin oxidare depinde de rata de crestere a bioxidului de zirconiu
(ZrO 2). Rata de crestere a ZrO 2 in functie de temperatura este calculata cu ajutorul a mai
multor corelatii , asa cum se prezinta si in Fig. 3-3.

Fig. 3-3: Rata de crestere a ZrO 2, calculata cu diferite corelatii
Modelul oxidarii materialelor
Oxidarea materialelor se considera ca se comporta in acord cu urmatoarea ecuatie (8), [57]:
𝑑𝛿
𝑑𝑡=𝐴
𝛿𝑒(−𝐵
𝑇) (8)
Unde:
δ = greutate granule sau grosimea stratului (kg/m2 sau m)
T = temperatura (K)
t = timp (s)
A, B = c onstante ale ratei parabolic e luate din MATPRO
Pentru o temperatur a constanta, aceasta ecuatie poate fi integrat a cu intervalul de timp Δt:

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
73 𝛿2− 𝛿02=2𝐴𝑒(−𝐵
𝑇) Δt (9)
Pentru zircaloy, sunt rezolvate trei ecuatii parabolice separate pentru cresterea masei de
oxigen si cresterea straturilor α si de ZrO 2. Pentru toate celelalte materiale, este calculat a
numai cresterea masei oxigenului .
Rata de generare a caldurii din oxid are, Q ox, este calculat a din cresterea de masa:
𝑄𝑜𝑥=𝑀
𝑀𝑂2ℎ𝑟𝑆𝑑𝑤
𝑑𝑡 (10)
Unde:
M(O2) = masa molecular a a oxigenului
M = masa moleculara a materialului
hr = caldura de reactie in J/kg de material reactionat
S = aria suprafetei originale (m2)
W = cresterea masei de oxigen pe unitatea de arie a suprafetei (kg/m2)
Rata de producere a hidrogenului si rata reducerii aburului sunt calculate din cresterea masei
de oxigen si sunt date de:
𝐻2̇=1
8𝑆𝑑𝑤
𝑑𝑡 (11)
𝐻2̇𝑂=9
8𝑆𝑑𝑤
𝑑𝑡 (12)
Procesul de oxidare este supus urmatoarelor trei limite:
– Prima : oxidarea este terminat a atunci cand materialul este oxidat complet, in cazul
zircaloy -ului atunci cand materialul este convertit in ZrO 2 iar pentru otel inox
atunci cand fierul este conv ertit in FeO 2 (ecuatia (13))
𝑤 ≤𝑀𝑂2
𝑀 𝜌𝑉
𝑆 (13)
– A doua limita : rata de oxidare este limitata de disponibilitatea aburului , (ecuatia
(14))
𝑑𝑤
𝑑𝑡≤8
9 𝑚̇
𝑆 (14)
unde ṁ este rata debitului masic de abur disponibil la suprafata oxidan ta;
– A treia limita : oxidarea este limitata de difuzia vaporilor de apa , ecuatia (15):
𝑁(𝐻2𝑂)
𝐴= 𝐵(𝐻2𝑂) 𝑃(𝐻2𝑂) (15)
unde:
N(H2O) = rata debitului masic molar (kg -mol/s)
A = aria suprafetei (m2)

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
74 B(H2O) = coeficientul de transfer de masa (kg -mol/s ·m2·Pa)
P(H2O) = presiunea partial a vaporilor de apa (Pa)
In functie de tipul de componenta sau structura modelata , urmatoarele ipoteze importante
sunt considerate:
– Ariile suprafetelor si volumele de material pot fi considerate pe baza geometriilor
cilindrice sau placa ;
– Modificarile de volum datorita oxidarii sunt considerate numai pentru zircaloy ;
– Pentru structurile cu mai multe straturi de material, incluzand straturi de material
inghetat (frozen material), se considera ca straturile exterioare de material
oxideaza complet inainte de oxidarea oricarui strat interior. Se considera de
asemenea ca odata ce stratul exterior este oxidat, acesta nu va inhiba curgerea
aburului catre straturile interioare, astfel ca ecuatiile ratei parabolic e pentru
straturile interioare sunt rezolvate, ignorand prezenta oricarui strat exterior
– Pentru tecile barelor combustibile, rupte sau balonate, sau ruperea unui strat
interior al unei component e “shroud”, definita de utilizator pr in input, ratele de
oxidare sunt duble in regiunea rupta, considerand ca straturile interioare si
exterioare ale tecii sau componentei shroud au aceasi rata de oxidare.
Intensificarea oxidarii datorita sfaramarii tecilor elementelor combustibile oxidate :
– Debrisul format din sfaramarea tecilor oxidate a fost observant, de exemplu, in
experimentele LOFT LP -FP-2, SFD -ST si CORA -12, in care s -a facut reudarea
(inundarea) fiecarui tip de zona activa.
– Examinarea post -iradiere a experimentului LOFT a pus in evid enta fragmente de
teci imprastiate prin blocajele superioare care s -au format in timpul inundarii
zonei.
– Acest model are doar intentia de a creste rata de oxidare datorita sfaramarii tecilor
elementelor combustibile in timpul re -inundarii zonei active.
– Acest model este activat local pe baza ratei de racire locale si a grosimii locale a
fazei beta a tecilor
– Oxidarea amplificata va fi calculat a atunci cand stratul exterior de oxid al unei
componente bara de combustibil se considera ca se sfarama. Aceasta se va
intampla cand:
o Grosimea fazei β mai mica sau egala cu 0, 1 mm
o Rata de racire mai mare decat zero pentru mai mult de 4 pasi de timp
consecutive, in zona de temperatura 1150 °K la 1560 °K.
Oxidarea debrisului
– Oxidarea debrisului este o continuare a oxidarii ce a inceput atunci cand materialul ce
oxideaza era in configuratia corespunzatoare barelor de combustibil intact.
– Rata de oxidare a debrisului este functie de configuratia debrisului.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
75 – Oxidarea debrisului poate sa influenteze semnificativ progresia degradarii si a
productiei de hidrogen care apare in timpul unui accident sever.
– Procesul de oxidare este reprezentat de ecuatia (16):
𝑑𝑤
𝑑𝑡= 𝑘𝑒𝑓𝑓
2𝑤 (16)
Unde:
w = cresterea masei de oxi gen pe unitatea de arie a suprafetei (kg O 2/m2)
t = timp (s)
Keff = constanta parabolic a efectiva pentru cresterea masei de ox igen
[(kg/m2)2/s]
– Rata de generare a caldurii este calculata de ecuatia (17):

𝑄=[(1−𝑓)∙𝐻𝑍𝑟∙𝐴𝑤𝑍𝑟
𝐴𝑤𝑂 2+𝑓∙𝐻𝑈𝑂2∙𝐴𝑤𝑈
𝐴𝑤𝑂 2]∙(𝑊1−𝑊0
Δ𝑡) (17)
Unde:
Q = caldura generata datorita oxidarii (W/m2)
HZr = caldura rezultata din reactia Zr (6,45 x 106 J/kg de Zr convertit in ZrO 2)
AwZr = masa atomic a Zr (91,22)
AwO2 = masa atomic a O 2 (32)
HUO2 = caldura de reactie a UO 2 asa cum este obtinuta din MATPRO (1,84 x
105 J/kg de (UO 2)3 convertit in U 3O8)
AwU = masa atomic a (UO 2)3 (810)

Modelul oxidarii tecilor de combustibil in abur
– Modelul Pawel -Cathcarth utilizat de la 1000 °K la 1800 °K
– Schimbarea fazei materialului tecii in jurul valorii 1800 °K determina schimbarea
cineticii oxidarii
– Modelul Urbanic -Heidrick utilizat de la 1850 °K pana la topirea tecii
– Epuizarea aburului luata in co nsiderare
– Modelul oxidarii in aer luat in considerare

Modelul de manta (“shroud”)/reflector
Structurile din zona activ a, altele decat barele de combustibil si barele de control , sunt
modelate cu ajutorul componentei de tip shroud/reflector . Principalele caracteristici ale
acestei componente sunt:
– Aceasta componenta reprezinta structur i cilindrice avand grosimea peretelui cu mult
mai mica decat raza cilindrului

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
76 – Aceasta component a modeleaza structur i de forma cilindrica din interiorul zonei
active a reactor ului
– Distributia de temperatur a in structura este calculat a utilizand ecuatia de baza a
conductiei caldurii
– Utilizatorul poate specifica un termen de generare interna de caldura
– Structura poate fi definit a ca multiple straturi de material, cu considerare a oxidar ii si
relocarii straturilor ca urmare a topirii
– Componenta manta/reflector necesita doua pana la trei seturi de conditii de frontiera,
in functie de configuratia specificata de utilizator . In configuratia minima, utilizatorul
trebuie sa specifice:
o Un volum hidrodinamic pe partea interna (in reactor) a componentei
o Un volum hidrodinamic pe partea exterioara (in reactor) a componentei.
o Suplimentar, utilizatorul poate specifica un volum hidrodinamic reprezentind
canalele de curgere incorporate in cadrul structurii.
– In situatia in care componenta atinge conditiile de topire si relocare, iar materialul
primar este zircaloy -ul, zircaloy -ul topit se relocheaza spre partea de jos a zonei active
intr-o regiune unde temperatur a suprafetei structurii este cu 200° K mai mica decat
temperatur a de solidificare a zircaloy -ului.
– In situatia in care materialul primar este otelul inoxidabil, materialul se topeste si se
relocheaza, interactionand cu baia de topitura si cu materialele periferice
– Structurile cu straturi exterioare sau care sunt compuse in intregime din materiale
non-zircaloy/non -fier pot fi de asemenea modelate . Totusi, ecuatiile cu rata de oxidare
trebuie sa fie specificate de utilizator si nu poate fi considerata relocarea de material
sau pierderea geometriei.
– Ambele modele cu topire si fara topire pot fi utilizate si pentru structuri in afara zonei
active a reactorului.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
77 4. ANALIZA ACCIDE NTULUI SEVER DETERMINAT DE SBO LA
CANDU -6
4.1 Metodologia de analiza
Analiza realizata in aceasta lucrare are in vedere un eveniment de initiere dincolo de baza de
proiectare a centralei CANDU -6, anume SBO. Acest eveniment, in anumite conditii de
accident , ce sunt precizate in Sectiunea 4.2 , dedicata prezentarii cazurilor selectate pentru
analiza, poate conduce la un accident sever.
Pentru analiza accidentel or dincolo de baza de proiectare, inclusiv accidente severe, se
recomanda o abordare mai realista, cu utiliz area unui cod de calcul “best -estimate” (cu o
simulare cat mai exacta a fenomenelor ) si utilizarea de date de intrare realiste , dar ipoteze de
analiza cu un anume grad de conservat orism si insotita dupa caz de o evaluare a
incertitudinilor si/sau calcule de senzitivitate. Aceasta abordare se reflecta in ipotezele de
analiza alese de utilizator, in selectarea modelelor, cat si in tratamentul datel or de intrare
utilizate pentru analiza.
In mod concret, pentru analiza accidentului SBO, scopul analize i realizate in cadrul acestei
lucrari este acela de a identifica modul de evolutie al accidentului SBO la reactorul de tip
CANDU -6, in mai multe seturi de conditii de accident, si verificarea prin calcul a conditiilor
de implementare a unor masuri de manage ment al accidentelor severe la o centrala nucleara
de tip CANDU -6, inclusiv prin propunerea studi erii unei noi masuri de management al
accidentului . Necesitatea si acceptabilitatea masurilor de management al acestui tip de
accident vor fi verificate prin analiza modului in care se comporta centrala CANDU -6 in
diferite le scenarii de accident sever considerate.
Secventa de evenimente in cazul unui accident SBO, fara creditarea unor masuri de stopare a
accidentului prin asigurarea unei surse de racire (cazul de referinta), a fost prezentata succin t
in Capitolul 2.6 iar fenomenele asteptate in cazul producerii unui astfel de eveniment sunt
prezentate in Capitolul 2.5 a acestei lucrari . De altfel, o prezentare mai in detaliu a scenariului
SBO, precum si a principalelor ipoteze de analiza si criterii utilizate se gasesc in documentul
IAEA [11].
Pentru analiza evenimentului SBO la o centrala de tip CANDU -6, pentru scopul mentionat, s –
a utilizat codul de calcul RELAP/SCDAP SIM varianta MOD3.6 (a), cod de calcul disponibil
la Universitatea Politehnica Bucuresti. Descrierea acestui cod de calcul si a principalelor
modele utilizate in analiza accidentului sever s -a realizat in Capitolele 3.3 si 3.4. Principalele
elemente care au stat la baza selectarii acestui cod si caracteristicile care -l recomanda pentru
utilizarea in prezenta analiza sunt prezentat e in Capitolul 4.3.
Descrierea modele lor specifice utilizate pentru reactorul CANDU si prezentarea sc hemelor
nodalizate se gases c in Capitolul 4.4. De asemenea, in Capitolul 4.4.2 este prezentata
contributia autorului tezei la imbunatati rea unor modele de intrare utilizate in analiza SBO si
crearea chiar a unui model de vane de depresurizare voluntara a PHTS , realizate cu scopul de

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
78 a atinge obiectivele propuse pentru teza de doctorat , legate de managementul accidentului
SBO .
Ipotezele utilizate in analiza sunt descrise la prezentarea fiecar ui caz analizat in parte.
Conditiile initiale considerate sunt c ele corespunzatoare unei centrale CANDU -6 ce
functioneaza la putere nominala, combustibil la echilibru.
Criteriile de defectare utilizate in analiza sunt cele definite in Capitolul 4.5 al acestei lucrari.
In analiza SBO au fost folosite ipoteze conservative cu privire la disponibilitatea mijloacelor
de prevenire a accidentelor severe si de atenuare a efectelor lor, mijloace ce nu au fost
creditate initial pentru a determina evolutia accident ului. Fata de cazul de referinta mentionat,
analiza c onsidera si unele mijloace de prevenire s i atenuare a accidentului sever ce po ate
altfel evolua dintr -un eveniment SBO , inclusiv a unora care nu au mai fost analizate pana in
prezent, pentru a determina eficienta acestora in prevenirea pierderii geometriei zonei active
si stoparea evolutiei accidentului la cel mult nivelul unui accident sever cu deterioare limitata
a zonei active. Cazurile analizate sunt prezentate in Capitolul 4.2.

4.2 Cazurile analizate
Cazurile considerate in analiza sunt:
A. Cazul de referinta (fara creditarea unei surse de racire);
– scopul analizarii acestui caz este de a determina evolutia in timp a accidentului
rezultat din SBO , pentru a identifica masurile necesare pentru managementul
accidentului precum si timpii de implementare, in functie de conditii si de
disponibilitatea mijloacelor .
B. Asigurarea depresurizarii generatorului de abur si introducerea de apa de racire in SG;
se vor analiza mai multe cazuri, atat pentru depresurizarea in conformitate cu cerintele
din pr ocedurile de operare cat si pentru aplicarea intarziata a acest or masuri de
management .
Scopul acestei analize este acela de a verifica daca depresurizarea SG, chiar intarziata ,
urmata de introducerea de apa de racire dupa depresurizare in SG -uri mai este
eficienta pentru prevenirea aparitiei unui accident sever, prin :
– Asigurarea extragerii caldurii din agentul de racire primar, la un nivel care sa
permita racirea suficienta si stabila a combustibilului .
– Depresurizarea PHTS pana la valoarea la care se poate introduce apa din
treapta de inalta presiune a ECCS (cca. 4,1 MPa in ROH -uri) pentru refacerea
inventarului de agent de racire primar pierdut, daca este cazul.
Trebuie mentionat faptul ca in prezent pentru prevenirea unui accident sever , ca
urmare a unui eveniment SBO, au fost luate toate masurile pentru asigurarea SG ca
sursa rece ([ 71]), prin depresurizarea SG si crearea conditiilor de introducere apa in
SG din rezervorul de stropire (cum ar trebui sa se intample in mod normal, la
aproximativ 30 -35 de minute de la debutul accidentului), iar apoi prin sistemul de

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
79 asigurare a apei in caz de urgent a, EWS (Emergency Water Supply). Depresurizarea
SG se realizeaza fie prin auto -depresurizarea SG la indeplinirea conditiilor cerute , fie
manual de catre opera tor. Auto -depresurizarea se realizeaza atunci cand, in cel putin 2
SG-uri, nivelul apei scade sub valoarea de -2.6 m (relativ la nivelul de referinta , adica
circa 9 m deasupra placii tubular e a SG ) si se mentine sub aceasta valoare pentru 20
de minute consecutive; autodepresurizarea este conditionata de presiunea in colectorul
de apa de alimentare al SG, care trebuie sa fie mai mica de 4,93 MPa(a), (fapt ce
indica lipsa debitului de apa de alimenta re). In aceste conditii, se deschid 8 MSSV -uri
(care au rezerva de aer instrumental, iar actionarea vane lor este disponibila, Clasa I si
Clasa II de alimentare cu energie electrica fiind disponibile in caz de SBO ). Scopul
autodepresurizarii este acela de a reduce presiunea in SG sub valoarea de 3,45 bar
pentru a permite curgerea gravitationala a apei din rezervorul de stropire prin vanele
de izolare ale sistemului BMW (Boiler Water Supply), [ 71]. Aceste armaturi se
deschid, deschiderea lor fiind conditionat a de presiunea din anvelopa, care nu trebuie
sa fie mai mare de 0,0345bar. In afara autodepresurizarii SG, vanele pneumatice de
izolare BMW pot fi operate manual , atat din camera de comanda secundara cat si
local, pentru a asigura apa de racire a SG din re zervorul de stropire. Acesta poate
asigura un inventar minim de 2000 m3 de apa. Conform [ 71], debitul gravitational de
apa la toti SG este de aproximativ 43 l/s, conside rand nivelul maxim de apa in
rezervorul de stropire, care scade progresiv pe masura ce apa este furnizata SG. EWS
poate de asemenea asigura un debit total de aproximtiv 30 l/s la SG. Pentru
introducerea apei in SG-uri este insa esentiala depresurizarea acest ora, prin
deschiderea MSSV -urilor si pastrarea lor in pozitie deschisa, prin blocarea manuala
locala cu un dispozitiv special prevazut.
Cazurile analizate au avut in vede re si o depresurizare si o alimentare cu apa intarziata
a SG, si anume dupa uscarea SG (la cel putin 2 ore de la initierea SBO), si dupa
reducerea inventarului de agent pr imar prin deschiderea LRV -urilor/RV -urilor.
Se vor analiza urmatoarele cazuri:
a. Depresuriza rea SG conform cu proiectul; se simuleaza depresurizarea SG la
2200 s de la initierea SBO si la 2300 s (100 s mai tarziu) se simuleaza
introducerea de apa in SG -uri.
Pentru acest caz s -a considerat doua seturi de date de intrare in ceea ce
priveste debit ul de apa de racire introdus a in SG:
i. Debit total de 30 l/s, pentru cele 4 SG -uri (7,5 l/s pe un SG) , pana la
20000 s, iar apoi debitul se reduce la 18 l/s, pana la sfarsitul simularii
(38000 s), pentru a determina eficienta SG ca sursa rece, inclusiv in
conditii de debit de apa de racire redus;
ii. 40 l/s total pentru cele 4 SG -uri, pana la sfarsitul simularii de 35000 s.
Se analiz eaza acest caz de depresurizare a SG -urilor si introdu cerea de apa de
racire in SG -uri, realizata in conform itate cu procedura de operare specifica
dezvoltata (cel putin la CNE Cernavoda) ca raspun s la un eveniment SBO ,
pentru a determina eficienta acestei masuri , utilizand un mijloc de calc ul

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
80 alternativ celor deja utilizate ( MAAP4 -CANDU, [39]), si pentru a determina
influenta debitului de apa de racire introdus asupra eficientei masurii de
management a accidentului considerate. Acest caz se compara de asemenea cu
cazurile de depresurizare intarziata a SG, pentru a determina eficienta relativa
a acestora.
b. Depresurizarea SG dupa 2 ore (7200 s) de la initierea SBO, cu introducerea
de apa in SG la 100 s dupa initierea depresurizar ii;
c. Depresurizarea SG dupa 2,5 ore (9000 s) de la initierea SBO, cu introducerea
de apa in SG la 100 s dupa initierea depresurizar ii;
d. Depresurizarea SG dupa 3 ore ( 10800 s) de la initierea SBO, cu introducerea
de apa in SG la 100 s dupa initierea depresurizar ii;
Pentru simularea introducerii de apa in SG dupa depresurizare, pentru cazurile
b, c, si d s-a considerat un adaos de 30 kg/s, pentru toate cele 4 SG (7,5 kg/s
pentru 1 SG), la o presiune de 5 bar, acoperitor atat pentru cazul alimentarii
SG din bazinul de stropire cat si cu EWS .
C. Depresurizarea tarzie, voluntara a circuitului primar, prin deschiderea a 2 vane de
depresurizare, special instalate in PHTS in acest scop (acesta este un studiu, vanele
mentionate nu exista in proiectul actual de CANDU) . Modelul v anelor de
depresurizare voluntara a PHTS este prezentat in Capitolul 4.4.2. Cazurile de
depresurizare voluntara a PHTS analizate in lucrare sunt:
a. depresurizarea voluntara a PHTS la 2,5 ore de la initierea SBO (9000s) ,
b. depresurizarea voluntara a PHTS la 3 ore (10800s) ,
c. depresurizarea voluntara a PHTS la 3,5 ore (12600s) .
In cazul depresurizarii voluntare a PHTS, trebuie avute in vedere urmatoarele aspecte:
– Pentru a fi eficienta, depresurizarea PHTS trebuie insotita de masuri de
asigurare a unui debit de apa de racire in circuitul primar, suficient de mare
pentru a asigura racirea combustibilului. Apa in PHTS ar putea fi asigurat a,
dupa depresurizare, cu ajut orul ECCS . Conditiile minime necesar a fi
indeplinite pentru ca ECC sa poata realiza racire a combustibilului prin injectia
de apa in PHTS sunt:
o presiune in PHTS sa fie suficient de mica pentru initierea treapt ei de
inalta presiune a ECCS (HP-ECC ): presiun ea in ROH s trebuie sa fie mai
mica decat cca. 4,1 MPa ;
o un semnal de conditionare LOCA prezent ;
o o cale de evacuare a apei calde din PHTS (altfel PHTS se poate presuriza
la loc, dupa un timp) : o spartura sau o vana de mari dimensiuni deschisa ;
o energie electrica pentru actionarea vanelor ECCS (Clasa I, Clasa II) si a
pompelor ECC pentru treapta LP -ECC;

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
81 o apa de racire la schimbatorul de caldura al ECCS (deci apa tehnica de
racire si pompe disponibile pe sistemul de apa tehnica)
o nivel suficient d e apa in basa reactorului ( “sump” ) pentru LP -ECC.
– Se considera ca d epresurizarea nu este indicat sa se realizeze prea devreme,
adica nu atata vreme cat mai exista suficient inventar de agent de racire in
PHTS care asigura extragerea caldurii de la c analel e de combustibil, intarziind
astfel cresterea excesiva a temperaturii acestora si deci ruperea lor. La baza
acestei judecati , ce trebuie verificata prin analiza, se au in vedere si
urmatoarele motive:
o LRV -urile/RV -urile descarca continuu agent primar in an velopa, daca nu
s-a realizat deja depresurizarea generatoarelor de abur si introducerea de
apa din rezervorul de stropire. Descarcarea de abur in anvelopa va
conduce la cresterea graduala a presiunii in anvelopa. Aceasta crestere de
presiune in anvelopa va conduce cel mai probabil la actiunea sistemului
de stropire, ceea ce va crea conditiile pentru punerea in functiune a
treptei de joasa presiune a ECC (apa in basa reactorului ), daca mai tarziu
alimentarea cu energie este restabilita . In conditiile in care presurizarea
anvelopei reactorului nu este suficient de mare pentru a determina
initierea stropirii inainte de deschiderea voluntara a vanelor de
depresurizare a PHTS, agentul de racire primar descarcat prin aceste
vane vor presuriza suficient atmosfera a nvelopei pentru initierea
stropirii.
o Depresurizarea PHTS prin deschiderea unor vane mari, prea devreme,
poate conduce la un varf de presiune in anvelopa, nedorit; prin reducerea
debitului maxim descarcat prin aceste vane de depresurizare va scadea
cel mai probabil si valoarea cresterii de presiune in anvelopa. Aceasta
ipoteza trebuie verificata prin calcul ul termohidraulic al anvelopei , ca si
precedenta.
o O depresurizare mai intarziata are avantajul ca exista timpul necesar de a
incerca (pana la momentul la care se considera ca nu mai este indicat)
depresurizarea SG urmata de adaosul de apa de racire. De asemenea,
aceasta depresurizare voluntara mai tarzie a PHTS da tim pul necesar
operatorului centralei de a pune in functiune mijloace neconventionale
de asigu rare a alimentarii cu energie electrica , precum Generatoare
Diesel Mobile, prevazute mai nou la centralele CANDU, inclusiv la
CNE Cernavoda, [ 71]. Actiunea acestora este creditat a dupa 2,5 -3 ore de
la initierea SBO si poate crea disponibilitatea unor echip amente precum
pompele ECC , EWS, si sistemului cu apa tehnica de racire, etc.
Depresurizarea PHTS trebuie realizata tarziu, numai in conditiile in care nu s -a reusit
depresurizarea SG in timp util , urmata de asigurarea unui debit suficient de apa pentru
ca SG sa devina sursa rece eficienta pentru agentul de racire primar .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
82 Scopul propunerii unui astfel de mijloc de management al accidentului sever , de
depresurizare voluntara a PHTS, este acela de a depresuriza circuitul primar pentru
asigurarea conditiilor necesare pentru actionarea (automata sau manuala) a HP-ECC ,
fara ruper ea canalelor de combustibil sub presiune (ce s -ar produce inevitabil altfel) ,
pentru pastrarea geometriei zonei active un timp cat mai indelungat si crearea unor
ferestre de timp pentru operator de implementare a masurilor de management al
accidentului . Modul de realizare al acestei depresurizari va fi discutat mai pe larg la
sectiunea de modelare , 4.4.2 . Alte posibile beneficii ale acestei depresurizari, dar si
limitarile identificate , se vor discuta dupa realizarea calculelor , in Capitol ele 5.3.3 si
6, dedicat e concluziilor analizei .
Este de remarcat faptul ca problema depresurizarii (sau mai degraba a lipsei
depresurizarii) circuitului primar la CANDU a mai fost pusa in discutie. Astfe l, in
referinta [42], autorul acestei lucrari considera ca vanele de descarcare de siguranta
prevazute la unele centrale CANDU nu sunt adecvat dimensionate (LRV -urile
inseriate cu RV -urile de la DGC nu pot asigura descarcarea de abur pro dus in canalele
de combustibil) si ca astfel exista riscul ruperii incintei sub presiune a PHTS, datorita
suprapresurizarii, in locuri precum tubulatura generatoarelor de abur, ceea ce poate
conduce la crearea unei cai directe de evacuare a produsilor radioactive din zona
activa catre mediul exterior al cladirii reactorului (“containment breach”) sau cel putin
la o comportare a centralei in accident diferita fata de ceea ce se crede in prezent.
Lucrarea [42] mai reclama de asemenea faptul ca reactoarele CANDU nu au o cale
directa de eliberare a suprapresiunii din PHTS, in concordanta cu cerintele codului
ASME – Secti unea III, NB -7000 , paragraf 7141 , si considera ca este necesara
redimensionarea in consecinta a vanelor de descarcare de siguranta a PHTS.
Studiul realizat in prezenta teza de doctorat nu are in vedere verificarea prin calcul a
capacitatii de descarcare a seriei de vane LRV – RV, redimensionare a acestor vane
sau verificarea conditiilor de rupere a tubulaturii SG. Prezentul studiu si -a propus
analiza prin calcul a eficientei depresurizarii PHTS in realizarea conditiilor necesare
pentru punerea in functiune a unei surse de racire a combustibilului, precum ECC, in
caz de SBO, in cazul in care nu s -a reusit asigurarea racirii cu SG -urile, pentru
prevenirea ruperii ca nalelor de combustibil si a tuturor efectelor rezultate din aceasta
rupere , si identificarea ferestrelor de timp pe care operatorul le are la dispozitie pentru
asigurarea sursei de racire a combustibilului in caz de SBO .
Se mentioneaza ca in nici unul din cazurile C analizate nu se simuleaza in prezenta
lucrare si introducerea de apa de racire in PHTS. Aceasta va reprezenta o posibila si
necesara continuare a studiului realizat in teza de doctorat.

4.3 Selectarea codului de calcul si modele de cod utilizate in analiza
Codul de calcul RELAP/SCDAP SIM a fost validat in mod extensiv pentru fenomenele
specifice pentru zona activa a reactorului LRW , cele mai multe aplicandu -se si in cazul
reactorului CANDU. Cele mai importante din m odelele aplicabile sunt prezenta te in
Capitolul 3.4. P entru analiza accidente lor severe, codul RELAP/SCDAP SIM nu are modele
pentru fenomenele specifice din afara vasului reactorului. In ceea ce priveste u tilizarea

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
83 codului RELAP/SCDAP SIM pentru analiza accidentelor baza de proiect cat si a celor dincolo
de baza de proiectare, inclusiv a accidentelor severe la CANDU , acest cod, deosebit de
flexibil, a fost utilizat in realizarea mai multor analize pentru accidente la central e nucleare
echipate cu reacto are CANDU de -a lungul timpului, asa cum s -a prezentat in Capitolul 3.3.
Codul de calcul RELAP/SCDAP SIM contine modele complexe care simuleaza fenomenele
ce apar atat in functionarea normala cat mai ales in timpul desfasurarii unui accident (cele
mai complicate fiind legate de accidentele severe). Modelele si ecuatiile utilizate de codul de
calcul RELAP/SCD APSIM si explicatii detaliate despre modul in care diferitele fenomene
identificate sunt considerate, precum si modul in care sunt tratate transferul de masa si
energie si reactiile termo -chimice si termo -mecanice, sunt prezentate in detaliu in [ 51] si [52].
Modelele de RELAP5 din cadrul codului RELAP/SCDAP SIM calculeaza raspunsul general
termohidraulic al circuitului primar, comportarea sistemelor de control, cinetica reactorului,
comportarea componentelor special e ale sistemelor cu functii de securitate, precum armatur i
si pompe. Modelele SCDAP calculeaza comportarea zonei active si a structurilor din vasul
reactorului in conditii normale si de accident , [72]. Portiunea SCDAP a codului
RELAP/SCDAP SIM include modele ale componentelor reactorului, selectabil e de catre
utilizator, pentru barele de combustibil de tip LWR, barele de control din Ag-In-Cd si B4C,
elementele de control BWR, simulatoare ale barelor de combustibil incalzite electric, si
structuri generale ale zonei active si vasului reactorului. Mode lele calculeaza progresia
accidentului in zona activa a reactorului: incalzirea, oxidarea si topirea barelor de combustibil
si barelor de control, balonarea si ruperea tecilor elementelor (sau barele) combustibile,
eliberarea produsilor de fisiune din barele de combusti bil si dezintegrarea barelor
combustibile in debris poros si material topit. Portiunea SCDAP a codului include de
asemenea modele care trateaza etapele t arzii ale acci dentului sever incluzand formarea
patului de debris si acumularea de topitura, interactiunea dintre debris si vasul reactorului,
precum si ruperea vasului reactorului (prin fluaj ) [72].
Codul RELAP/SCDAP SIM a fost utilizat pe scara larga in analize realizate pentru LWR, dar
s-a considerat o provocare extinderea a cestuia astfel incat sa tina seama si de elementele
specifice ale PHWR. Unele din caracteristicile PHWR ( mai ales CANDU , din cauza
orientarii orizontale a vasului calandria si canalelor de combustibil ) nu pot fi reprezentate in
mod corect atunci cand se utilizeaza versiunea comerciala a codului,
RELAP/SCDAPSIM/M OD3.4. De aceea, au fost introduse in ve rsiunea de cod
RELAP/SCDAPSIM/MOD 3.5 cateva extensii , care fac parte din versiunea identificata ca
MOD3.6, ce va ingloba toate noile caracteristici specifice PHWR (CANDU si ATUCHA –
centrala nucleara de tip PHWR din Argentina). Aceste modificari includ: modelarea
transfe rului de caldura prin radiatie intre doua canale de combustibil, oxidarea peretelui
exterior al canalului de combustibil, comportarea acumular ii de topitura ( “molten pool ”) si
relocarea si prabusirea zonei active ce cuprinde canale de combustibil separate (relocarea pe
fundul vasului reactorului de indata ce temperatura de topire a combustibilului este atinsa , si
transferul de caldura catre fundul vasului reactorului ). Modelarea acestor fenomene specifice
PHWR se adauga modelelor aplicabile atat LWR cat si PHWR (oxidarea, topirea, transferul
de caldura, etc.) .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
84 Avand in vedere modelele codului RELAP/SCDAP SIM, analiza SBO la CANDU cu acest
cod se realizeaza in doua etape. In prima etapa este modelata intreaga central a (acele sisteme
si echipamente cu rol in progresul si atenuarea accidentului) , pentru a studia modul in care se
comporta centrala CANDU -6 pana la momentul la care apare colapsul zonei active. In a doua
etapa, odata ce canalele de combustibil sfaramate au colapsat pe fundul vasului calandria,
debris -ul si peretii vasului calandria sunt modelati utilizand Modulul COUPLE. Deoarece nu
intra in obiectul studiului realizat in lucrare comporta rea debrisului pe fundul vasului
calandria, cu racirea sau topirea acestuia, aceasta a doua etapa nu este considerat a in analiza
realizata. Fenomenele specific e au fost insa succint prezentate in Capitolul 2.5.6 si pentru
modul de comportare a debrisului i n patul terminal (pe fundul vasului calandria).

4.4 Schema nodalizata, modele si date de intrare specifice CANDU -6
Schemele nodalizate utilizate sunt specifice modului de lucru al codului de calcul
RELAP/SCDAP SIM si reactorului CANDU -6.
Pentru realizarea analizei SBO s -au utilizat urmatoarele modele si date de intrare, sustinute de
scheme nodalizate specifice reactorului CANDU -6, dezvoltate de specialistii romani si
folosite in diferitele analize realizate pana in prezent cu utilizarea ac estui cod de calcul:
– Modelul de circuit primar (2 treceri, 4 bucle)
– Modelul de control al presiunii: presurizor, condensator degazor, vane de descarcare
pentru protectia la suprapresiune ( LRV -uri, PV-uri pentru protectie presurizor, vane
de descarcare flui d din condensator degazor, RV – Relief Valve) .
– Model de depresurizare voluntara a circuitului primar prin deschiderea a doua
vane de depresurizare special prevazute (model nou adaugat de autor, vezi
Capitolul 4.4.2)
– Model parte secundara generator de abu r (SG), model apa de alimentare, model
descarcare abur din SG – descarcarea prin turbina, ASDV -uri, CSDV -uri, MSSV -uri.
– Model de canal combustibil
– Model vas calandria
Datele de intrare utilizate sunt pentru o centrala cu reactor CANDU -6 generic , dar in analiza
au fost considerate de asemenea unele masuri de prevenire si stopare a evolutiei accidentelor
severe, propuse si implementate la unele centrale CANDU -6, in special dupa accidentul
nuclear de la Fukushima Daiichi . Datele de intrare utilizate in a naliza intregului circuit al
PHTS si a zonei active a reactorului CANDU sunt foarte multe si descriu , in fisierul dedicat
analize i regimului stationar , practic intreaga zona modelata din centrala, si se refera atat la
descrierea geometriei SSCE modelate, a materialelor utilizate cat si la prezentarea
parametrilor de operare ale SSCE modelate. Datele de intrare utilizate pentru realizarea
modelelor de intrare ale centralei CANDU au fost colectate in timp , de utilizatorii romani
care au creat si imbunatatit c ontinuu aceste modele , pregatite in conformitate cu indicatiile
din manualul de utilizare si indrumar ile furnizat e de dezvoltatorii codului
RELAP/SCDAP SIM, ([51], [56]) . O selectie a unor date reprezentative ale unui reactor

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
85 CANDU -6, utilizate in pregatire a fisierelor de date de intrare utilizate in analiza realizata este
prezentata in Tabelul 4-1.
Cea mai mare parte a datelor de intrare, care descriu de fapt instalatia modelata , se gasesc in
fisierul de date de intrare utilizat pentru simularea regimului stationar, obligatoriu pentru
orice analiza realizata. Datele de intrare care simuleaza un eveniment sau o secventa de
accident sunt continute in fisierul de date de intrare pentru regimul tranzitoriu, sau in cel de
restart (Ref. [56 ]).
Tabel ul 4-1: Date de intrare coresunzatoare zonei active a reactorului CANDU -6

Parametru Unitate masura Valoare
Putere termic a totala reactor CANDU -6 MW ~2060
Nr canale orizontale – 380
Putere maxim a canal MW 7,042
Putere medie canalul MW 5,42
Num ar de fascicole in canalul de combustibil – 12
Num ar de elemente combustibile in fascicol – 37
Lungime fascicol m 0,495
Diametru exterior teac a 0.01308 m 0,01308
Diametru pastil a m 0,01215
Intersti tiu mm 0,005
Diametru interior Tub de Presiune m 0,1034
4.4.1 Schema nodalizata si modele utilizate pana in prezent pentru CANDU -6
Schema nodalizata a circuitului primar al centralei CANDU -6 trebuie sa tina seama de
caracteristicile geometrice si functionale ale acestuia, sa aiba in vedere elementele
constitutive (conducte, canale de combustibil, pompe, generatoare de abur , etc.) si modul in
care codul de calcul selectat pentru analiza le poate considera. O prezentare schematizata 3D
a reactorului CANDU -6 impreuna cu circuitul primar este prezentata in Fig. 4-1.
Modelul centralei include reprezentarea pentru cele doua bucle ale circuitului primar, a
canalelor de combustibil, feederilor si fitingurilor de capat, colectoarelor de iesire, pompe ale
circuitului primar, presurizor, generatoare de abur precum si un model simpli ficat al partii
secundare si modelul simplificat al sistemului de reglare presiune si inventar PHTS . In
general, toate componentele mentionate sunt modelate utilizand componente RELAP5,
exceptie fac combustibilul si canalele de combustibil, care sunt model ate cu SCDAP pentru a
captura cat mai bine raspunsul termic al acestora, precum si patul de debris de pe fundul
vasului calandria care este modelat cu Modulul COUPLE (si nu face parte din aceasta
analiza).
Schema de nodalizare a PHTS (Sistemul Primar de Tr ansport al Caldurii ) este prezentata in
Fig. 4-2 (conform [11], [72 ]). In acest model s -au utilizat cate doua canale caracteristice
hidrodinamice pentru fiecare trecere, opt canale in total. Fiecare canal reprezentativ este
impartit in 12 volume de control . Cele doua canale caracteristice hidrodinamice pe o trecere

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
86 reprezinta canalele medii pentru fiecare trecere, localizate in jumatatea superioara respectiv
inferioara a vasului calandria , CV. Pierderile de caldura din PHTS in atmosfera anvelopei
sunt model ate cu ajutorul modelelor RELAP specifice.

Fig. 4-1: Prezentarea schematizata a circuitului primar la CANDU -6

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
87 Schema nodalizata prezentata in Fig. 4 -2 cuprinde de asemenea zonele modelate din sistemul
de reglare a presiunii si inventarului PHTS si vanele care asigura protectia la suprapresiune a
PHTS .

Fig. 4-2: Schema nodalizata a circuitului primar la CANDU -6

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
88
Schema de nodalizare a generatorului de abur si liniilor de abur cuprinde pentru partea
primara a SG nodalizarea tuburile U, care sunt impartite in cate 8 noduri separate si de
asemenea exista noduri prevazute pentru camerele de apa de intrare si iesire. Partea secundara
cuprinde volume pentru economizor, riser, separator, dom de abur, downcomer, discretizate
intr-un numar diferit de noduri pentru a modela cat mai adecvat performantele SG. Turbina si
condensatorul sunt reprezentate prin volume de tip „time -dependent” (Ref. [56]) . Apa de
alimentare este injectata in economizorul SG, iar in acest scop sunt utilizate pentru simulare
un v olum de tip „time -dependent” , care asigura temperatura ca si conditie la frontiera,
precum si o jonctiune de tip „time -dependent”, care furnizeaza debitul de apa de alimentare.
Cele 37 de elemente combustibile ale unui ansamblu combustibil, tubul de presiu ne (PT) si
tubul calandria (CT) sunt modelate utilizand componente ale zonei active SCDAP, asa cum
se prezinta in Fig. 4-3. Toate elementele combustibile care apartin aceluias i ansamblu
combustibil sunt considerate ca avand aceeasi putere, aceasta simplifi care fiind necesara
pentru mentinerea timpului de calcul la o valoare rezonabila , dar si acceptabila din punct de
vedere al rezultatelor . Calcule mai detaliate pentru canalul de combustibil, inclusiv cu
utilizarea unor modele mai apropiate de realitate (de exemplu in ceea ce priveste distributia
de putere) se pot realiza cu ajutor ul analizei de canal singular. Astfel de analize de canal
singular au fost realizate in lucrarile [63 ], [64], s.a; autorul tezei a realizat de asemenea o
astfel de analiza in cadru l lucrarii [69 ].

Fig. 4-3: Reprezentarea schematica si modelul de canal de combustibil la CANDU -6
Canalul de combustibil la reactorul CANDU -6, reprezentat de ansamblul format din tubul de
presiune (realizat din aliaj de Zr –2.5%Nb), regiunea inelara plina cu gaz (CO2) dintre PT si
CT, precum si tubul calandria CT (realizat din Zircaloy 2) a fost modelat utiliz and
componenta de tip manta (“shround”) din SCDAP, [60]. Fata interioara a mantalei, PT, este
conectata termic la inelul exterior al canalului hidrodinamic si schimba energie prin radiatie
cu inelul cel mai dinspre exterior al ansamblului combustibil, in t imp ce fata exterioara a
mantalei (CT) schimba caldura cu moderatorul. Moderatorul este simulat ca un volum mare
de apa grea stagnanta la presiune si temperatura joasa. Modelul de moderator pentru
SCDAP/RELAP5 a fost realizat simplu, similar cu cel utiliz at in codul CHAN II, asa cum se
descrie in [60]. Proprietatile termohidraulice pentru apa grea din moderator sunt luate din
bibliotecile RELAP/SCDAPSIM. In cazul in care presiunea este ridicata, intr -o faza in care

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
89 apare incalzirea canalului de combustibil , tubul de presiune se poate deforma uniform si
contacta tubul calandria, stabilind astfel o cale eficienta de transfer de caldura de la
combustibil la moderator.Tipul de deformare initial al canalului in cazul SBO este cel de
balonare (umflare a ansamblul ui PT/CT). La presiune joasa, mecanismul dominant pentru
deformarea tubului de presiune este sagging -ul, care apare la o temperatura a tubului de
presiune mai mare de 850°C in care contactul dintre PT si CT este la un unghi α de peste 0
grade, ca in Fig. 4 -4 (conform [60]). Acest tip de deformare este adoptat pentru perioada de
dupa depresurizarea PHTS, in conditiile incalzirii canalului si lipsei de agent de racire in
canalul de combustibil.
Cele 12 ansambluri din canalul de combustibil sunt modelate ca no duri axiale ale canalului.
Modelarea transferului de caldura in stratul de gaz a componentei shroud, pentru a tine seama
de fenomenul de lasare (sagging) a tubului de presiune, a fost realizata alterand
conductivitatea termica a materialului declarat in datele de intrare , care simuleaza bioxidul de
carbon (CO 2) din interiorul spatiului inelar . Astfel, transferul de caldura mai intens datorat
fenomenul de „sagging” este calculat prin multiplicarea valorii conductivitatii termice a
gazului cu o constanta. Tr ansferul de caldura depinde de gradul de contact dintre PT si CT,
in ca zul SBO utilizandu -se un unghi de contact intre 5 si 120 grade contact intre cele doua
tuburi . Modul de calcul a transferului de caldura prin spatial inelar precum si validarea
acestui model este explicat in detaliu in [60].

Fig. 4-4: Tub de presiune lasat, in contac t cu tubul calandria.

Pentru a simula raspunsul termic al canalelor de combustibil, au fost considerate cate patru
canale reprezentative pentru o trecere , deci 16 canale in total . Doua canale reprezentative,
modelate ca si componente SCDAP, sunt legate la un canal caracteristic hidrodinamic,
modelat ca compenenta RELAP5. Pentru fiecare trecere prin zona activa, canalele de
combustibil sunt grupate in conformitate cu elevat ia lor, independent de puterea lor.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
90 Vasul calandria este modelat ca doua componente de tip conducta („pipe”), cu trei sub –
volume, avand orientarea verticala. Fiecare componenta de tip conducta simuleaza jumatate
din volumul vasului calandria, reprezentan d moderatorul ce inconjoara canalele de
combustibil ale unei bucle a PHTS . Volumele asemanatoareale celor doua conducte paralele
ce simuleaza volumul moderatorului, sunt conectate prin jonctiuni transversale. Cele patru
conducte de descarcare a presiunii d in vasul calandria („coarnele” calandriei), sunt modelate
ca si o componenta de tip conducta, cu trei sub -volume, avand orientare verticala. Discurile
de rupere ale conductelor de descarcare a presiunii din calandria sunt modelate printr -o vana
de tip „tri p” care conecteaza vasul calandria cu anvelopa. Modelul vasului calandria este
prezentat in Fig. 4-5.

Fig. 4-5: Reprezentarea s chema tica si modelul vasului calandria la CANDU -6
4.4.2 Contributii la dezvoltarea modelelor utilizate in analiza
Schema de nodalizare si modelele uti lizate in analiza accidentelor baza de proiect si a
accidentelor dincolo de baza de proiectare la CANDU au fost dezvoltate cu contributia mai
multor experti romani, care au lucrat, in cadrul unor studii doctorale, proiecte nationa le sau
chiar internationale ([11]) la adaptarea codului de calcul RELAP5 si mai apoi a
RELAP/SCDAP SIM pentru utilizarea sa in analiza accidentelor la CANDU ([59], [60 ], [61],
[62], [64], [73], [74 ], s.a. ). Scopul fiecarei lucrari a fost diferit dar i deea de ansamblu a fost
aceea de a adapta un cod „best-estimate ”, pentru analiza accidentelor la centrala nucleara de
tip CANDU si de a gasi o alternativa la utilizarea codurilor de calcul specifice CANDU, de
tip integralist utilizate in prezent inclusiv de proi ectantul acestui tip de reactor – AECL
(Atomic Energy Canada Limited) , pentru a permite o analiza independenta, care sa confirme
rezultatele analizelor realizate pentru acest tip de proiect. In acelasi timp, codul de calcul
RELAP5 si apoi RELAP/SCDA PSIM au fost in timp mult mai accesibile specialistilor
romani, inclusiv in cadrul Universitatii Politehnica din Bucuresti, decat codurile dedicate
analizei accidentelor la CANDU , precum CATHENA sau MAAP4 -CANDU.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
91 a. Imbunatatirea m odelul de vane de descarcar e lichid si abur din circuitul primar in
caz de tranzient de presiune:
Presiunea si inventarul in circuitul primar de transport al caldurii la CANDU este controlata
prin intermediul sistemului de control al presiunii si inventarului din PHTS (PIC–PHTS ).
Controlul se realizeaza in functie de regimul de operare al centralei. Astfel, pentru regim ul
normal , controlul se realizeaza cu ajutorul Programului de Control Presiune PHTS (HTC –
Heat Transport Control) . In cazul unui tranz ient care conduce la crester ea semnificativa a
presiunii peste valoarea normala de functionare , crestere care depaseste capacitatea HTC de
reglare a presiunii, protectia la suprapresiune a PHTS se realizeaza prin descarcarea unei
cantitati de lichid din PHTS in Condensatorul Degazor (DGC ), prin intermediul vanelor de
descarcare lichid LRV (Liquid Relief Valve s). Pentru aceast scop sunt prevazute 4 LRV -uri,
de 4” fiecare , doua din ele (PV3 si PV4) fiind conectate prin conducte la colectorul de iesire
al reactorului ROH3 , iar celelalte doua la ROH7, in cealalta bucla a circuitului primar. In
conditii de accident, este posibil ca presiunea in circuitul primar sa scada initial ca urmare a
descarcarii de lichid din PHTS in DGC , ca apoi sa creasca din nou ca urmare a
dezechilibrului ce exista intre caldura preluata de agentul de racire primar de la reactor si cea
cedata la sursa rece, cum ar fi la generatoarele de abur , SG. In aceste conditii, poate sa apara
deschiderea/inchiderea ciclica a LRV -urilor. LRV -urile sunt actionate pneumat ic, a vand
valoarea de prag a presiunii de deschidere la 10,24 MPa(r) , citita in oricare colector de iesire
al reactorului. LRV -urile fac parte din s istemele de securitate ale centralei CANDU, pozitia
lor este permanent monitoriza ta si sunt calificate seism ic si la conditii de mediu ca si
sistemele speciale de securitate nucleara .
LRV -urile declanseaza pe pozitia deschis la pierderea alimentarii cu aer instrumental sau a
controlului ca urmare a pierderii alime ntarii cu energie electrica de C lasa I (asigurata de
baterii) . In acest sens, sunt prevazute cu reserve de aer instrumental pentru a preveni
deschiderea lor si descarcarea apei din PHTS in condensatorul degazor. Valorile pentru
presiunea si temperatura de proiectare sunt asemanatoare cu cele ale celorlal te componente
din circuitul primar. Capacitatea de descarcare a acestor vane este de ~25 kg/s lichid, la
conditiile de proiectare si o cadere de presiune de 25 psid (conditii de lucru). Aceste vane
sunt cu deschidere rapida, de cel mult 1 secunda pana la d eschiderea totala. Vanele trebuie sa
se inchida complet, atunci cand conditiile de presiune sunt indeplinite, in cel mult 3 secunde.
Modelul utilizat pentru simularea circuitului primar plus cel de control al presiunii, utilizat in
analize, a fost imbunatatit de doctorand prin prevederea a inca unui LRV (in modelul utilizat
initial fiind modelate 3 LRV -uri, unul dintre ele avand aria sectiunii de curgere cat pentru
doua vane ). S-a implementat modelul nou de LRV, s -au realizat legaturile (noduri , jonctiuni)
cu modelul initial utilizat, s -a corectat aria de curgere al LRV -ului care simula initial doua
vane , pentru conform itatea cu proiectu l. Zona din schema nodalizata afectata de
modificari/adaptari ale mode lului, este prezentata in Fig. 4 -6 (jonctiunea 725).
Deoarece modul si timpul in care se realizeaza descarcarea de agent de racire primar (masa si
energia descarcata in timp) are o influ enta semnificativa asupra evolutiei parametrilor

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
92 termohidraulici ai circuitului primar, doctorandul a verificat si a facut corecturile necesare
(detaliat) in ceea ce priveste:
– Aria sectiunii de curgere a LRV -urilor;
– A verificat lungimile conductelor dintre diferitele component e, acestea avand un efect
asupra pierderii de presiune pe respectiv a linie;
– A utilizat un coeficient de corectie pentru curgerea amestecului bifazic prin LRV -uri
(de 0,75), in acord cu recomandarile utilizate si la alte coduri de calcu l ([11]);
– necesitatea si eficienta aplicarii acestui coeficient de corectie a fost verificata prin
calcule iterative si prin comparatia rezultatelor obtinute cu debitul maxim de lichid,
descarcat prin vana, conform datelor de proiect.

b. Imbunatatirea m odelul ui de condensator degazor si vane de siguranta (RV) :
Condensatorul degazor (DGC ) este un vas cilindric, vertical, avand urmatoarele date
nominale de functionare :
– presiune 1 ,0 MPa (a)
– temperatura: 184 °C
In DGC este descarcat abur din presurizor, i n functionare normala prin vanele de descarcare
abur (Steam Bleed Valves – PV5, PV6 ) pentru controlul presiunii , iar in conditii de tranzient
actioneaza Pressurizer Relief Valves – PRV, cu valoarea de prag pentru deschidere la 10,86
MPa (r) in presurizor , pentru protectia la suprapresiune a presurizorului . Debitele acestor
vane sunt mici, cu efect neglijabil asupra presiunii din circuitul primar, in cazul unui tranzient
de presiune. Pentru aceasta situatie sunt prevazute vanele de descarcare lichid, LRV
(prezentate mai sus) .
DGC este rezervorul in care LRV -urile descarca lichidul din PHTS in timpul unui tran zient
de presiune si a fost proiectat pentru conditii normale si anormale de operare ale centralei.
DGC este un vas cu volum cu mult mai mic decat cel al presurizorului (aproximativ 20 m3
fata de 45 m3) si joaca rolul unui tampon intre circuitul primar si atmosfera din anvelopa .
Rolul sau are legatura cu faptul ca racirea combustibilului la CANDU se realizeaza cu apa
grea, si nu este indicata descarcare a acesteia pe cat posibil in anvelopa, atat din cauza
impactului economic cat si al faptului ca aceasta poate contine tritiu si produsi ce conduc la
cresterea radioactivitatii in anvelopa. In mod normal, DGC va condensa aburul intrat in vas
din PHTS prin s tropirea cu apa rece, furnizata din descarcarea pompei de ad aos apa in PHTS .
In conditii SBO aceasta pompa nu mai este disponibila.
In conditii le unui tranz ient de presiune , exista posibilitatea de a se descarca apa grea din DGC
in camera Masinii de Incarcare/Descarcare combustibil (MID , sau F/M – Fuelling Machine ),
atunci cand presiunea in DGC creste peste valoarea la care se deschid cele doua vane (sau
supape) de descarcare de siguranta ale condensatorului degazor (RV11 si RV 21), 10,16
MPa( a) in DGC . Aceste vane sunt actionate pe arc, dar mai pot fi de asemenea actionate si
pneumatic la deschidere, pentru a asigura protectia la suprapresiune a circuitului primar in

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
93 timpul unui eveniment de pierdere a controlului inventarului – daca presiunea in orica re
colector de iesire al reactorului, ROH, depaseste valoarea de 11,37 MPa(a) . Vanele nu vor fi
actionate pneumatic daca sunt deschise mecanic de presiunea din consensatorul degazor .
Inchiderea RV -urilor este realizata insa totdeauna actionata d e arc . Aceasta inseamna ca RV-
urile nu pot fi mentinute deschise daca presiunea scade sub valoarea presiunii la care se
relaxeaza arcul. Vanele sunt calificate seismic si la conditii de mediu. Capacitatea de
descarcare a vanelor RV de la condensatorul degazor (DGC -RVs) este de aproximativ 16 00
kg/min pentru lichid la 268șC (26,6 kg/ s/vana ), iar pentru abur fiecare din aceste doua vane
descarca un debit maxim de aproximativ 1,9 m3/min (31,6 l/s) la o presiune de 9,65 MPa(a).
Asa cum s -a mentionat in Sectiunea 4.2, e xista temerea , din partea unor specialist i in
evaluarea raspunsului unei centrale de tip CANDU -6 la accidente severe, ca lantul de vane
LRV -RV nu pot face fata cresterii de presiune in cazul unui accident sever cu PHTS
presurizat , de tipul SBO ([41], [4 2], [43]). Aceasta temere are la baza si faptul ca modelarile
utilizate in prezent in codurile integraliste pentru CANDU sunt prea mult simplificate si nu
iau in considerare fenomene si efecte, care pot conduce la o evacuare mai mare a caldurii din
zona activ a catre circuitul primar. Studiul de fata nu -si propune sa verifice ipotezele
mentionate , ci sa analizeze, cu un cod de calcul diferit fata de codurile integraliste
mentionate, comportarea centralei CANDU -6 ca urmare a accidentului SBO, fara creditarea
masurilor protective si in alte cazuri cu creditarea unor masuri de management al
accidentului, utilizand datele de proiect pentru vanele RV modelate.
In ceea ce priveste modelarea DGC si RV -urilor acestuia , doctorandul a utilizat ca baza un
model pregatit an terior. In acest model a corectat aria de curgere a RV -urilor (s ectiunea
efectiva a unei vane RV de 2” este de 830 mm2 in modelul corectat ). De asemenea, au fost
introduse valorile de presiune in DGC pentru deschiderea si inchiderea RV -urilor , in
conformitate cu proiectul . Anterior, un RV era modelat printr -o vana de tip „trip” care
deschide si inchide instant si descarca debitul maxim calculat pe perioada pe care este
deschisa . Doctorandul a inlocuit acest model de vana , dupa studiul diferitelor t ipuri de vane
ce pot fi simulate (conform [52], Sectiunea 3.5), cu unul „motorized valve”, ca fiind rezonabil
in ceea ce priveste efortul de modelare si rezultatele obtinute pentru debitul descarcat prin
aceste RV -uri actionate pe arc ( deschiderea/inchider ea in 1 secunda simuleza
contractarea/relaxarea arcului vanei) . A fost monitorizat, prin rulari intermediare de ajustare a
modelului, debitul desc arcat prin RV -uri precum si compozitia fluidului descarcat (apa-abur-
gaze necondensabile), pentru a determina daca valoarea debitului se incadreaza in valorile de
proiect ale acestor vane. Pentru aceasta s -a utilizat un coeficient de corectare de 0,75 pentru
debitul bifazic descarcat prin RV -uri, in concordanta cu practica in domeniu ([11]).
Fig. 4-6 prezinta acea parte din schema nodalizata (prezentata in Fig. 4-2), care contine
elementele afectate de modificarile mentionate mai sus.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
94
Fig. 4-6: Zona din schema nodalizata afectata de modificari
c. Prevederea in model a unor vane de depresurizare voluntara a PHTS
In modelul de circuit primar, ce include si partea de control a presiunii, a fost introdus un
model de vana de depresurizare voluntara a PHTS , care sa actioneze in cazul unui accident
sever in care circuitul primar este presurizat si in care nu s-a reusit asigurarea unei surse de
racire pentru combustibil. In aceste conditii, fara aceasta actiune de depresurizare a PHTS s-
ar ajunge inevitabil la ruperea sub presiune, energetica a canalelor de combustibil din reactor
(asa cum au aratat analizele realizate in [11], [38], [39], s.a.) . In mod concret, in cazul unui
SBO sunt prevazute masuri de asigurare a racirii agentului primar prin circulatie naturala ,
avand SG ca sursa de racire, inventarul de apa in SG fiind refacu t din rezervorul de stropire
prin sistemul BMW iar apoi cu ajutorul EWS. In conditiile in care depresurizarea SG si/sau
alimentarea cu apa a SG nu se poate realiza , ruperea canalelor de combustibil este inevitabila ,
asa cum s -a prezentat in Capitolul 2.6. Datorita presiunii mari in PHTS , ECCS nu poate
injecta apa in PHTS si asigura astfel racirea combustibilului , chiar daca treptele de inalta si

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
95 medie presiune ale ECCS (HP -ECC si MP -ECC) sunt disponibil e in cazul SBO, actionarea
lor necesitand numai aliment are electrica de Clasa I si Clasa II, disponibile . In ceea ce
priveste punerea in functiune a pompelor ECC , pentru treapta de joasa presiune LP-ECC , si
asigurarea apei de racire la schimbatorul de caldura al ECCS , acestea pot deveni disponibile
in 2,5 – 3 ore prin alimentarea cu energie electrica furnizata de Generatoarele Diesel Mobile
– imbunatatire de securitate nucleara implementata la mai multe centrale CANDU -6, inclusiv
la CNE Cernavoda, conform [71 ]. Depresurizarea PHTS in jurul a 3 ore de la initier ea SBO
ar putea, in conceptia autorului, sa previna ruperea canalelor de combustibil, sa conduca la
initierea injectiei de apa in canalele de combustibil cu HP -ECC si apoi MP -ECC si in
conditiile in care MDG fac posibila alimentarea cu energie electrica, s a asigure racirea pe
termen lung a zonei active, inca intacte a reactorului CANDU.
La propunerea ace stei solutii s-a plecat asadar de la ideea de asigura conditiile necesare de
asigurare a unei surse de apa de racire in PHTS fara ruperea canalelor de combustibil si pe cat
posibil fara expulzarea moderatorului in atmosfera anvelopei. Existenta unor vane de
depresurizare a PHTS pot avea si avantajul de a permite eventuala inchidere a circuitului
primar, daca conditiile de racir e a combustibilului s-au remediat. Acest aspect nu este insa
considerat in analiza realizata.
Modelul propus considera cate o vana de depresurizare voluntara (VDV) pe fiecare bucla,
pentru a asigura redundanta necesara si pentru o mai eficienta depresuriz are. In alegerea
dimensiunii vanelor de depresurizare voluntara a PHTS s-a tinut cont de ipoteza utilizata in
model ul de date de intrare pentru CANDU, cu utilizarea codului RELAP /SCDAP SIM
(aceeasi ca cea utilizata in MAAP 4-CANDU , conform [11]), anume de a considera ca atunci
cand se ating criteriile de rupere a tubului de presiune in accident sever (cazul cu PHTS
presurizat , cand temperatur a interioara a PT mai mare de 1000 °K la o presiune de peste 1
MPa), ruperea canalelor se realizeaza la o sectiune de curgere echivalenta sectiunii a 10
canale de combustibil. In model ul ruperii canalelor de combustibil , aria ce simuleaza ruperea
canalelor la atingerea criteriului mentionat este de 0, 03475 m2. Aria sectiunii de curgere a
vanelor propuse pentru a realiz a depresurizarea PHTS va fi similara.
In ceea ce priveste amplasarea VDV ale PHTS , se considera ca locatia trebuie aleasa astfel
incat sa fie respectate anumite conditii, precum:
– Sa nu fie izolate de PHTS pe semnal de izolare a buclelor (pentru combinatii de
evenimente) ;
– Sa fie amplasate pe linii de conducte suficient de mari pentru a se asigura o
depresurizare rapida si eficienta;
– Sa fie amplasate pe linii aproximativ simetrice fata de cele doua bucle ale circuitului
primar ;
De asemenea, la nivel concept ual, pot fi considerate pentru aceste vane unele cerinte precum :
– Vanele trebuie sa poata fi actionate d in camera de comanda secundara, actionarea
realizandu -se cu sursa proprie de aer instrumental (rezervor local) si de curent electric
(baterie proprie, suplimentar fata de Clasa I, II) .
– Trebuie sa existe posibilitatea inchiderii acestor vane, cand si daca este cazul;

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
96 – Actionarea VDV sa se faca numai de catre operator, numai in conditii de accident
sever iminent; masuri speciale de protectie impotriva desc hiderii neautorizate trebuie
avute in vedere (cheie dubla, etc.)
Avand in vedere c onditiile cerute pentru cele doua vane, s -a considerat intr-o prima instanta
ca aceste vane ar putea fi localizate pe liniile ce leaga colecto arele de iesire ale reactor ului de
LRV -uri, inainte de bifurcati ile pentru cele doua perechi de LRV -uri (Fig. 4-6). Se considera
ca marimea ariei de curgere si locatia vanelor pot face parte dintr -un studiu de senzitivitate;
obiectivul acestei lucrari este insa numai de a demonstr a eficienta sau beneficiile unei astfel
de masuri de depresurizare a PHTS intr -un accident sever dezvoltat dintr -un eveniment SBO .
Asadar, s-au prevazut cele doua VDV ale PHTS pe liniile de 8”, inante de bifurcati ile pentru
LRV -uri, mentionat e, si s -a considerat ca si sectiune efectiva de descarcare o sectiune
echivalenta cu sectiunea unei conducte de 8” (cu diametrul interior de 0, 1889 m). Deoarece s –
a constatat ca depresurizarea este foarte rapida (de ordinul secundelor), s -a studiat si cazul cu
o sectiune mai mica a vanelor , astfel incat aria totala a sectiunilor de curgere a celor doua
vane sa fie 0,03475 m2, echivalentul a 10 canale rupte (fiecare VDV va avea aria de curgere
de 0,017375 m2).
Rezultatele prezentate in Capitolul 5.3 corespun d analizelor de SBO cu depresurizarea
voluntara a PHTS realizata cu VDV avand fiecare aria de curgere de 0,017375 m2. Diferenta
intre cazurile de depresurizare cu cele doua seturi de arii de curgere sunt legat e in principal
numai de timpul de depresurizare al PHTS (de ordinul zecilor de secunde in cazul al doilea,
utilizat in analize ).
Modelul construit pentru vana de depresurizare a PHTS a fost adaugat in fisierul de date de
intrare stationar , astfel :
7810000 jundep1 valve
7810101 502000001 782000003 0.0 2801 0. 100. 100 * PHTS deppresurization valve
di=0.1889m
7810201 1 0. 0 0
7810300 trpvlv
7810301 681
*
461 time 0 ge null 0 200000. l
462 time 0 ge null 0 200000. l
*
681 461 or 462 l
*
7820000 condep tmdpvol
7820101 200.0 0.0 1000.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0
7820200 02
7820203 0.0 1.033e5 1.
**
******************************************************

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
97 unde 781 este jonctiunea de tip „valve ” care contine vana de depresurizare in bucla 1
(VDV1) , iar 782 este volumul care simuleaza anvelopa reactorului in care se va descarca
fluidul din PHTS la deschiderea vanei de depresurizare. In mod similar au fost definite
nodurile, jonctiunile, tripurile logice si caracteristicile pentru modelarea celei de a doua vane
de depresurizare (VDV2 – jonctiunea 783) .
In fisierul de regim tranzitoriu, la rularea unui caz cu depresurizare voluntara a PHTS, se
specifica momentul de timp la care se realizeaza depresurizarea, utilizand tripurile logice 461
si 462. Initierea tripurilor logice 461 si 462 se face pe parametrul timp de la initierea SBO, la
momentele specificate in Capitolul 4.2, anume 9000 s, 10800 s si 12600 s.

4.5 Criterii de defectare utilizate in analiza accidentelor severe cu coduri
integra le a reactorului CANDU
Exista unele conditii, mult d incolo de modul normal de functionare al unor SSCE, in care
acestea isi pierd functionarea, chiar integritatea, sau apar fenomene de schimbare a starii sau
geometriei lor, iar procesul este unul ireversibil.
Este necesara realizarea analizei accidentului s ever pentru a se identifica modul de evolutie al
parametrilor si valoril e limita ale acestora, pentru fiecare componenta importanta in proces, la
a caror atingere se ajunge la o schimbare ireversibila in starea respectivei componente, cu
precadere pentru d eterminarea starii de defectare a acelor componente ale centralei care au un
impact negativ asupra securitatii nucleare. Aceste conditii limita, denumite criterii de
defectare, pot fi identificate, conform [11 ], ca fiind limite de temperaturi, mase, presiu ni,
niveluri de fluid, precum si starile sau geometria sistemelor si componentelor centralei, care
specifica conditiile in care o componenta nu -si poate realiza functia asociata initial. De
asemenea, criteriile de defectare pot fi reprezentate de combinati i ale acestor factori.
Principalele criterii de defectare utilizate in analiza accidentelor severe la CANDU, ce au fost
identificate pe baza unor informatii analitice s i experimentale, sunt urmatoarele:
a. Temperatura de defectarea a tecii combustibilului derivata, ca o functie de puterea
liniara a elementului, gradul de ardere, tensiunea in teaca (5%). Pentru acest criteriu
se fac calcule detaliate in cadrul codurilor de calcul, care determina locul si mome ntul
atingerii conditiilor complexe in care teaca se rupe, conform [14]. Aceasta poate fi
exprimata ca o temperatur a de defectare , in functie de puterea locala a elementului
combustibil. Inventarul de produsi de fisiune din interstitiul ( gap) dintre teaca si
combustibi ul este eliberat la defectarea tecii iar teaca poate fi expusa la oxidare pe
ambele parti (intern si extern) dupa rupere. O abordare tipica pentru defectarea
combustibilului este aceea de a considera ca teaca se defe cteaza atunci cand
temperat ura medie a elementului combustibil este mai mare decat o valoare
specificata ( asa cum se arata si in [11]). Valoarea recomandata si utilizata ca si
criteriu de defectare teaca este 1073 °K (800°C) pentru temperatur a tecii.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
98 b. Defectarea combustibilului la act iuni de restabilire a racirii zonei active este in mod
tipic exprimat in valori de temperatura inainte de re -udarea acestuia (de exemplu ,
1000°C ,[40]). Se considera de asemenea ca tecile combustibilului nu se vor fragmenta
daca temperatura maxima nu depase ste 1204 °C si oxidarea totala nu depaseste 17%
din grosimea tecii (conform [14]).
c. Deformarea elementelor combustibile din fasciculul de combustibil este definita ca o
pierdere a geometriei, caz in care modul dominant de transfer de caldura in interiorul
fasciculului de combustibil este reprezentat de conductia intre elementele
combustib ile. Deformarea fascicului de combustibil determina aparitia unui debit de
ocolire ( by-pass) in partea superioara a canalului, intre fascicul si tubul de presiune,
determina epuizarea aburului in interiorul fasciculului si de asemenea cresterea
transferulu i de caldura prin conductie catre moderator, la partea de jos a canalului de
combustibil. Elementele combustibile se pot lasa (sag ging) la temperaturi peste
1000C [17] [18] iar placile de capat ale fasciculului combustibil pot sa -si piarda
rezistenta la temperaturi  1400C [1 9]. O deformare masiva a fasciculului
combustibil se considera ca apare la initierea topirii Zircaloy -ului tecilor de
combustibil, la 2123°K .
d. Defectare a canalului de combustibil este definita ca o perforare a tubului de presiune
si a tubului calandria, care determina transferul de masa de fluid intre interiorul
canalului combustibil si spatiul moderatorului. Defectarea tubului de presiune poate
sa apara ca urmare a ruperii acestuia datorita fluajului la temperaturi ridicate, a
balonarii tubului ([20 ], [22 ]), a prabusirii fasciculuilui de combustibil in interiorul
canalului , extragerea din prinderea de capat, eforturi axiale, dilatarea termica axiala a
fasciculului de combustibil, interactiunii cu topitura din canal sau prin soc termic in
timpul re -udarii zonei active.
e. Canalul de combustibil aflat sub presiune (peste 1 ,0 MPa (a)) se considera ca se
defecteaza atunci cand criteriul de temperatura pentru acea sta stare este satisfacut.
(criteriul fiind: 1000°K pe suprafata interioara a PT, conform [11]).
f. La presiune joasa in PHTS (< 1, 0 MPa(a)), canalele de combustibil se pot defecta din
cauza unei topiri locale a combustibilului care afecteaza peretele tubului de presiune
sau datorita incalzirii si incovoierii PT si CT. Topirea combustibililui, care afecteaza
peretele tubului de presiune, apare in cazul in care temperatur a locala a PT si CT pe
masa mediata a volumului este mai mare decat punctual de topire al zirconiului
oxidat, sau daca fiecare tub este mai fierbinte decat temperatura utilizata in prezent ca
data de utilizator de 2125°K. Se considera ca un canal de combustibil este defect prin
incalzire si lasare (sagging) daca, conform [11 ] temperatura canalu lui depaseste
1473°K (1200°C ).
g. Atunci cand masa patului de debris suspendat pe canalele inca intacte depaseste
25000 kg pe o bucla a PHTS , acest material rezultat din elemente rupte ale zonei
active, plus unele dintre canalele intacte pe care acesta se sprijina, inca acoperite de
moderator, se muta pe fundul vasului calandria (CV). Acesta este criterul de colaps al
zonei active utilizat de codurile de calcul MAAP4 -CANDU si ISAAC, [11 ]. Acest

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
99 criteriu este echivalentul a 70 de canale de combustibil, considerand ca 7 randuri de
canale consecutive pot fi suportate de un canal intreg, acoperit de moderator.
h. Defectarea vasului calandria poata sa apara datorita fluajului, suprapresurizarii sau al
atacului topiturii de material din zona activa, denumit a „corium”.Ca urmare, mai
multe criterii trebuie avute in vedere , conform [11 ]:
o defectarea datorita fluajului: tensiunea trebuie determinata prin calc ule mecanice
specifice, realizate pentru conditiile de temperatura si presiune locale;
o defectarea datorita presiunii: la 2,25 MPa valoarea presiunii in vasul calandria ;
o defectarea datorita atacului topiturii de „corium”: necesita calcule de eroziune
dator ita jetului de topitura, pana cand peretele este strapuns.

4.6 Pregatirea fisierelor de date de intrare si realizarea calculelor
Pentru realizarea studiului propus si a raspunde in acest fel obiectivelor stabilite in Capitolul
1.4 al acestei teze de doctorat , s-a utilizat codul de calcul RELAP/SCDAPSIM /MOD3.6(a),
dezvoltat de ISS ( Innovative System Software ), ([51], [72]) . Datele de intrare au fost
pregatite in conformitate cu cerintele din manualul de utilizare al codului [ 56], cu modelele
specifice CANDU -6, realizate asa cum s -a prezentat in sectiunea precedenta, cu datele
geometrice si functionale specifice sistemelor centrale i de tip CANDU -6, simulate in
modelele utilizate. Datele d e intrare au fost colectate in timp, din literatura de specialitate, de
specialistii care au contribuit la realizarea modelelor pentru RELAP/SCDAP SIM pentru
CANDU . Fisierul de date de intrare destinat analizei regimului stationar furnizeaza o
multitudine de date de intrare, care reflecta modelele si schemele nodalizate avute in vedere,
functionarea sistemelor , componentelor si echipamentelor modelate, proprietati ale diferitel or
material e utilizate in analiza, date despre puterea neutronica , transferul de caldura, etc.
Fisierul de date de intrare pentru analiza tranzientului cont ine d atele specifice accidentului
propriu -zis, disponibilitatea unor echipamente, specificul actionarilor avute in vedere
(deschideri/inchideri de vane, etc.), in functie de fiecar e caz analizat, ti mpii de simulare a
evenimentului considerat, pasii de timp utilizati in analiza , tipul rezultatelor dorite a fi
furnizate in output sau plotate de cod (parametrii termohidraulici, niveluri de lichid , mase de
fluid/materiale, etc), precum si modificarea unor date furnizate in regimul stationar, etc.
Codul permite chiar modificarea unor date furnizate in fisierul regimului tranzitoriu,
operatiune ce se poate face intr -un fisier de restart. Ipotezele simplificatoare utilizate sunt de
asemenea reflectate in fisierele de date de intrare utilizate (ca de exemplu in conditiile de
frontiera utilizate). Fisierele de date de intrare pregatite pentru fiecare caz in parte, pentru
regimul stationar si tranzitoriu, au fost utilizate pentru realizarea calculelor pentru cazurile
descrise in Capitolul 4.2 . Informatii despre evolutia parametrilor majori ai simularilor
realizate si ai celor solicitati de utilizator sunt prezentate in fisierele de iesire sau “output”.
Pentru obtinerea graficelor, s -au rulat de asemenea fisiere de tip “strip” si “plot”, utilizand
fisierel e de tip “restart” rezultate din rularea cazurilor propriu -zise, pentru marimele
considerate reprezentative pentru cazul analizat . Rularile s -au realizat pe calculatoare si
laptop -uri obisnuite, timpul de rulare al unui caz fiind diferit, in functie de per ioada analizata,

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
100 de pasul de timp necesar pentru rulare, de complexitatea si dinamica parametrilor cazului
analizat, etc.
Cazurile prezentate in Capitolul 4.2 A si C au fost analizate pe o perioada de circa 40000s. In
cazul simularii evenimentului SBO, ca zul de referinta (A), s -a prelungit simularea secventei
de accident pana la 45000s, pentru determinarea evolutiei unor parametri de interes, iar in
alte cazuri simularea a fost mai scurta de 40000s deoarece s -a considerat fie ca evolutia
ulterioara a para metrilor este previzila fie ca aceasta este acoperita de alte cazuri analizate.
Alegerea perioadei de timp de 40000s s -a facut avand in vedere experienta acumulata din
analize precedente ale unor cazuri asemanatoare realizate pentru centrale CANDU precum s i
avand in vedere scopul studiului prezentat in aceasta teza, limitat numai la analiza fazei
timpurii a accidentului sever determinat de SBO in anumite conditii de accident (mai de
interes pentru obiectivul urmarit fiind comportarea SSCE si a zonei active pana dupa
colapsarea zonei active a reactorului).
Simularile de depresurizare a generatoarelor de abur – SG, insotite de introducerea de apa de
racire in SG -uri (cazurile descrise in Capitolul 4.2 B) au fost realizate pentru o perioada de
timp de 20000 s pana la 40000 s d e la initierea SBO. Alegerea perioadei de timp analizate a
avut in vedere criteriul obtinerii unor indicatii clare si suficiente asupra eficientei actiunilor
de depresurizar e a SG-urilor insotita de introducerea de apa de racire in SG -uri.
Pentru aceast studiu s -a utilizat initial un model al zonei active, cu jumatate de zona modelata
cu componente RELAP si cealalta jumatate cu componente SCDAP. In general , aceasta
abordare da rezultate cu o acuratete destul de buna. Deoarece s -a observat c a versiunea de
cod utilizata in analiza, MOD3.6(a), spre deosebire de versiunile precedente nu da rezultate
foarte bune cu utilizarea acestei simplificari, pentru cresterea acuratetei si a increderii in
rezultatele obtinute din calcule, s -a utilizat pentru analiza realizat a pentru teza un model cu
zona activa simulata prin 16 canale, simulate cu ajutorul a 32 componente SCDAP, 16 pentru
combustibil si 16 pentru canal (ansamblul format din PT , CT si spatiul inelar plin cu CO2,
modelat cu componente de tip „ shround”) . Aceasta abordare determina un timp mare de
rulare al fiecarui caz, datorat numarului mare de componente, noduri si jonctiuni utizate,
parametrii calculati la pasi de timp uneori foarte mici. Memoria utilizata de fisierele rezultate
este de aseme nea o problema de luat in considerare; fisierele de restart rezultate dintr -o rulare
de 40000 s., utilizate pentru procesarea rezultatelor (cu rularea fisierelor de tip „strip” sau
„plot”) sau pentru continuarea analizei, ajung la zeci de Gb memorie. Fisie rele de output
ajung de asemenea la dimensiuni atat de mari incat nu mai pot fi deschise cu softul utilizat in
mod normal (Notepad, Wordpad, etc.), pentru extragerea si pre lucrarea datelor rezultate.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
101 5. REZULTATELE ANALIZEI ACCIDENTULUI SBO LA CANDU -6
Analiza realizata in acest studiu, pentru cazurile prezentate in Capitolul 4.2, a avut in vedere
comportarea termohidraulica a PHTS, a partii secundare a generatorului de abur si a unor
parti din sistemul de control al presiunii si inventarului din PHTS , precum si comportarea
termo -hidraulica, termo -mecanica si termo -chimica a materialelor din zona activa a
reactorului CANDU . Aceasta este reflectata in evolutia parametrilor termohidraulici selectati
(pentru printare in fisierul de date de iesire si pentr u plotare a graficelor ). Rezultatele obtinute
in aceasta analiza pun de asemenea in evidenta secventa de evenimente in timp, precum si
consecintele accidentului in termeni de mase de fluid sau alte materiale descarcate (in vasul
calandria, in atmosfera anve lopei), niveluri de apa in diferite vase ( SG, DGC , CV), etc. In
aceasta faza a studiului nu s -a avut in vedere o cuantificare a produsilor de fisiune rezultati si
eliberati in atmosfera anvelopei, modul lor de transport sau comportare a. De asemenea nu s –
au realizat calcule privind comportarea anvelopei, sau comportarea materialului dezasamblat
din zona activ a pe fundul vasului calandria. Sunt puse in evident a insa cantitatile de hidrogen
generate prin procesul de oxidare a zirconiului d in zona activa, in termeni de rata de generare
si masa integrata de hidrogen generat, avand in vedere si importanta caldurii generate in
reactia de oxidare in evolutia secventei de accident. Trebuie mentionat ca in interpretarea
rezultatelor se va utiliz a in mod generic termenul de hidrogen, dar acesta exprima si
generarea de deuteriu, luand in consideratie ca atat agentul de racire primar la CANDU cat si
moderatorul sunt apa grea .
5.1 Cazul de referinta (fara creditarea surselor de racire a combustibilului
nuclear )
Evolutia in timp si consecintele evenimentului SBO, fara creditarea surselor de racire sau a
altor mijloace de management al accidentului este prezentata in Tabel ul 5-1.
Tabelul 5-1: Evolutia in timp a evenimentului SBO – cazul de referinta
Evenimentul Timp (h) Timp (s)
Pierderea alimentarii cu energie electrica de Clasa IV, Clasa
III, EPS indisponibil 0,0 0
Declansare reactor 0,0 0
Partea secundara a SG uscata 2,086 7510
LRV -urile deschid pentru prima data 2,408 8970
RV-urile de la DGC se deschid si descarca apa grea in
atmosfera anvelopei 2,561 9220
Ruperea primului canal de combustibil (PT si CT) 3,6 12960
Deschidere vas calandria si incepere expulzare moderator in
anvelopa ca urmare a ruperii discurilor de rupere 3,6 12960
Inceputul dezasamblarii zonei active (TCT > 1473°K) 3,971 14301
Colapsarea zonei active pe fundul vasului calandria
(25000kg canal dezasamblat /bucla) 5,861 21100

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
102
Pierderea alimentarii cu energie electrica de Clasa IV si Clasa III determina oprirea imediata
a reactorului ca urmare a caderii rapide a barelor de oprire (de -energizarea electromagnetica) .
Aceste evenimente se considera ca se petrec la momentul zero al simularii realizate. Pompele
din PHTS se opresc (intra i n rundown) si astfel se pierde circulatia fortata si preluarea activa
a caldurii din zona activ a a reactorului . Termosifonarea va asigura preluarea caldurii din zona
activa , atata vreme cat exista inventarul necesar de apa de racire in genera toarele de abur –
SG. Apa din SG va vaporiza si va fi evacuata prin vanele de descarcare de siguranata
(MSSVs) in atmosfera, iar in lipsa debitului de apa de alimentare ( datorita pierder ii pompe lor
de apa de alimentare a SG ) inventarul de apa din fiecare SG scade pro gresiv . In aceasta
secventa de accident nu se crediteaza depresurizarea SG si introducerea de apa din rezervorul
de stropire al anvelopei . Fig. 5-1 prezinta evolutia nivelului apei in SG; primul SG pierde
total apa de racire la 7360 s iar ultimul dupa 7510 s de la initierea evenimentului SBO .
Generatoarele de abur asigura asadar extragerea caldurii reziduale din zona activa pentru
aproximativ 2 ore, iar presiunea din colectoarele de iesire ale reactorului, reprezentativa
pentru PHTS, in aceasta perioada se mentine in jurul valorii de 8 MPa ( Fig. 5-2).
Odata cu uscarea SG-urilor , presiunea in PHTS incepe sa creasca, ca urmare a generarii
continue de caldura reziduala in zona activ a, caldura netransferata in acest caz catre o alta
sursa de racire. La 8970 s, atunci cand presiunea atinge valoarea de prag de 10,24 MPa(r) in
oricare colector de iesire al reactorului , ROH , se dechid pentru prima data vanele de
descarcare de siguranta a lichidului din PHTS, LRV , care descarca initial apa grea in
condensatorul de gazor, DGC . LRV -urile se vor deschide si inchide ciclic, pentru a sigurarea
protectiei la suprapresiune a PHTS, si mentin presiunea in PHTS in jurul valorii lor de prag.
Presiunea maxima de 10,967 MPa se atinge in ROH5 la 9750 s.

Fig. 5-1: Evolutia n ivelului apei in SG la SBO – caz referinta

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
103
Fig.5-2: Presiunea in PHTS (ROH -colectoarele de iesire reactor) – SBO, caz referinta
Pe masura ce inventarul in PHTS scade, ca urmare a acestei descarcari de fluide din PHTS,
asa cum se observa si in Fig. 5-3, LRV -urile transfera din PHTS in DGC un amestec bifazic,
cu o fractie de goluri din ce in ce mai mare, precum si gaze necondensabile din zona activ a.
Presiunea in DGC creste si ea progresiv pana la valoarea de 10.16 MPa (a), la care deschid
vanele de descarcare de siguranta DGC -RVs (pentru prima data la 9150 s). Aceste vane
actionate pe arc descarca, prin deschideri/inchideri ciclice, agent de racire primar impreuna
cu energia aferenta, in atmosfera anvelopei . Fig. 5-4 prezinta evolutia debitului desca rcat prin
LRV -uri, respectiv RV -urile DGC (debitul desccarcat prin RV -uri este cel total, prin ambele
vane) . Pierderea de inventar din PHTS este reflectata si in cresterea fractiei de goluri a
agentului primar (Fig . 5-5). La 10060 s, colectoarele de intrare ale reactorului, RIH, sunt in
totalitate pline cu abur.
Ca urmare a pierderii continue de invent ar din PHTS , combustibilul ramane neacoperit cu apa
de racire si se supraincalzeste. Canalele de combustibil se supraincalzesc si ele si cateva
canale se vor rupe asigurand in acest fel depresurizarea circuitului primar prin transferul rapid
al amestecului bifazic primar catre moderatorul din vasul calandria. Momentul aparitiei
ruperii canalelor, pentru cazul studiat a fost la 12960 s, si se poate observa in depresurizarea
rapida a PHTS (Fig. 5-2). In ipoteza ruperii a 10 canale de combustibil (conform [11]) ,
depresurizarea se realizeaza de la 10,24 MPa , in ROH inainte de ruperea canalelor, la 1 MPa
(criteriul utilizat pentru presiune ridicata in canale ), in circa 3 0 de secunde .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
104
Fig. 5-3: Evolutia inventarului de D 2O din PHTS –SBO, caz referinta

Fig. 5 -4: Debitul descaracat prin LRV -uri si DGC -RV-uri – SBO, caz referinta

Fig. 5-5: Evolutia in timp a fractiei de goluri in colectoarele de intrare (RIH) ale PHTS

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
105 Presiunea in vasul calandria , CV, creste foarte mult (Fig. 5-7), ajungand la o valoare maxima
de 20,66 bar (2,066 MPa) la baza CV (si 11 ,02 bar in conductele de descarcare ale
calandriei), ca urmare a ruperii canalelor de combustibil si transferului rapid de energie catre
moderator (Fig. 5-8), astfel ca imediat dupa ruperea primelor canale se rup si discurile de
rupere de la conductele calandriei si o parte importanta din moderator este expulzata in
atmosfera a nvelopei , cu un debit initial maxim de 13905 ,4 kg/s. Nivelul in moderator scade,
lasand descoperite randurile superioare de canale de combustibil (Fig. 5-6). Deoarece aceste
canale nu mai sunt racite nici in interior nici in exterior, ca urmare a pierderii agentului de
racire primar si moderatorului, ele se supraincalzesc se lasa (“sagging”) si se rup, catre
capete, sprijinindu -se pe canalele de dedesubtul lor, inca intact e si racite de moderatorul
ramas. Conform rezultatelor obtinute pentru acest caz, la m odelul cu 32 componente SCDAP
pentru zona activa a reactorului, p rimele canale de combustibil se dezasambleaza datorita
sagging -ului la 14301 s de la initierea SBO. Moderatorul preia caldura transferata de la
canalele de combustibil si de la debris, asa cu m se prezinta in Fig. 5-8.

Fig. 5-6: Evolutia nivelului moderatorului in vasul calandria – SBO, caz referinta

Fig. 5-7: Evolutia presiunii in vasul calandria –SBO, caz referinta

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
106
Fig. 5-8: Rata de transfer si caldura totala transferata catre moderator – SBO, caz referinta
Ca urmare a vaporizarii continue a moderatorului, mai multe randuri de canale de combustibil
raman de scoperite si se rup rand pe rand, sprijinindu -se de cele inca intact, de dedesubtul lor .
Colapsarea zonei active se consider a ca se produce atunci cand se atinge criteriul de 25000 kg
canale dezasamblate , pentru o bucla. Colaps area zonei active apare, conform calculelor
realizate, la 2 1100 s de la initierea SBO , moment la care majoritatea segmentele CT ale
canalelor superioare ating criteriul de d ezasamblare, cu exceptia capetelor de canal .
Debrisul rezultat este relocat pe fundul vasului calandria, fenomenele asteptate fiind cele
descrise in Capitolul 2.6. Asa cum rezulta si din Fig. 5-6, moderatorul nu este epuizat pana la
sfarsitul simularii , de 40000 s. Comportarea aceasta rezultata din calculele realizate, este
posibil sa fie oarecum alterata de faptul ca in pre zent codul de calcul RELAP/SCDAP SIM nu
inglobeaza un model de dezasamblare a canalelor de combustibil si de colaps a zonei active,
specifice CANDU, similare celor considerate de codurile integraliste precum M AAP4-
CANDU , ci pe baza criteriilor mecaniciste de formare a debrisului. Comportarea, din punct
de vedere al incalzirii cana lelor si topirii eventuale a combustibilului si/sau materialului
tecilor este insa una conservativa pentru canalele descoperite prin expulzarea/evaporarea
moderatorului, canalele raman and mai mult timp suspendat e si transferand in acest fel o
cantitate mai mica de caldura catre moderator, ceea ce determina scaderea mai lenta a
inventarului de moderator din vasul calandria. Comportarea zonei active dupa dezasamblarea
canalelor de combustibil si colapsarea zonei nu face insa parte din obiectivele acestui stud iu.
Evolutia tempera turii maxime la suprafata combustibilului (considerata si pentru teaca
combustibilului) este prezentata in Fig. 5-9. Consecintele accidentului sever prezentat, in ceea
ce priveste generarea de hidrogen prin oxidarea zirconiului, sunt prezentate in Fig. 5-10, in
care se poate observa evolutia ratei de generare hidrogen si a masei integrate in timp de
hidrogen generat. Cantitatea tota la de hidrogen generat, pana la sfarsitul simularii este de
131,2 kg. Sfarsitul simularii nu reprezinta insa si sfarsitul perioadei de oxidare a zirconiului
in faza “in vessel”, desi rata de generare a hidrogenului spre sfarsitul simularii este foarte
scazuta, asa cum se poate observa in Fig. 5 -10.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
107

Fig. 5-9: Temperatura maxima de suprafata a combustibilului – SBO, c az referinta

Fig. 5-10: Rata de generare si masa integrata de hi drogen generat – SBO, caz referinta

Fig. 5-11 prezinta evolutia temperaturii maxime la suprafata combustibilului pentru cele 16
canale simulate in analiza realizata. Se poate observa comportarea grupata a acestor canale in
functie de amplasarea lor in zona activa.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
108
Fig. 5-11: Variatia temperaturii maxime a CT la diferite canale – SBO, caz referinta
Accidentul sever determinat de SBO reprezinta una dintre cele mai analizate secvente de
accident, explicatia fiind consecintele potentiale ale acestui accident. Acest lucru face
posibila comparatia rezul tatelor obtinute in diferitele analize realizate, cu diferite coduri, in
conditiile in care sunt utilizate date de intrare, ipoteze de lucru si criterii asemanatoare, asa
cum a fost cazul in lucrarea [11 ].
In analiza realizata in prezenta lucrare , asa cum se poate observa din Tabelul 5-1 si graficele
prezentate pentru acest caz al evenimentului SBO , de referinta, primele canale de combustibil
se rup la 1 2960 secunde de la initierea SBO. In lucrarea [11], timpul determinat de rupere a
primelor canale, de la initierea evenimentului, a fost cu putin mai mare ( aproximativ 100
secunde, vezi Tabel 3.17 din [11]) . In alte analize realizate pentru aceasta secventa de
accident pentru reactorul CANDU -6, ruperea primelor canale de combu stibil se intampla mai
tarziu, ca de exemplu in lucrarea [39], in care din analiza SBO – cazul de referinta , realizata cu
codul de calcul MAAP4 -CANDU, a rezultat ca aceasta prima rupere de canale apare la 17881
s de la initierea SBO (uscarea generatoarelor de abur realizandu -se dupa 9544 s de la initierea
SBO, prin comparatie cu 7510 s in cazul analizat in prezenta lucrare pentru cazul de
referinta ).
In ceea ce priveste analiza realizata cu RELAP/SCDAP SIM in [11], versiunea de cod
MOD3.4 utilizata in acea a naliz a a suferit unele modificari , facute de de zvoltatorul acestui
cod, ISS, inclusiv in scopul adaptarii modelelor codului pentru a tine seama si de specificul
reactoarelor PHWR . Aceste modificari au vizat si t ransferul de caldura de la canalul de
combustibil catre zona inconjuratoare (moderator), inclusiv prin radiatie.
Trebuie avut in vedere si faptul ca a naliza din prezenta lucrare s -a realizat pe un model cu 32
de component e SCDAP pentru zona activ a, in timp ce in alte lucrari, precum [11], s-au
utilizat numai 16 componente SCDAP pentru o jumatate de zona activ a, cealalta jumatate
fiind modelata cu component e RELAP5 (datorita in principal limitarilor versiunii de cod
MOD3.4 utilizata in acea analiza) . Exista mai multe lucrari ca re au analizat secventa SBO

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
109 fara creditarea nici unei surse de racire, precum [ 38] si mai nou [ 39]. Desi, in functie de
acuratetea modelelor utilizate, a codului de calcul folosit si al ipotezelor de analiza, exista
unele diferente intre rezultate, acestea sunt in plaja comparabila, ceea ce este acceptabil
avand in vedere incertitudinile mari care guverneaza fenomenologia accidentelor severe, cu
precadere la reactorele CANDU , dat fiind numarul mai mic de experimente realizate , in
special legate de comportar ea debrisului in zona activ a in accident ul sever (asa cum s -a
prezentat si de autorul tezei in lucrarea [70]) .
Este de mentionat faptul ca a naliza realizata in prezenta lucrare , pentru cazul de referinta , a
avut scopul principal de a fixa pilonii pentru comparatia rezultatelor obtinute in acest caz cu
rezultatele din celelalte cazuri analizate in lucrare, utilizand acelasi cod de calcul, aceleasi
modele si date de intare, pentru a determina modul in care evolutia accidentului, pe o
instalatie data (centrala nuclear a de tip CANDU -6) poate fi influentata de masurile de stopare
si/sau de atenuar e a consecintelor accidentului, si importanta asigurarii conditiilor necesare ca
acele masuri sa poata fi implementate, intr -o fereastra de ti mp determinata prin analiza.

5.2 Depresurizarea Generatorului de Abur (SG) urmata de introducerea de
apa de racire in SG
In secventa de accident considerata in acest caz, se crediteaza depresurizarea SG si crearea
conditiilor de introducere apa in SG, fie din rezervorul de stropire (in mod normal, la
aproximativ 30 -35 de minute de la debutul accidentului , conform [71] ), fie apoi prin sistemul
de asigurare a apei in caz de urgenta (EWS – Emergency Water Supply). Depresurizarea SG
se realizeaza fie prin autodepresurizarea SG, fie manual, asa cum s -a prezentat in Capitolul
4.2.
Ca si ipoteza de analiza, d epresurizarea intarziata este considerata ca se intampla dupa
vaporizarea in intregime a apei ( uscarea ) primului SG, la cel putin 2 ore de la initierea
accidentului, pentru a determina daca circulatia naturala a agentului de racire primar mai
poate fi reluata, in conditiile in care nu s -a pierdut inca in mod semnificativ inventar ul PHTS
prin deschiderea LRV -urilor/RV -urilor. Depresur izarea foarte tarzie, l a peste 3 ore de la
initierea SBO este analizata in acest studiu, doar pentru a determina limitele pana la care
injectia de apa rece in SG mai poate asigura depresurizarea si racirea PHTS. Din cauza
posibilelor implicatii asupra pastrarii integritatii tubu laturii SG, la adaosul de apa rece intr -un
SG uscat, in conditiile unui inventar PHTS diminuat semnificativ ca urmare a descarcarii de
agent primar in condensatorul degazor si apoi in atmosfera anvelopei reactorului, aceasta
depresurizare foarte tarzie nu este recomandata. In acest sens este necesar sa se realizeze un
studiu separat, privind conditiile locale de temperatura la nivelul tubulaturii SG, pentru a
determina riscul ruperii tuburilor SG ca urmare a stresului termic cu scopul de a preintampina
aparitia unei cai directe de descarcare de produsi radioactiv i din circuitul primar in afara
anvelopei (“cointai nment breach”) .
In mare, secventa de accident in cazul depresurizarii SG -urilor cu introducere de apa de racire
in SG -uri este similara celei prezentate pentru prima parte a evenimentului SBO, cazul de

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
110 referinta (prezentat in Capitolul 5.1), pana la moment ul ales pentru depresurizarea SG.
Evolutia accidentului depinde de moment ul realizarii depresuri zarii SG-urilor si al
introducerii de apa de racire in SG -uri, precum si de valoarea debitul ui de apa de racire
introdus a in SG -uri.
5.2.1 Depresurizarea SG dupa 2 200 s de la initierea SBO
Depresurizarea SG -urilor la 2200 s de la initierea SBO urmata de introducerea de apa rece in
SG-uri dupa 100 s (la 2300 s ), reprezinta nd cazul B, a (conform Capitolului 4.2), este
analizata in variantele urmatoare, diferentiate de valoarea debitului de apa de racire introduse
in SG -uri dupa depresurizare :
i. Debit total de apa de racire de 30 l/s, pentru cele 4 SG -uri, pana la 20000 s, iar
apoi reducerea debitului la 18 l/s (4,5 l/s pe un S G), pana la sfarsitul simularii
de 38000s ;
ii. Debit total de apa de racire de 40 l/s , pentru cele 4 SG -uri, pana la sfarsitul
simularii de 35000 s realizate.
Alegerea momentului depresurizarii SG pentru acest caz a avut in vedere indeplinirea
conditiilor de autodepresurizare (prin urmarirea rezultatelor rularilor codului), adica scaderea
nivelui in SG la -2,6 m fata de niv elul de referinta si mentinerea lui in mod constant sub
aceasta valoare timp de 1200 s. Conform rezultatelor obtinute, nivelul apei in SG -uri nu a mai
crescut peste aceasta valoare (corespunzatare la aproximativ 9 m peste placa tubulara a SG ),
pentru cel putin 2 SG -uri, incepand cu 940 s de la initierea S BO. Daca la aceasta valoare de
timp se adauga cele 1200 s de asteptare, rezulta ca autodepresurizarea se realizeaza la 214 0 s.
S-a ales 2200 s, in mod conservativ , pentru simularea depresurizarii SG -urilor, urmata la
2300 s de injectia de apa de racire in SG -uri.
Deoarece parametrul debit de apa introdus a in SG dupa depresurizarea SG la 2200 s s-a
dovedit a avea o influent a mare in comportamentul PHTS, cele doua situatii analizate se vor
prezenta separat.
Pentru caz ul B, a, i, – cu debit de apa de racire mai redus (30 l/s) , se observa in Fig. 5-12 ca la
momentul depresurizarii SG-urilor presiunea in circuitul primar scade destul de mult, de la o
valoarea a presiunii de ~8 MP a, la care s -a ajuns dupa declansarea reactorului , la sub 1 MPa,
dar revine relativ rapid ca urmate a pierderii inventarului de apa de racire din SG -uri,
descarcat pri n MSSV -urile deschise (Fig. 5-13), si creste continuu ca urmare a dezechilibrului
intre caldura preluata de agentul primar de la combustibilul nuclear si cea cedata
generatoarelor de abur, alimentate in aceasta faza cu un debit de apa de racire insuficient .
Varful de presiune in PHTS este inregistrat la aproximativ 13000 s, presiunea crescand catre
11 MPa, iar apoi scade progresiv, ajungand ca dupa 30000 s sa fie aproape de presiunea
atmosferica, unde se mentine pana la sfarsitul celor 38000 s de simulare ( Fig. 5-12). De
remarcat faptul ca reducerea debitului de apa de racire introdusa in fiecare SG de la 7,5 l/s la
4,5 l/s , dupa 20000s de la initierea SBO, nu conduce la modificarea trendului descrescator al
presiun ii in PHTS, care indica racirea. Aceasta se poate explica prin faptul ca in perioada

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
111 mentionata caldura reziduala s -a diminuat suficient de mult pentru a putea fi preluata fara
probleme chiar de debitul mai redus de apa introdus in SG -uri.
Asa cum rezulta din Fig. 5-13, nivelul apei in SG -uri ramane practic zero pentru o perioada
de timp relativ lunga dupa depresurizarea SG -urilor , in conditiile a limentar ii cu apa la un
debit total de 30 l/s pentru 4 SG -uri (7,5 l/s pentru 1 SG) , iar dupa 20000 s la un debit redus
la 4,5 l/s/SG. Nivelul in SG incepe sa se refaca numai dupa aproximativ 27000 s, progresiv.
In acest caz analizat, c resterea presiunii in PHTS peste valoarea de prag a deschiderii LRV –
urilor va conduce la deschiderea acestor vane si descarcarea de apa grea din PHTS in DGC,
pe perioada 11000 -14000 s, asa cum se poate observa si din Fig. 5-14.

Fig. 5-12: Evolutia presiunii in PHTS in cazul SBO cu depresurizar ea SG la 2200 s, var. i.

Fig. 5-13: Evolutia nivelului apei in SG in cazul SBO cu depresurizarea SG la 2200 s, var. i.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
112
Fig. 5-14: Evolutia debitului prin LRV -uri in cazul SBO cu depresurizarea SG la 2200 s, var. i.
Inventarul de lichid (apa grea) din PHTS este redus initial ca urmare a vaporizarii intense iar
apoi datorita descarcarii de fluid din PHTS in DGC prin LRV -uri, asa cum rezulta si din Fig.
5-15. Revenirea inventarului dupa inchiderea LRV -urilor se datoreaza condensarii vaporilor
de apa grea din incinta PHTS ca urmare a racirii agentului primar de catre apa de racire
intrata in SG -uri.

Fig. 5-15: Evolutia inventarului PHTS in cazul SBO cu depresurizarea SG la 2200 s, var. i.
Evolutia temperaturii maxime la suprafata combustibilului este prezentata in Fig. 5-16. Se
poate observa ca dupa o racire initiala a combustibilului dupa depresurizarea SG -urilor ,
aceasta temperatura incepe sa creasca din nou, ca urmare a golirii SG de apa dupa
depresurizare si a dezechilibrului dintre caldura reziduala produsa de combustibil ul nuclear si
cea preluata de apa de racire introdusa in SG-uri, insuficienta . Rezultatele obti nute indica
chiar aparitia unor varfuri in evolutia temperaturii la suprafata combustibilului, nu mai mari
insa de 800°K, temperatura care nu determin a defectarea tecilor elementelor combustibile.
Zona activa se raceste progresiv dupa 16000 -17000 s , reduce rea debitului de apa introdusa in

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
113 SG la 4,5 l/s/SG dupa 20000 s nealterand foarte mult trendul descrescator al temp eraturii
combustibilului.

Fig. 5-16: Evolutia temperaturii maxime la suprafata combustibilului nuclear in cazul SBO cu
depresurizarea SG la 2200 s, var. i.
Debitul de agent primar de racire prin canale este mic si nu are o directie anume de curgere,
asa cum se observa si in Fig. 5-17. In colectoarele reactorului, fractia de goluri a agentului
primar creste si scade, oscilant , dar racirea combustibilului este asigurata , prin condensarea
aburului format , de SG-urile alimentate cu apa de racire.

Fig. 5-17: Evolutia debitului de apa de racire in canale le de combustibil in cazul SBO cu
depresurizarea SG la 2200 s, var. i.
In timpul secvente i de accident din cazul analizat nu se rup canalele de combustibil iar
preluarea de caldura de catre moderator in faza de mijloc a accidentului nu conduce la
ruperea discurilor de rupere ale conductelor vasului calandria.
Pentru acelasi caz de SBO cu depre surizarea SG la 2200 s si introducerea de apa de racire la
2300 s de la initierea evenimentului SBO, s -a crescut debitul de apa introdusa in SG -uri de la

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
114 30 l/s debit total la 40 l/s debit total pentru cele 4 SG -uri. Asa cum s -a precizat, in cazul SBO
exista posibilitatea alimentarii cu apa a SG -urilor din rezervorul de stropire prin vanele BMW
(Boiler Make -up Water), la un debit maxim de 43 l/s cand nivelul in rezervorul de stropire
este la valoarea normala. Tinand cont de acest lucru si de rezultatele obt inute in cazul in care
alimentarea SG -urilor cu apa dupa depresurizare se face la un d ebit total de 30 l/s, s -a analizat
si cazul alimentarii SG -urilor cu 40 l/s, foarte aproape de valoarea maxima a debitului ce
poate fi furnizat la cele 4 SG-uri.
Pentru c azul B, a, ii, – cu debit de apa de racire maxim (40 l/s) , se prezinta numai acele
evolutii ale parametrilor care sunt semnificativ diferite fata de versiunea analizata mai sus ( i).
Astfel, in Fig. 5-18 se observa ca presiunea in PHTS scade dupa depresurizarea SG -urilor
pana sub 1 MPa, iar revenirea, pana in jurul valorii maxime de 2,4 MPa, este minora prin
comparatie cu cazul B, a, i, prezentat mai sus. Aceasta face ca LRV -urile sa nu mai deschida
si sa descarce apa grea in DGC, inventarul de ap a grea din PHTS ramanand astfel aproape
constant.

Fig. 5-18: Evolutia presiunii in PHTS in cazul SBO cu depresurizarea SG la 2200 s, var. ii.
O alta diferenta semnificativa prin comparatie cu varianta i a cazului B, a analizat mai sus, o
reprezinta modul in care se reface inventarul de apa din SG -uri. Debitul de apa de racire mai
mare conduce la refacerea mai rapida a inventarului si la cresterea nivelului apei in SG -uri,
asa cum se arata si in Fig. 5-19. Nivelul apei in SG -uri incepe sa creasca dupa 13000 s si
practic dupa 25000 s este refacut in intregime inventarul SG. Debitul de apa de racire poate fi
redus dupa 20000 s la 18 l/s total pentru toate 4 SG -urile (ca in simularea de la varianta i.
analizata mai sus), sa u chiar mai putin, doar la valoarea la care se pot compensa pierderile
prin vaporizare datorate caldurii reziduale preluate de agentul primar si transferata SG -urilor.
In aceste conditii, SG -urile devin sursa eficienta de racire pentru combustibilul nuclea r, asa
cum se observa si in Fig. 5-20, care prezinta evolutia temperaturii maxime la suprafata
combustibilului. Calculele realizate pentru aceasta varianta ii a cazului B, a, au aratat ca desi
circulatia naturala asigura o buna racire a combustibilului, de bitul de racire prin canale este
unul oscilant fara o directie anume, asa cum se poate observa si in Fig. 5-21.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
115
Fig. 5-19: Evolutia nivelului apei in SG in cazul SBO cu depresurizarea SG la 2200 s, var. ii.

Fig. 5-20: Evolutia temperaturii maxime la suprafata combustibilului nuclear in cazul SBO cu
depresurizarea SG la 2200 s, var. ii.

Fig. 5-21: Evolutia debitului de apa de racire in canale le de combustibil in cazul SBO cu
depresurizarea SG la 2200 s, var. ii.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
116 5.2.2 Depresurizarea generatoarelor de abur dupa 9000 s de la initierea SBO
In capitolul urmator este prezentat mai in amanunt cazul depresurizarii SG -urilor la 9000 s
urmata de adaosul d e apa in SG -uri la 9100 s (caz B, c), considerand acest caz reprezentativ
pentru a demonstra eficient a SG-urilor ca sursa de racire pentru combustibilul nuclear atunci
cand se ia tarziu aceasta masura de management al accidentului determinat de SBO la un
reactor CANDU -6, dupa uscarea SG -urilor.
Depresurizarea generatoarelor de abur, SG, s-a realizat la 9000 s iar la 9100 s s-a introdus apa
de racire in SG -uri, simulat a ca actiune a EWS (acoperitor si pentru alimentarea cu apa a SG
din rezervorul de stropire), la un debit total pentru cele 4 SG-uri de 30 l/s. Depresurizarea si
injectia de apa s -a realizat aproximativ in jurul momentului la care incep sa descarce LRV –
urile inventar din PHTS in DGC . Se reaminteste faptul ca SG -urile au pierdut tot inventarul
de apa de pe partea secund ara, prin v aporizare, inca de la 7510 s de la initierea SBO, asa cum
s-a arata in Capitolul 5.1.
In acest caz analizat se observa ca la momentul depresurizarii SG-urilor , la 9000 s, presiunea
in circuitul primar (Fig. 5-22), desi are o usoara tendinta de scadere, reincepe sa creasca ca
urmare a faptului ca debitul de apa introdus in SG -uri nu poate asigura imediat prelua rea
intregii cantitati de caldurii acumulate in zona activa si agentul primar . Cresterea este insa
una redusa, i ar dupa aproximativ 11000 s presiunea PHTS scade continuu, pana la aproape
presiunea atmosferica.

Fig. 5-22: Evolutia presiunii in PHTS in cazul SBO cu depresurizar ea SG la 9000 s
Nivelul de apa din SG -uri (Fig. 5-23) incepe sa aiba tendinta de refacere inca dupa 15000 s,
dar o crestere mai accentuata, continua a nivelului apare practic dupa 20000 s. Presiunea din
PHTS atinge valoarea de prag la care deschid LRV -urile care descarca apa grea in DGC (de
reamintit ca LRV -urile deschid prima data in cazul SB O de referinta la 8970 s, conform
rezultatelor prezentate in Capitolul 5.1), dar descarcarea este minora, neconducand si la
presurizarea DGC si la deschiderea RV -urilor.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
117 Desi debitul de agent primar de racire prin canale creste usor dupa depresurizare a SG si
introducerea de apa in SG -uri (cu o anumita inertie) , sensul circulatiei nu este unul stabil, asa
cum se observa si in Fig. 5-24.

Fig. 5-23: Evolutia nivelului apei in SG in cazul SBO cu depresurizar ea SG la 9000 s

Fig. 5-24: Evolutia debitului in canale in cazul SBO cu depresurizar ea SG la 9000 s
In colectoarele reactorului, fractia de goluri a agentului de racire primar creste si scade,
oscilant , dar racirea combustibilului este totusi bine asigurata, prin condensarea aburu lui
format, ca urmare a introducerii de apa de racire in SG -uri. Zona activa se raceste, asa cum
rezulta si din graficul cu temperatura maxima la suprafata combustibilului (Fig. 5-25), care
nu va depasi 600°K.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
118
Fig. 5-25: Evolutia temperaturii maxime de suprafata a combustibilului in cazul SBO cu
depresurizar ea SG la 9000 s
5.2.3 Depresurizarea generatoarelor de abur dupa 7200s si respectiv dupa
10800s de la initierea SBO
Pentru cazurile de depresurizare a SG -urilor la 7200s (caz B, b) si respectiv depresurizarea
SG-urilor la 10800 s (caz B, d), urmate de introducerea de apa de racire in SG -uri la 100 s
dupa depresurizare , Fig. 5-26 si Fig. 5-27 prezinta evolutiile temperaturilor la suprafata
combustibilului, care demonstreaza practic eficienta acestei masuri in cazurile analizate de
depresurizare intarziate a SG -urilor, urmata de introducerea de apa de racire in SG -uri dupa
depresurizare . Cazul depresurizarii SG -urilor la 7200 s a fost analizat pentru o perioada de
20000 s, iar cazul depresurizarii SG-urilor la 10800 s a fost analizat pe o perioada de 40000 s,
pentru a urmari stabilitatea parametrilor avuti in vedere (in special presiuni PHTS si
moderator si temperaturi zona activa ).

Fig. 5-26: Evolutia temperaturii maxime de suprafata a combusti bilului in cazul SBO cu
depresurizarea SG la 7200 s

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
119
Fig. 5-27: Evolutia temperaturii maxime de suprafata a combustibilului in cazul SBO cu
depresurizarea SG la 10800 s
In caz ul depresurizarii SG -urilor la 10800 s, se observa ca tendinta de crestere a temperaturii
combustibilului reuseste sa fie practic taiata , cu o anume inertie, de introducerea de apa rece
in SG -uri care, chiar si in aceste conditii , redevin su rsa rece pentru agentul primar . Evolutia
inventarului de agent primar este prezentata in Fig. 5-28, pe bucle si total pentru PHTS , si se
poate observa faptul ca invrentarul PHTS este diminuat destul de puternic ca urmare a
descarca rii de apa grea din PHTS in DGC.
.
Fig.5-28: Evolutia inventarului din PHTS i n cazul SBO cu depresurizarea SG la 10800 s
In mod exceptional, pentru a studia pana unde este eficienta depresurizarea SG -urilor si
alimentarea lor cu apa de racire, s -a analizat si depresurizarea SG -urilor la 12550 s, insotita
de alimentarea cu apa a SG -urilor la 12600 s (tot cu un debit de 30 l/s , total pentru cele 4 SG –
uri). Evolutia temperaturii exterioare a combustibilului pentru acest caz este prezentat a in Fig.
5-29.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
120
Fig.5-29: Evolutia temperaturii maxime de suprafata a combustibilului in c azul SBO cu
depresurizarea SG la 1 2550 s
Desi rezultatele arata ca temperatura pe teaca in acest caz nu creste peste 1000°K, dar se
apropie de aceasta valoare, totusi asocierea acestei cresteri de temperatura cu reducerea de
inventar din PHTS, ca urmare a debitului descarcat de LRV -uri in DGC, poate determina
tranzienti si stres termic la nivelul tubulaturii SG (datorita alimentarii acestora cu apa rece),
care eventual poate conduce la defectarea unor tuburi SG si crearea unei cai directe prin care
produsi radioactivi din zona activa (posibil eliberati din combustibil prin tecile defecte) pot fi
eliberati in mediul exterior Cladirii Reactorului . Se reaminteste faptul ca rezultatele calculelor
realizate pentru cazul SBO fara creditarea surselor de racire (Caz A) indicau ruperea primelor
canale de combustibil la 12960 s ( Capitolul 5.1), deci depresurizarea SG -urilor in acest caz
analizat (la 12600 s) este foarte apropiat a de momentul preconizat pentru ruperea canalelor .
5.2.4 Concluzii ale cazu rilor B analizat e
Cazurile B – a, b si c analizate au indicat faptul ca depresurizarea generatoarelor de abur, SG,
urmata de alimentarea cu apa a acestora la un debit total de 30 kg/s determina ca SG -urile sa
redevina sursa eficienta de racire si de depresurizare a PHTS , ceea ce conduce la racirea
combustibilului nuclear in caz de SBO, chiar daca aceasta masura nu se poate aplica decat
tarziu sau chiar foarte tarziu . Atunci cand se folosesc termenii „tarziu” si „foarte tarziu” se au
in vedere uscarea SG -urilor si chiar reduc erea inventarului de agent de racire primar prin
deschiderea ciclica a LRV -urilor/RV -urilor , precum si apropierea de momentul la care s -a
determinat prin calcule, realizate pentru cazul SBO de referinta, ca se ating criteriile de
rupere a canalelor de comb ustibil, in presiune.
Referitor la cazul depresurizar ii SG -urilor conform proiectului si procedurilor de operare in
caz de urgenta , la 3 0-35 minute de la initierea SBO (caz B, a, – i si ii), analiza realizata pentru
depresurizarea SG la 2200 s a aratat ca in cazul in care debitul de apa de racire introdus este
de 30 l/s (i), aceasta depresurizare nu conduce la rez ultate mai bune decat in cazul
depresurizar ii intarziat e a SG, la 7200 s si la 9000 s de la ini tierea SBO. C auza o reprezinta
golir ea practic a SG -urilor de apa, la depresurizare a acestora , si furnizarea in schimb din

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
121 rezervorul de stropire a unui debit de apa de racire care se dovedeste a fi insuficient pentru
preluarea caldurii reziduale produse de combustibil in aceste prime mii de secunde de la
initierea SBO (si declansarea reactorului ). Analiza cazului cu depresurizarea SG-urilor la
2200 s, cu cel e doua variante de debit de dupa depresurizare , a aratat ca este necesar un debit
de apa de racire mai mare in primele 20000 s ale accidentului , apropi at de valoarea maxima
la care poate fi acesta furnizat din rezervorul de stropire (40-43 l/s) , pentru refacerea
inventarului in SG -uri, iar dupa 2000 0 s acest debit poate fi redus semnificativ, la 18l/s (ca in
varianta i analizata) si chiar mai putin , pe masura ce ne indepartam de momentul declansarii
reactorului si scade caldura reziduala .
In ceea ce priveste depresurizarea foarte tarzie a SG -urilor urmata de introducerea de apa de
racire, desi analiza a aratat ca acest mijloc de management al acciden tului SBO este eficient
chiar si dupa 3 ore de la initierea evenimentului (10800 s) , nu este indicata introducerea
foarte tarziu (peste 3 ore) de apa rece intr-un SG uscat , in conditiile in care si inventarul de
agent primar a scazut foarte mult ca urmare a descarcarii prin LRV -uri si RV -uri, iar
temperatura combustibilului este si ea ridicata, conditii ce pot determina defecte de teaca si
eliberarea de produsi de fisiune gazosi in PHTS. Pentru alimentarea cu apa a SG in aceste
conditii trebuie realizata o analiza separata , detaliata, a conditiilor locale la nivelul tubulaturii
SG, deoarece exista riscul ca introducerea de apa rece in SG sa determine eforturi care pot
genera chiar ruperi ale tuburilor SG. Acest lucru trebuie evitat deoarece s -ar crea in aces t fel
o cale deschisa de evacuare materiale radioactive spre atmosfera din afara cladirii reactorului ,
MSSV -urile fiind deschise .

5.3 Depresurizarea voluntara a PHTS in cazul accidentului SBO
Secventa de accident este identica cu cea de la cazul de referinta, pana la momentul realizarii
depresurizarii PHTS prin deschiderea celor doua vane de depresurizare , special prevazute
(vezi modelul propus, prezentat in Capitolul 4.4.2) . Asadar, uscarea SG-urilor va apare la
aceleasi momente ca si in cazul de referinta, la fel si prima deschidere a LRV -urilor (in toate
cazurile analizate, dat fiind faptul ca prima deschidere a LRV -urilor se intampla la 8970 s iar
cea mai timpurie depresurizare voluntara a PHT S analizata este cea de la 9000 s de la
initierea SBO). Rezultatele obtinute din analiza cazurilor C (a, b si c ), cazuri prezentate in
Capitolul 4.2, sunt analizate mai in detaliu pentru depresurizarea voluntara a PHTS la 12600 s
(3,5 ore) de la initierea SBO (Caz C, c), caz considerat ca acoperitor si pentru celelalte cazuri
de depresurizare voluntara a PHTS (la 9000 s si respectiv 10800 s). Pentru cazul
depresurizarii voluntare a PHTS la 12600 s se face in aceasta sectiune o comparatie a
rezultatelor obti nute cu cazul SBO (cazul de referinta – caz A), pentru a determina care sunt
diferentele in comportamentul in special al zonei active atunci cand o astfel de masura de
management al accidentului SBO se aplica, in conditiile in care pana la acest moment tar ziu
in evolutia accidentului generatoarele de abur SB nu au putut fi depresurizate sau/si o sursa
de apa pentru alimentarea lor, la un debit de cel putin 30 l/s, nu este disponibila. Pentru
comparatia celor trei cazuri de depresurizare voluntara a PHTS, e volutiile celor mai
importanti parametri in cele trei cazuri analizate (C, a, b si c ) se vor prezenta comparativ ,
prin plotarea lor pe acelasi grafic (din Figurile 5-41, 5-42, 5-43, 5-44 si 5 -45). Analiza

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
122 comparativa a rezultatelor cazurilor de depresurizare voluntara a PHTS este realizata in
Capitolul 5.3.3, iar in Capitolul 5.3.4 si Capitolul 6 se prezinta concluziile p rivind analizele
realizate. Tabelul 5 -2 de asemenea contine cele mai importante rezultate obtinute pentru cele
3 cazuri de depresurizare voluntara analizate si pentru cazul de referinta, pentru comparatie.
5.3.1 Depresurizarea PHTS la 12600 s de la initierea SBO
Aceasta secventa de accident SBO cu depresurizarea voluntara a PHTS la 12600 s de la
initierea SBO (caz C, c) se va discuta in aceasta sectiune , iar rezultatele se vor compara cu
cele ale cazului SBO de referinta .
In cazul prezentat in aceasta sectiune , deschiderea vanelor de depresurizare voluntara a
PHTS , VDV, se realizeaza la 12600 sec, prin actiunea voluntara a operatorului, in conditiile
in care nu s -a reusit pana la acest moment revenirea SG -urilor ca sursa de racire pentru
agentul primar. La deschiderea celor doua vane se descarca in atmosfera anvelopei
reactorului un debit maxim total prin vane de: 208,7 kg/s (VDV1) + 23 1,6 kg/s
(VDV1)= 440,3 kg/s. Dupa deschidere, debitul scade continuu, in circa 230 de secunde
debitul ajungand sub 1 kg /s (Fig. 5-30). Evolutia presiunii in PHTS in cazul depresurizarii
voluntare a PHTS la 12600 s este prezentata in Fig. 5 -31.
Ca urmare a depresurizarii PHTS , canalele de combustibil nu se mai rup atunci cand
temperatura interioara a PT ajunge la 1000°K, ci atunci cand se atinge criteriul de
temperatura de rupere a canalului datorita „ sagging ”-ului (temperatura tub calandria 1473°K).
Aceasta temperatura se poate atinge numai in conditiile in care dupa depresurizarea PHTS nu
se introduce apa in PHTS (cum ar trebui de fapt, acesta fiind scopul depresurizarii si
conditiile de injectie apa cu HP -ECC fii nd indeplinite ). Conform rezultatelor analizei
realizate, pentru acest caz primul canal se rupe la 16250 s, prin sagging, daca in urma
depresurizarii nu s -a injectata apa in canalele de combustibil, cu mult mai tarziu decat in
cazul de referinta (caz A), unde ruperea primului canal apare la 12960 s, sub presiune, iar
apoi la 14301 s se dezasambleaza primul canal datorita sagging -ului (rezultate prezentate si in
Tabelul 5 -2, pentru comparatie) .

Fig. 5-30: Evolutia debitului de agent descarcat prin vanele de depresurizare a PHTS (VDV) in
cazul SBO cu depresurizarea voluntara a PHTS la 12600 s

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
123
Fig. 5-31: Evolutia presiunii in PHTS in cazul SBO cu depresurizarea voluntara a PHTS la 12600 s
Colapsarea zonei active in cazul analizat al depresurizarii volunt are a PHTS, fara injectie apa
de racire in PHTS, apare la 23900 s, cand segmentele axiale ale canalelor superioare ating
criteriul de dezasamblare. La atingerea acestui criteriu pentru un canal , a fost modelata o
jonctiune de tip „trip valve” prin a carei deschidere canalul este simulat rupt si incep e sa
schimbe fluid cu zona inconjuratoare din CV . Fig. 5-32 prezinta o imagine a fisierului Excel
cu rezultatele obtinute din analiza, legate de atingerea criteriului de dezasamblare a diferitelor
segmente si c anale modelate privind ruperea canaleler prin sagging ( un PrintScreen ) pentru
cazul SBO cu depresurizar ea voluntara a PHTS la 12600 s (fara alta actiune de atenuare a
accidentului).

Fig. 5-32: Print Scren – fisierul Excel cu rezultate privind atingerea criteriului de dezasamblare a
canalelor in cazul SBO cu depresurizarea voluntara a PHTS la 12600 s

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
124 Fig. 5 -33 prezinta evolutia temperaturii tubului calandria, pentru diferite canale, in cazul
depresurizarii voluntare a PHTS la 12600 s. Acest parametru este cel care furnizeaza
informatii despre dezasamblarea canalelor de combustibil, prin comparatie cu criteriul de
temperatura pe tubul calandria , CT, pentru dezasamblarea datorita sagging -ului (1473°K).

Fig. 5-33: Evolutia temperaturilor maxime ale CT in c azul SBO cu depresurizarea voluntare a
PHTS la 12600 s
Fig. 5-34 prezinta evolutia temperaturii maxime pe suprafata combustibilului in cazul
depresurizarii voluntare a PHTS la 12600 s, prin comparatie cu SBO – cazul de referinta . In
aceasta figura se prezinta evolutia pana la 20000 s, pentru a avea o imagine mai buna asupra
zonei de interes (dupa 20000 s, temperatura ramane catre 3000°K pentru ambele cazuri).

Fig. 5-34: Evolutia temperaturii maxime de suprafata a combustibilului in SBO – cazul
depres urizarii voluntare a PHTS la 12600 s (prin comparatie cu SBO – cazul de referinta)

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
125 Se poate observa ca in cazul SBO cu depresurizarea voluntara a PHTS la 12 600 s temperatura
ramane qvasi -constanta si sub valoarea de rupere a canalului pentru o perioada de peste 3000
s, ceea ce nu se intampla in cazul de referinta, in care evolutia temperaturii catre valori care
conduc la ruperea canalului datorita sagging -ului este foarte rapida.
Debitul initial (maxim) schimbat cu moderatorul de canal ul rupt datorita sagging -ului in cazul
depresurizarii PHTS este de -3,2 kg/s, ceea ce indica patrunderea moderator ului in canale le
rupte si depresurizate ca urmare a deschider ii VDV -urilor (Fig. 5-35). Apa grea moderator
intrata in canalele fierbinti determina o oxidare puternica a elementelor canalului de
combustibil care contin zirconiu (teci le elementelor combustil e, PT, CT , inclusiv in
interstitiul inelar dintre PT si CT ), care au o temperatura de peste 1200 °K. Generarea de
hidrogen la nivel de canal si in int reaga zona activa este de asemenea mare atunci cand se rup
canalele prin sagging ( Fig. 5-36), ca si caldura generata de reactia exoterma de oxidare .
Dupa deschiderea vanelor de depresurizare voluntara a PHTS (VDV) , care determina si
descarcarea restului de agent de racire din PHTS in anvelopa, caldura produsa de combustibil
continua sa fie transferata catre moderator prin mecanismele descrise in Capitolul 3.4.2, daca
depresurizarea nu este insotita de injectia de apa cu HP -ECC, iar presiunea in vasul calandria
va creste continu u, ca urmare a acumularii de energie. Caldura preluata de moderator este
prezentata in Fig. 5-37, in termeni de rata de transfer a caldurii si energi e preluata integrata.

Fig. 5-35: Evolutia debitului de agent prin canalele ru pte datorita sagging -ului, in cazul SBO
cu depresurizarea voluntare a PHTS la 12600 s

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
126
Fig. 5-36: Evolutia masei de hidrogen generat in cazul SBO cu depresurizarea voluntara a
PHTS la 12600 s

Fig. 5-37: Evolutia caldurii transferate la moderator in cazul SBO cu depresurizarea voluntara
a PHTS la 12600 s
Cresterea presiun ii in vasul calandria este continua, iar la 15330 s se atinge valoarea la care
se rup discurile de rupere de la conductele de descarcare ale CV. Ruperea discurilor de la
conductele ca landriei in acest caz se datoreaza cresterii presiunii in moderator ca urmare a
incalzirii accentuate a acestuia si nu datorita ruperii canalelor de combustibil , ca in cazul de
referinta al SBO , ceea ce face ca evolutia presiunii in CV (prezentata in Fig. 5-38) sa fie
diferita fata de cea inregistrata in cazul de referinta, mai ales in ceea ce priveste valoarea
maxima atinsa in CV inainte de ruperea discurilor . Se poate observa ca varful de presiune la
momentul ruperii discurilor este cu mult mai scazut in cazul depresurizarii voluntare a PHTS
(de maxim 2,33 bar in conductele calandriei , practic valoarea de prag pentru ruperea
discurilor ) decat in cazul de referinta (de 1 1,027 bar in conductele calandriei si 20,66 bar la
baza CV ). Valoarea maxima a presiunii la baza vasului calandria inregistrata pentru cazul de
referinta , de 2,066 MPa , este aprop iata de valoarea criteriului de defectare a CV pe presiune

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
127 prezentat in Capitolul 4.5, h, de 2,25 MPa ( in conformitate cu [11] ). In acest sens se
considera necesar ca sa se realizeze un calcul mai detaliat privind capacitatea CV de a face
fata acestui soc de presiune.

Fig. 5-38: Evolutia presiunii in vasul calandria – SBO cu depresurizare voluntara a PHTS la
12600 s (prin comparatie cu cazul de referinta)
Debit ul maxim de moderator descarcat in anvelopa este de 509,76 kg/s, in cazul
depresurizarii voluntare a PHTS, cu mult mai mic decat in cazul de referinta, unde s-a
inregistrat o valoare maxima de 13905 ,4 kg/s imediat dupa ruperea discurilor (Fig. 5-39).

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
128
Fig. 5-39: Evolutia debitului de moderator descarcat in anvelopa in cazul SBO cu
depresurizarea voluntara a PHTS la 12600 s (prin comparatie cu SBO – cazul de referinta)
La momentul depresurizar ii voluntar e a PHTS realizata la 12600 s, temperatura maxima la
suprafata combustibilului este de 1051 ,8°K. Dupa depresurizare a PHTS temperatura scade in
urmatoarele 60 de secunde pana la 794°K iar apoi incepe sa creasca , ca urmare a pierderii de
agent de racire prin vanele de depresurizare voluntara , VDV . Temperatura limita considerata
pentru introducerea apei in canale ( criteriul de 1000 °C=1273°K, prezentat in Capitolul 4.5, b)
se atinge la 15965 s. Fereastra de timp pe care operatorul o are l a dispozitie pentru
introducerea apei in canale (in cazul in care aceasta nu s -a realiz at automat, la atingerea
conditiilor) , fara impact asupra combustibilului (fragmentare, oxidare) , este conform
rezultatelor obtinute in aceasta analiza, de 3365 s. Prin comparatie, in cazul de referinta se
ajunge la depresurizarea PHTS numai dupa ruperea canalelor de combustibil , pentru a
permit e injectia de apa in canale, iar fereastra de timp in care aceasta injectie poate fi
realizata este cu mult mai mica, de numai 1085s (la 14045s temper atura maxima la suprafata
combustibilului atinge 1273°K, criteriul de la atingerea caruia nu mai este permisa
introducerea de apa in canale , conform criteriului din Capitolul 4.5, b) .
In cazul depresurizarii PHTS la 12600 s, l a colaps area zonei active (dupa 23900 s)
fenomenele devin mai intense ; apare o oxidare mai pronuntata a zirconiului din zona activa,
dupa cum se vede si in evolutia ratei de producere a hidrogenului, din Fig. 5-36. Cea mai
mare parte din canale se rup (codul considera intregi canalele acoperite de moderator, inca
bine racite).
Evolutia nivelului in moderator in cazul depresurizarii voluntare a PHTS la 12600 s este
prezentata in Fig. 5 -40. Dupa ruperea discurilor de rupere de la conductele calandriei, o parte
importanta din moderator este expulzata in anvelopa reactorului, dar semnificativ mai putin
decat in cazul de referinta. Moderatorul vaporizeaza apoi, pe masura ce preia caldura de la
canalele fierbinti (in conditiile in care in aceasta analiza nu s-a simulat si introducerea de apa
in canale dupa depresurizare, ceea ce ar determina racirea combustibilului si o alta evolutie a
evenimentelor ), iar nivelul moderatorului in CV scade continuu .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
129
Fig.5-40: Evolutia nivelului in moderator in cazul depresu rizarii voluntare a PHTS la 12600 s
(prin comparatie cu SBO – cazul de referinta)

5.3.2 Depresurizarea voluntara a PHTS dupa 9000s si respectiv 10800s de la
initierea SBO
Aceasta sectiune contine informatii despre rezultatele obtinute in celelate doua cazuri de
depresurizare voluntara a PHTS analizate si anume la 9000 s (caz C, a) respectiv la 10800 s
(caz C, b) de la initierea SBO. Rezultatele mentionate vor fi prezentate comparativ, luand in
considerare si rezultatele obtinute in cazul deprezurizarii la 12600 s, a caror semnific atie a
fost deja prezentata in Capitolul 5.3.1 de mai sus. Acest studiu de senzitivitate va pune in
evidenta care sunt asteptarile in ceea ce priveste evolutia parametrilor importanti in secventa
de evenim ente, cand masura de deprezuriza re a PHTS este luata la diferite momente de timp ,
in conditiile in care generatoarele de abur nu au fost depresurizate si alimentate cu apa de
racire pana atunci.
Accidentul SBO cu depresurizar ea voluntar a a PHTS la 9000 s a fost analizat numai pe o
perio ada de 21000 s, avand in vedere faptul ca aceasta secventa este acoperita de celelalte
doua cazuri analizate ( precum si a timpul ui mare de rulare al fiecarui caz). Evolutia
accidentului SBO in acest caz al depresurizarii PHTS la 9000 s este asemanatoare cu cea
prezentata in Capitolul 5.3.1, cu mentiunea ca in acest caz depresurizarea PHTS este realizata
mult mai devreme, la momentul la care de -abia incep sa se deschida LRV -urile si sa descarce
apa grea din PHTS in DGC . Evolutia inventa rului de agent de racire din PHTS pentru acest
caz, ca si pentru celelalte cazuri de depresurizare voluntara a PHTS analizate este prezentata
comparativ in Fig. 5-41.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
130
Fig. 5-41: Evolutia inventarului PHTS in cazul depresurizarii voluntare a PHTS (compara tiv)
Deschiderea vanelor de depresurizare voluntara a PHTS, VDV , va conduce practic la
descarcarea in atmosfera anvelopei reactorului a intregului inventar de apa grea din PHTS.
Asa cum se observa in Tabelul 5-2, debitul maxim descarcat prin cele doua VDV -uri este
pentru depresurizarea la 9000 s: 557,4 kg/s (VDV1) + 557,6 kg/s (VDV2) = 1115 kg/s .
Acest debit este mai mare decat in celelalte doua cazuri de depresurizare voluntara a PHTS
analizate , practic dublu fata de cazul depresurizarii PHTS la 12600 s.
Deoarece depresurizarea PHTS se realizeaza in acest caz (C, a) mai devreme, presurizarea
moderatorului si ruperea discurilor de rupere la conductele calandriei se vor intampla si ele
mai devreme fata de cazurile depresurizarii PHTS la 10800 s respectiv 1 2600 s (vezi Tabel 5-
2). Presiunea in vasul calandria si debitul maxim de moderator descarcat in anvelopa sunt
asemanatoare cu rezultatele obtinute in celelate doua cazuri , asa cum rezulta din tabelul
comparativ mentionat . Evolutia nivelului moderatorului in CV, comparativ, pentru toate
cazurile analizate, este prezentata in Fig. 5-42, pe perioada pe care s-a constatat ca apar
diferente mai mari intre aceste cazuri .
Un parametru de interes pentru cazul depresurizarii volunt are a PHTS la 9000 s, ca si a
depresurizarii la 10800 s de la initierea SBO este evolutia temperaturii maxime pe suprafata
combustibilului, prezentata in Fig. 5-43 pentru toate cazurile analizate.
Atingerea valorii de 1273°K pentru acest parametru fixeaza practic marimea ferestrei de timp
de la depresurizarea PHTS si pana cand acest criteriu este atins, fereastra in care se poate
injecta apa in canalele de combustibil fara pericolul fragmetarii combustibilului sau al
producerii masive de hidrogen prin oxida rea tecilor combustibilului, datorita apei injectate in
canale. Pentru cazul depresurizarii voluntare a PHTS la 9000 s aceasta fereastra de timp este
de 3800 s (criteriul este atins la 12810 s) iar pentru depresurizarea PHTS la 10800 s fereastra
de timp me ntionata este de 3640 s (criteriul este atins la 14440 s). Aceste rezultate sunt
prezentate si in Tabelul 5 -2.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
131
Fig. 5-42: Evolutia nivelului moderatorului in cazul depresurizarii voluntare a PHTS
(comparativ)

Fig. 5-43: Evolutia temperaturii maxime la suprafata combustibilului in cazul depresurizarii
voluntare a PHTS (comparativ)
Evolutia comparativa a caldurii transferate de la canalele de co mbustibil la moderator ,
integrate , pentru toate cazurile de depresurizare PHTS analizate si pentru cazul de referinta
(pentru comparatie) este prezentata in Fig. 5-44. Se poate observa in toate cazurile analizate
acela si trend si valori asemanatoare (liniile sunt aproape paralele) , cu un transfer ceva mai
rapid al caldurii in cazurile de depr esurizare PHTS (in special la depresurizarea de la 12600
s).

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
132
Fig. 5-44: Evolutia caldurii transferate la moderator in cazul depresurizarii voluntare a PHTS
(comparativ)
Cantitatea de hidrogen generata prin procesul de oxidare al zirconiului din zona acti va a
reactorului CANDU -6, integrata, pentru cazurile de depresurizare voluntara a PHTS analizate
si pentru cazul de referinta (pentru comparatie) este prezentata in Fig. 5-45. Ca si in cazul
caldurii transferate moderatorului, si din Fig. 5-45 se poate o bserva ac elasi trend si valori
asemanatoare in ceea ce priveste masa totala de hidrogen generat. Asa cum rezulta din
aceasta figura, pentru cazul de referinta generarea de hidrogen este mai slaba in perioada
pana la colapsarea zonei active (peste 21000 s), fata de celelalte cazuri, dar mai accentuata
dupa aceasta. Pentru cazurile de SBO cu depresurizare a voluntara a PHTS, lucrurile sunt
oarecum diferite, deoarece se genereaza mai mult hidrogen in perioada ruperii canalelor
(goale) prin sagging ( datorita oxi darii zircaloy -ului ca urmare a patrunderii apei/aburului de
moderator in canale le fierbinti ) si mai putin in etapa de dupa colapsarea zonei active (in
special pentru cazul depresurizarii PHTS la 10800 s).

Fig. 5-45: Evolutia cantitatii de hidrogen gene rat in cazul depresurizarii voluntare a PHTS
(comparativ)

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
133 Evolutia accidentului de depresurizare voluntara a PHTS la 10800 s este asemanatoare cu cea
prezentata in Capitolul 5.3.1 . Asa cum se observa in Tabelul 5-2, debitul maxim descarcat
prin cele doua VDV -uri este: 333,7 kg/s (VDV1) + 347,98 kg/s (VDV2) = 681,68 kg/s, mai
mare decat in cazul depresurizar ii realizat e la 12600 s dar sensibil mai mic decat in cazul
depresurizarii PHTS la 9000 s. Ace st debit maxim este conditionat de inventarul de agent din
circuitul primar existent la momentul deschiderii VDV -urilor (redus, dar nu semnificativ , prin
descarcarea prin LRV -uri/RV -uri) si de parametrii termohidraulici ai a gentului primar .
Ca o completare la ceea ce a fost prezentat despre evolutia accidentului SBO in cazul
depresurizarii voluntare a PHTS, inclusiv despre acest caz C, b, se poate spune ca acest caz
de mijloc determina evolutia cea mai favorabila, avand in vedere tot comportamentul PHTS
si al zonei active. Descarcarea de agent primar in atmosfera anvelopei este relativ mica (ca
debit maxim descarcat prin VDV -uri si ca pierdere de agent primar – mult redusa fata de
cazul depresurizarii la 9000 s), iar fereastra de timp in care se poate injecta apa in canale este
de peste 1 ora.
Debitul de moderator descarcat in atmosfera anvelopei dupa ruperea discurilor de rupere la
conductele calandriei este asemanator cu cel din celelalte 2 cazuri de depresurizare voluntara
a PHTS analizate. In acest caz, in lipsa asigurarii apei de racire, pr imele canale se rup datorita
sagging -ului la 14740 s iar zona activa colapseaza la 22300 s.

5.3.3 Concluzii privind cazu rile C – SBO cu depresurizarea voluntara a PHTS
Pentru cele trei cazuri de depresurizare voluntara a PHTS , realizata prin deschiderea a doua
vane de depr esurizare special instalate, VDV, cele mai importante evenimente si parametri de
interes in desfasurarea secventelor de accident analizate sunt prezentate comparativ in
Tabelul 5 -2.
Evoluti ile principalilor parametri in timp , pentru cele trei cazuri de depresurizare voluntara a
PHTS analizate , sunt prezentate de asemenea in graficele comparative din Figurile 5-41, 5-
42, 5-43, 5-44 si 5-45.
Din analiza celor trei cazuri au rezultat urmatoarele concluzii:
– Depresurizarea PHTS nu va determina evitarea ruperii canalelor de combustibil si
deci evitarea unui accident sever cu pierderea geometriei zonei active daca nu este
insotita de masuri de asigurare a unei surse de apa de racire pentru circuitul primar
sau in vasul calandria dupa depresurizarea PHTS . Depresurizarea voluntara a PHTS
creaza insa toate conditiile necesare injectiei de apa cu HP -ECC si poate, chiar si in
lipsa initierii automate a acesteia, intarzia momentul ruperii canalelor de combustibil.
Creaza de asemenea o fereas tra de timp generoasa (de aproximativ 1 ora) pentru
initierea de catre operator a injectiei de apa sau gasirii mijloacelor de racire a zonei
active, fara sa fie afectata in acest timp integritatea canalelor de combustibil.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
134 – Avand in vedere rezultatele obti nute in ceea cepriveste eficienta depresurizarii tarzii si
foarte tarzii a generatoarelor de abur (urmata de introducerea de apa in aceste
generatoare), depresurizarea PHTS nu este indicat sa fie realizata inainte de 3 ore de
la initierea SBO, deci nu atata vreme cat mai exista sansa depresurizarii SG si injectia
de apa in SG.
– Depresurizarea PHTS este indicat sa se realizeze numai intr -un interval de timp
determinat de analize, si anume dupa ce LRV -urile/RV-urile au deschis si descarcat o
parte importa nta din inventar ul primar impreuna cu energi a preluata de agentul de
racire primar de la combustibil , invers decat in cazul depresurizarii tarzii a
generatoarelor de abur . Descarcarea in timp, grad uala, de agent de racire primar prin
LRV -uri/RV -uri din PHT S in DGC si apoi in atmosfera anvelop ei reactorului poate
diminua socul deschiderii vanelor de depresurizare asupra anvelopei (in termeni de
presiune si stres termic). Aceasta ipoteza trebuie verificata prin calcule specifice.
– Dintre cazurile analizate, se considera ca ne -recomandat cazul depresurizarii PHTS la
9000 s. Depresurizarea la acest moment nu arata beneficii in ceea ce priveste
comportarea PHTS si a zonei active , cu exceptia ferestrei de timp ceva mai largi de
adaos apa in canale. La 9000 s, SG-urile mai pot fi puse inca in serviciu (prin
depresurizare si alimentare a cu apa de racire ), iar depresurizarea PHTS la acest
moment conduce la pierderea unei cantitati mari de agent de racire primar , la debite
mai mari prin vanele de depresurizare si in g eneral la o evol utie mai rapida a
evenimentelor chiar decat in cazul de referinta al SBO .
– Analiza cazurile depresurizarii voluntare a PHTS la 10800 s si respectiv 12600 s a
condus la concluzia ca ambele sunt preferabile ruperii canalelor de combustibil in
presiune, asa cum se intampla in cazul SBO fara surse de racire (si fara creditarea
vreunui alt mijloc de managenent al accidentului ) – cazul de referinta. In plus, in
ambele cazuri de depresurizare voluntara a PHTS mentionate se creaza ferestre de
timp s emnificativ mai largi de injectie a apei in canalele de combustibil, si se intarzie
(in cazul in care nu se injecteaza automat apa) ruperea canalelor de combustibil prin
sagging si colaps area zonei active .
– Cazul depresurizarii voluntare a PHTS la 12600 s conduce la efectele cele mai
intarziate si cu socurile cele mai mici asupra anvelopei (debit de agent primar
descarcat prin vanele de depresurizare ), dar este riscanta apropierea de momentul
ruperii canalelor (in cazul de referinta), avand in vedere incert itudinile care
guverneaza comportamentul zonei active in timpul accidentelor care depasesc baza de
proiectare , in special a accidentelor severe .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
135
Tabelul 5-2: Evolutia comparativa a evenimentului SBO cu depresurizare a voluntara a PHTS
Evenimentul (timp , s) /
Parametrul (u.m.) Depr . PHTS
12600 s Depr . PHTS
10800 s Depr . PHTS
9000 s SBO caz
referinta
Durata simularii (s) 38000 40000 21000 40000 s
Depresurizare PHTS prin deschiderea
a 2 vane de depresurizare voluntara
(VDV1&2), s 12600 s 10800 s 9000 s –
Debit maxim descarcat prin DVD1&2
– total, kg/s 440,3 681,68 1115 –
Rupere discuri rupere conducte vas
calandria (s) 15330 13840 12180 12960 s
Presiune maxima in vas calandria (CV)
– (bar) 2,33 (1) 2,358 (1) 2,39 (1) 11,02 (1)
20,66 (2)
Debit maxim moderator descarcat din
CV in atmosfera anvelopei (kg/s) 509,763 517,46 512,5 13905,4
Fereastra timp pt. Injectie apa in canale
(intre depresurizarea PHTS si atingerea
criteriului de 1273 °K) 3365 3640 3800 1085
Rupere primul canal de combustibil (s) 16250 (4) 14740 (4) 13070 (4) 12960 (3)
14301 (4)
Rupere canale pe toate trecerile (s) 23900 22300 20100 (6) 21100
Hidrogen generat (faza de debris)
(kg)* 118,6 (5) 95,3 (5) 74,6 (6) 131,2 (5)

Note:
(1) presiune in conductele de descarcare de siguranta ale calandriei (bar) ;
(2) presiune la baza vasului calandria (bar) – valoare apropiata de criteriu l de defectare pe presiune a
CV ( 2,25 MPa, conform [11]);
(3) la presiune peste 1 MPa si temperatura 1000 °K pe interiorul PT ;
(4) la presiune sub 1 MPa si temperatura 1473 °K pe CT (sagging) ;
(5) pana la sfarsitul simularii (fara epuizarea moderatorului din CV) ;
(6) simulare mai scurta decat celelalte (21000 s).

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
136 6. CONCLUZII PRIVIND ANALIZELE REALIZATE PENTRU SBO
LA CANDU -6
Concluziil e prezentate in aceasta sectiune au in vedere obiectivele propuse pentru analiza
evenimentului SBO la o centrala nucleara echipata cu un reactor CANDU -6, realizata pentru
mai multe cazuri, prezentat e in Capitolul 4.2.
Scopul studiului realizat in cadrul acestei lucrari a fost acela de a identifica modul de evolutie
al accidentului de pierderea totala a alimentarii cu energie electrica, SBO , la reactorul de tip
CANDU -6, in mai multe seturi de conditii de accident, si de a verifica prin calcul
oportunitatea si conditiile de implementare a unor masuri de management al accident ului
SBO la o centrala nucleara de tip CANDU -6. In cadrul lucrarii s -au studiat de asemenea
efectele si eficienta unei noi masuri de management al accidentului SBO , propuse de autor,
anume depresurizarea voluntara a circuitului primar, PHTS. Necesitatea si acceptabilitatea
masurilor de management al accident ului SBO au fost verificate prin analiza modului in care
se comporta centrala CANDU -6 in diferitele scenarii de accident sever considerate.
In cadrul lucrarii s -a analizat accidentul determinat de SBO, atat in cazul in care nu este
creditata nici o sursa de racire a combustibilului (cazul de referinta, A, analizat in Capitolul
5.1), cat si in cazu rile in care se a plica o masura de management a accidentului SBO , fie prin
depresurizarea generatorilor de abur urmata de alimentarea acestora cu apa de racire (Cazul
B, analizat in Capitolul 5.2), fie prin depresurizarea voluntara a PHTS prin deschiderea unor
vane special instalate (Cazul C, analizat in Capitolul 5.3). Aceasta depresurizare voluntara a
PHTS creaza conditiile necesare pentru injectia apei de racire in PHTS , fara ca pentru aceasta
injectie sa se ajunga la ruperea canalelor de combustibil la reactorul CANDU -6. Se
mentioneaza inca odata ca in nici unul din cazurile C analizate nu s -a simulat introducerea de
apa de racire in PHTS. Aceasta va reprezenta o posibila si necesara continuare a studiului
realizat in teza de doctorat.
Fiecare din cazurile cu evenimentul SBO in care s -au considerat masurile de management al
accidentului mentionate a fost analizat pentru mai multe variante, ce au avut in vedere
momente diferite de timp pentru implementare a masurii respective (toate cazuri le B si C) sau
debite diferite de apa de racire injectat a (Cazul B, a). Acest e analize au permi s extragerea
unor concluzii documentate, bazate pe rezultatele calculelor de senzitivitate realizate.
Analiza cazului A, de referinta, a fost realizata in special cu scopul de a fixa pilonii de
referinta pentru comparatia rezultatelor obtinute in acest caz cu rezultatele din celelalte cazuri
analizate in lucrare, utilizand acelasi cod de calcul, aceleasi modele si date de intare, pentru a
determina modul in care evolutia accidentului, pe ntru centrala nucleara de tip CANDU -6,
poate fi influentata de masurile de prevenire, stopare si/sau de atenuare a consecintelor
accidentului determinat de SBO. S -a avut in vedere de asemene a importanta asigurarii
conditiilor necesare pentru ca acele masuri sa poata fi implementate, si determinarea prin
analiza a fereastr ei de timp in care masurile de management al accidentului considerate pot fi
implementate . Scopul acesta a fost atins, iar rezultatele obtinute pentru cazul de referinta au
fost utilizate pentru comparatia cu rezultatele obtinute in celelalte cazuri analizate, prin

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
137 intermediul comentariilor in text, a graficelor comparative sau a rezultatelor mai importante
prezentate tab elar (cu precadere in Capitolul 5.3).
Din analiza cazurilor de SBO urmate de masuri de management al accidentului, prezentate in
Capitolul 4.2, au rezultat urmatoarele concluzii:
– Analiza cazurilor de depresurizare a generatoarelor de abur, SG ( realizata conform
proiectului , precum si depresurizarea intarziata ), urmata de alimentarea lor cu apa de
racire la un debit total de cel putin 30 kg/s (caz B) a aratat ca SG -urile pot reveni ca
surse de racire eficiente pentru agentul primar si combustibilul nuclear , in cazul
evenimentului SBO , daca deprezurizarea lor (urmata imediat de alimentarea cu apa de
racire) se realizeaza pana la sau in jurul perioadei de 3 ore de la initierea SBO. Actiunea
mentionata , de management al accidentului SBO , determina si depresuri zarea PHTS si
da posibilitatea refacerii inventarului pierdut eventual din PHTS prin LRV -uri, cu
ajutorul injectiei de apa din treptele HP-ECC, MP-ECC, iar mai apoi cu EWS (cand si
daca este disponibil). Este insa indicat ca aceasta actiune de management al
evenimentului SBO sa nu se realizeze dupa 3 ore de la initierea SBO , decat daca sunt
realizate analize specifice pentru zona tubulaturii SG, deoarece aceasta zona poate fi
eventual afectata de stresul termic datorat injectiei de apa rece intr -un SG cu
temperaturi posibil mari pe tubu ri (aceasta analiza reprezinta de asemenea o posibil itate
de c ontinuare a calculelor realizate in prezenta lucrare). Trebu ie realizata aceasta
analiza, tinand cont de faptul ca van ele de siguranta MSSV sunt deschise, si exista
riscul in acest caz sa apara fis uri sau ruperi ale tubulaturii SG , ceea ce ar crea o cale
directa de eliberare a produsilor de fisiune din zona activa in mediul exterior Cladir ii
Reactorului .
– Depresurizarea voluntara a PHTS trebuie realizata numai in cazul in care nu se reuseste
depresurizarea generatoarelor de abur si alimentarea acestora cu apa pana la inclusiv 3
ore de la initierea SBO. Pentru cazul depresuri zarii voluntare a PHTS , analiza a aratat
ca toate cele trei cazuri analizate conduc la prevenirea ruperii canalelor de combustibil
in presiune si creaza conditiile necesare de injectie a apei in PHTS cu HP -ECC, MP –
ECC (detaliate in Capitolul 4.2 la prezentarea cazului C) si chiar de utilizare a LP –
ECC , daca intre timp s -a reusit punerea in functiune a unei surse de energie electrica
precum generatoarele Diesel mobile, MDG (creditate sa intre in functiune in 2,5 – 3 ore
de la initierea SBO, c onform [71]) . In cazul in care injectia de apa nu se face automat
dupa depresurizarea PHTS , pentru toate cele 3 cazuri analizate exista o fereastra de
timp de aproximativ 1 ora (in functie de caz) pentru ca operatorul sa gaseasca un mijloc
de adaos apa in canalele de combustibil. Fereastra de timp este de peste 3 ori mai mare
in cazul depresurizarii voluntare a PHTS decat in cazul de referinta studiat. In lipsa
alimentarii cu apa de racire a combustibilul nuclear, depresurizarea voluntara a PHTS
intarzie de zasamblarea canalelor de combustibil si mai apoi colapsarea zonei active .
– Dintre cazurile de depresurizare voluntara a PHTS analizate, se considera ca ne –
recomandat cazul depresurizarii PHTS la 9000 s, fiind realizat a la un moment la care se
mai poate inca depresuriza SG -urile si alimenta cu apa de racire . Din analiza ceorlalte

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
138 doua cazuri de depresurizare voluntara a PHTS ( b si c), a rezultat ca perioada optima de
implementare a acestei masuri de management al acciden tului SBO este intre 3 si 3,5
ore de la producerea SBO , nu foarte aproape de momentul ruperii canalelor (determinat
din analiza cazul ui de referinta) din cauza incertitudinilor mari specifice analizelor de
accidente severe .
– Depresurizarea voluntara a PHTS poate fi realizata in masura in care analiza
comportarii termohidraulice a anvelopei si o analiza suplimentara privind generarea de
hidrogen arata ca efectele pot fi suportate de anvelopa reactorului . Rezultatele obtinute
in analiza cazu rilor de depresuri zare voluntara a PHTS au aratat ca nu se genereaza mai
mult hidrogen decat in cazul de referinta, pe perioada analizata .
– In aceasta lucrare nu a fost analizata eficienta racirii combustibilului nuclear ca urmare
a introducerii de apa de racire in canalele de combustibil dupa realizarea depresurizarii
voluntare a PHTS. Studiul parametrilor termohidraulici si compararea lor cu criteriile
selectate din literatura de specialitate (de exemplu criteriul de temperatura a tecilor
combustibilului pentru a permite injectia de apa de racire) arata insa ca sunt create toate
conditiile ca aceasta actiune sa se produca, in mod normal automat (dar poate fi si o
actiune de operator) si sunt sanse mari de succes daca debitul de apa injectata in canale
este unul suficient de mare pentru a prelua caldura acumulata in combustibil si
structurile zonei active , fara a se produce deteriorarea co mbustibilului la injectia apei in
canale . Determinarea acestui debit si a modului in care se comporta zona activa a
reactorului CANDU in acest caz reprezinta un studiu de senzitivitate care ar putea
continua cercetarile realizate in prezenta lucrare. Studi ul realizat in lucrare poate fi de
asemenea completat prin analiza modului in care s -ar putea realiz a racirea
combustibilului, in can alele inca intacte in urma depresurizarii voluntare a PHTS, din
exterior, prin racirea sau adaosul de apa in moderator, pre cum si conditiile in care o
astfel de masura ar putea fi implementa.
– Din analiza realizat a in aceasta lucrare a rezulta t ca depresurizare a voluntara a PHTS
poate reprezenta un mijloc de stopare a evolutiei accidentului sever determinat de SBO ,
in lipsa asigurarii unei alte surse de racire pentru combustibilul nuclear . Se considera ca
depresurizarea voluntara a PHTS reprezinta un mijloc mai bun de asigurare a conditiilor
necesare pentru injectia apei in PHTS decat ruperea canalelor de combustibil . Se
preconizeaza ca e fectele acestei masuri de management al accidentului SBO asupra
canalelor de combustibil, asupra vasului calandria si posibil asupra anvelopei sunt mai
mici decat in cazul ruperii canalelor de combustibil. Aceasta judecata inginereas ca
trebuie verificata cu ajutorul unor analize specifice, detaliate.
In utilizarea rezultatelor studiului realizat trebuie sa se tina seama de urmatoarele limitari :
– Rezultatele obtinute in analiza sunt unele preliminarii. Pentru aceasta parte a studiului s-
a utilizat un model al zonei active, cu intreaga zona activa simulata cu 32 componente
SCDAP , pentru 16 canale de combustibil simulate . Aceasta abordare da rezultate cu o
acuratete buna dar determina un timp mare de rulare al fiecarui caz, datorat numar ului

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
139 mare de componente, noduri si jonctiuni utizate , si a faptului ca parametrii sunt calculati
la pasi de timp foarte mici . Memoria utilizata de fisierele rezultate este de asemenea o
problema de luat in considerare; fisierele de restart rezultate dintr -o rular e de 40000 s
ajung la zeci si chiar o suta de Gb memorie. Fisierele de output ajung de asemenea la
dimensiuni atat de mari incat nu mai pot fi deschise cu softul utilizat in mod normal
(Notepad, Wordpad, etc.), pentru extrag erea si pre lucrarea datelor rezultate. De aceea
nu a putut fi analizat un numar mai mare de cazuri in cadrul studiului de senzitivitate
realizat.
– Codul de calcul utilizat este un cod utilizat in special pentru analiza regimurilor normale
si de acciden t, in special la reactoarele LWR, aplicabilitatea lui pentru CANDU fiind
inca in studiu in unele privinte. Versiunea de cod utilizata, MOD3.6 (a), este una in
dezvoltare, supusa imbunatatirii pentru utilizarea pentru analiza CANDU;
– Studiul realizat si posibile le masuri de prevenire sau intarziere a unui accident sever cu
dezasamblarea zonei active nu au fost insotite pana in prezent de calcule detaliate
pentru toate efectele asteptate (precum presurizarea anvelopei ).
De aseme nea trebuie tinut cont de urmatoar ele:
– Studiul nu si -a propus sa realizeze calcule de detaliu cu privire la dimensiunea,
localizarea exacta s.a.m.d. pentru mijloacele de depresurizare a PHTS , propuse ca
alternativa la ruperea canalelor de combustibil . De asemenea in acest studiu nu s -a avut
in vedere, pentru cazurile analizate, o cuantificare a produsilor de fisiune rezultati si
eliberati in atmosfera anvelopei, modul lor de transport sau comportare. De asemenea
nu s-au realizat calcule privind comportarea anvelopei , sau comportarea materialului
dezasamblat din zona activa, pe fundul vasului calandria, desi pe parcursul analizei s -au
prezentat fenomenele si judecati ingineresti despre comportarea acestora in anumite
situatii.
– Pe parcursul lucrarii s -a mentionat in m ai multe locuri necesitatea continuarii studiului
realizat cu alte calcule complementare, in analize complexe special realizate, care pot
elucida comportamentul unei structure, sistem sau echipament intr -o situatie data de
evolutia secventei respective de eveniment (de exemplu comportarea anvelopei ca
urmare a descarcarilor de agent primar si moderator, prin mai multe locuri, la momente
diferite de timp si cu parametrii descarcarilor diferit – debit, presiune, temperatura, etc).
De accea concluziile analize i se bazeaza exclusiv pe rezultatele obtinute, tratate prin
prisma cunostintelor si experientei autorului.
– In cadrul analizei realizate au fost formulate unele judecati ingineresti, pe baza unor
rezultate obtinute in cadrul studiului, privind efectul ruper ii in presiune a canalelor de
combustibil asupra vasului calandria , prin comparatie cu situatia in care se realizeaza
depresurizarea PHTS ; analiza acestor efecte poate face subiectul un or studii ulterioare
realizate cu codur i dedicate (ca de exemplu ANSYS) , ca si situatia comportarii
generatoarelor de abur la adaosul de apa rece , dupa uscarea acestora si reducerea
inventarului de agent primar – la circa 3 ore de la initierea SBO.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
140 7. CONCLUZII GENERAL E
7.1 Concluzii privind i ndeplinirea obiectivelor tezei de doctorat
Obiectivul general al lucr arii a fost acela de a studia si compara, pentru diferite secvente de
accident sever la reactorul CANDU -6, comportamentul acestui reactor si al sistemelor
centralei ce au un impact asupra asigurarii securitatii nucleare, in scopul extragerii
concluziilor ce pot conduce la imbunatatirea strategiilor de management al accidentelor
severe. Pentru atingerea acestui obiectiv s -a utilizat un cod de calcul de tip „best -estimate”,
RELAP/SDCAP SIM/ MOD3.6(a), o alternativa la utilizar ea codurilor integraliste utilizate in
prezent pentru analiza accidentelor severe la reactorul CANDU .
Analiza realizat a in cadrul acestei teze a avut ca scop evaluarea consecintelor accidentului
sever ce poate fi determinat in anumite conditii de eveniment ul de initiere SBO (Station
Black -out) la o centrala de tip CANDU -6. Evenimentul consta in pierderea tuturor surselor de
alimentare cu energie electrica a consumatorilor centralei nucleare, cu exceptia bateriilor si a
curentului alternativ produs de invert orii alimentati de la baterii. Analiza a fost realizata
pentru mai multe seturi de conditii considerate, ce au ca principala diferenta modul in care se
asigura conditiile de preluare a caldurii reziduale din zona activa de catre o sursa de racire . S-
au analizat astfel atat cazul in care nu este creditata nici o sursa de racire a combustibilului
(cazul de referinta), si care conduce la un accident sever, cat si cazurile in care sunt creditate
anumite masuri de management al accidentului SBO , specific ate in teza. Au fost furnizate in
teza explicatii cu privire la criteriile care s -au avut in vedere in selectarea cazurilor analizate,
ca si in realizarea studiilor de senzitivitate pentru cazurile in care se aplica o masura de
management al accidentului S BO. Teza contine de asemenea explicatii asupra criteriilor de
selectie a codului de calcul , a metodologiei de analiza, a modelelor utilizate, avand in vedere
fenomen ele ce se asteapta sa apara in cazul unui astfel de accident, prezentate amplu in teza.
Pentru cazul de referinta analizat, nu s -a creditat nici un fel de interventie pentru asigurarea
sursei de racire, in mod conservativ, pentru a defini evolutia in timp a accidentului. Din
analiza rezultatelor acestei secvente de accident au rezultat concluzii privind modul in care,
gradual, se poate interveni pentru a stopa evolutia accidentului considerat, a -i diminua
consecintele sau a crea conditiile necesare implementarii unor alte masuri de management al
accidentului, in scopul asigurar ii securitatii nucl eare.
In afara analizei realizate pentru evenimentul SBO fara creditarea nici unei surse de racire
pentru combustibil, studiul realizat in aceasta teza a avut in vedere analiza a doua seturi de
masuri de managenent al accidentului determinat de evenimentul SBO: depresurizarea
generatoarelor de abur urmata de introducerea de apa de racire in generatoare, precum si o
masura de management al accidentului, nou propusa pentru analiza de autorul lucrarii , anume
depresurizarea voluntara a sistemului primar de tran sport al caldurii, PHTS, prin deschiderea
a doua vane instalate special.
Prima masura de management a l accidentului mentionata este considerata in prezent ca fiind
principala masura de asigurare a racirii agentului primar si combustibilului nuclear in caz de
SBO, pana la punerea in functiune a unei surse de alimentare cu energie electrica. Analiza

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
141 realizata a avut in vedere atat verificarea prin calcul, cu utilizarea unui cod de calcul
alternativ, a eficientei acestei masuri, inclusiv verificarea debitului minim necesar de apa
adaugata in generatoare, dar de asemenea de a determina prin calculele realizate daca
depresurizarea generatoarelor de abu r realizata foarte tarziu (dupa epuizarea rezervei de apa
din acestea ), urmata imediat de alimentarea acestora cu apa de racire, determina revenirea
generatoare lor de abur ca surs a eficient a de racire pentru combustibilul nuc lear. Analiza
realizata, pentru mai multe seturi de conditii, in termeni de moment al depresurizarii
generatoarelor de abur si valoare a debit ului de apa de racire introdus, a confirmat eficienta
generatoarelor de abur ca sursa rece atunci cand masura de depresurizare s i alimentare a lor
cu apa este aplicata conform proiectului, dar de asemenea si revenirea generatoarelor de abur
ca sursa eficie nta de racire, cand aceasta masura este luata dupa epuizarea inventarului lor,
chiar si pana la 3 ore de la initierea SBO, daca mai exista suficient agent de racire in circuitul
primar. Acest studiu si aceasta concluzie reprezinta o contributie originala a autorului , analiza
complexa fiind realizata cu implicarea echip ei de profesori de la Universitatea Politehnica
Bucuresti care au sustinut eforturile a utorului tezei .
Cea de -a doua masura de management a accidentului sever avuta in vedere in analiza, de
depresurizare voluntara a PHTS, reprezinta o idee originala a autorului, masura fiind propusa
pentru a determina daca aceasta depresurizare poate conduce la crearea conditiilor necesare
pentru a asigura injectia de apa in PHTS , in scopul racirii combustibil ului. S -a specificat in
mod clar in teza ca aceasta masura este propusa numai pentru cazul in care nu se poate realiza
depresurizarea generatoarelor de abur cu introduce rea de apa de racire in generatoare , asa
cum s -a prezentat mai sus. Depresurizarea volu ntara a PHTS a fost propusa pentru a se evita
ruperea canalelor de combustibil in presiune, iminenta in conditiile in care nu se poate
asigura o sursa de racire pentru combustibil (cazul SBO de referinta, analizat) . Este de
mentionat ca desi treapta de ina lta presiune si de medie presiune a le ECC nu au nevoie de
curent alternativ pentru a injecta apa in zona activa (doar din baterii, disponibile), ECC nu
poate injecta apa in zona activa atata vreme cat PHTS este presurizat. Pana in prezent s -a
considerat ca ruperea canalelor de combustibil, care determina depresurizarea PHTS si
implicit asigura conditiile pentru injectia de apa a ECC in zona activa, actioneaza ca o
siguranta de protectie a reactorului . Autorul tezei a propus depresurizarea voluntara a PHTS
inainte de ruperea canalelor, ca alternativa la aceasta rupere, deoarece masura de
depresurizare a PHTS creaza conditiile necesare pentru injectia apei cu ECC in zona activa ,
pastrand in acelasi timp integritatea si geometria zonei active , protejand astfel vasul ca landria
si anvelopa reactorului . Pentru realizarea analizei acestei masuri de management pro puse,
autorul a creat un model conceptual pentru vanele de depresurizare voluntara si a trasat
principalele caracteristici pe care aceste vane ar trebui sa le aib a. In acest sens, modelul
conceput a fost integrat in schema nodalizata a PHTS si in datele de intrare utilizate pentru
analiza. Modificarile realizate pentru introducerea acestui model sunt prezentate in teza.
Rezultatele analizei depresurizarii PHTS cu ajutorul vane lor de depresurizare voluntara, au
scos in evidenta care este comportamentul PHTS si al zonei active ca urmare a unei astfel de
masuri si a determinat care sunt ferestrele de timp pe care operatorul le are la dispozitie
pentru a asigur a o sursa de racire a combustibilului in caz de SBO, fara sa apara deteriorarea

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
142 combustibilului sau a canalelor de combustibil, in cazul in care injectia de apa nu s -a realiz at
automat la depresurizare a PHTS . Rezultatele obtinute din analiza celor trei caz uri de
depresurizare voluntara a PHTS considerate (cu momente diferite de timp la care se
realizeaza depresurizarea PHTS) sunt prezentate in teza, prin comparatie cu cele ale cazului
de referinta, cu scopul de a scoate in evidenta comportamentul in princi pal al zonei active a
reactorului CANDU in fiecare caz si modul in care aceasta masura de management studiata
poate influenta evolutia evenimentelor si securitatea nucleara. Concluziile detaliate asupra
analizei realizate in teza sunt prezentate in Capitol ul 6. Doctorandul atrage atentia asupra
faptului ca rezultatele studiului sunt unele preliminare, conceptulale, obtinute cu un cod de
calcul aflat in dezvoltare pentru utilizarea acestuia pentru un reactor CANDU, iar limitarile
prezentate in Capitolul 6 po t eventual altera acuratetea rezutatelor calculelor realizate.
Lucrarea pune in evidenta caile de continuare a activitatii de studiu aprofundat si al altor
consecinte ale secventelor de accident analizate, din punct de vedere termohidraulic, chimic
si mecanic, al masurilor de management al accidentului SBO identificate, pentru a reduce
incertitudini le legate de implementarea acestora, ansamblul studiilor necesare fiind de o mare
complexitate.
Avand in vedere cele expuse mai sus, se considera ca teza de doctorat, prin analizele de
accident realizate si concluziile trase cu privire la managementul accidentului determinat de
pierderea totala a alimentarii cu energie electrica, SBO , la o centrala nucleara de tip CANDU –
6, a indeplinit obiectivele propuse pen tru aceasta teza.

7.2 Concluzii generale privind teza de doctorat
Pentru realizarea analizelor deterministe propuse, pentru accidente dincolo de baza de
proiectare si accidente severe la o centrala nucleara de tip CANDU, in cadrul lucrarii s -au
utilizat si ad aptat, in masura in care a fost necesar, modele de date de intrare dezvoltate in
timp de specialisti in domeniu din Romania, cu precadere din sau in cadrul Universitatii
Politehnica din Bucuresti , pentru codul de calcul RELAP/SCDAPSIM utilizat . In cadrul
studiului realizat au fost puse in evidenta fenomenele deosebit de complexe ce se dezvolta in
cazul unui accident sever la un reactor de tip CANDU, acestea reprezentand un potential
domeniu de studiu, analiza si dezvoltare ulterioara de modele analitice.
In prima parte a tezei sunt prezentate premizele care au condus doctorandul la alegerea temei
de doctorat „ Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de
putere de tip CANDU ” si mai apoi la orientarea studiului realizat in teza catre teme de mare
actualitate, precum managementul accidentului sever, rezultate din lectiile invatate din
accidentul nuclear de la Fukushima Daiichi din 2011 . Sunt mentionate aici cerintele nationale
legate de analiza si managementul accidentelor seve re, preocuparile internationale si
europene de evaluare a modului in care centralele nucleare pot face fata unor evenimente
peste bazele lor de proiectare, si cum poate fi imbunatatit raspuns ul lor la aceste evenimente .
In cea de -a doua parte a lucrarii, s e pune un accent deosebit pe cunoasterea pana la nivel de
detaliu a modului in care se comporta o centrala CANDU -6 in cazul unui accident sever, a

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
143 fenomenelor dezvoltate si a modului in care acestea sunt acoperite in mod adecvat de
tratamente analitice , ce coduri de calcul sunt utilizate in prezent pentru analiza accidentelor
severe la CANDU, care sunt limitarile acestor coduri in a simula fenomenele ce se produc in
cazul unui astfel de accident.
Lucrarea contine si o parte importanta dedicata analizei sec ventelor de accident ce pot rezulta
din evenimentul SBO. Aceasta analiza a fost construita de doctorand pe tiparul recomandat
de standardele Agentiei Internationale pentru Energie Atomica. Secventele analizate au fost
grupate in trei ca tegorii de evenimente, bazele acestei grupari si beneficiul asteptat din fiecare
caz analizat fiind definit.
In lucrare au fost puse in evidenta, cu acuratet e, informatiile preluate de la specialistii
implicati in trecut dar si in prezent in acest domeniu deosebit de complex al al
fenomenologiei asteptate si al analizelor de accident sever la CANDU, realizate mai ales cu
codul de calcul RELAP/SCDAP SIM. Au fost evidentiate de asemenea e lementele de noutate
aduse de doctorand prin prezentul studiu; a cestea se refera la imbunatatirile aduse modelelor
utilizate in analiza, inclusiv prin propunerea pentru studiu a unui no u model care simuleaza
un mijloc de imbunatatire a raspunsului la un accident sever. O analiza comparativa a
rezultatelor obtinute din calculele realizate pentru cazurile selectate a fost de asemenea
prezentata in teza. Modul in care sunt interpretate rezultatele analizelor realizate de doctorand
cu codul de calcul RELAP/SCDAP /MOD3.6(a), reprezinta de asemenea o parte originala a
lucrarii deoarece evident iaza, etapizat, care sunt masurile cele mai adecvate de raspuns la un
accident determinat de SBO, incepand cu initierea evenimentului pana la ruperea canalelor de
combustibil. Evitarea ruperi i canalelor de combustibil a reprezentat mot ivul propuneri i
analizei efic ientei si beneficiilor pe care le poate aduce atat depresurizarea intarziata a
generatoarelor de abur urmata de alimentarea lor cu apa de racire cat si a masurii de instalare
a unor vane pentru depresurizare a voluntara a circuitului primar, cu scopul de a evita
pierderea ireversebila a geometriei zonei active datorita indisponibilitatii unei surse de racire
pana la moment ul ruperii in presiune a canalelor de combustibil .
Lucrarea este important a din punct de vedere al asigurarii securitatii nucleare, deoarece
constientizeaza complexitatea fenomenologiei in cazul uni accident sever la un reactor
CANDU, propune un mijloc nou de management al accidentului sever la CANDU si verifica
prin analiza independenta eficienta unor mijloace de evitare a unui accident sever , utilizate
chiar cu intarziere fata de cerintele de implementare din procedurile de operare si determina
perioadele de timp avute la dispozitie pentru implementarea masurilor de prevenire si
atenuare a unui accident sever la o centrala de tip CANDU -6, in cazul unui eveniment SBO .

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
144
8. BIBLIOGRAFIE
1. CNCAN , “Norma de securitate nucleara privind amplasarea centralelor nuclearoelectrice”, NSN -01,
publicata in Monitorul Oficial, Partea I nr. 836 din 23/11/2010 .
2. CNCAN , „Norme de securitate nucleara privind proiectarea si constructia centralelor nuclearoelectrice”,
NSN -02, publicata in Monitorul Oficial, Partea I nr. 855bis din 21/12/2010 .
3. CNCAN, “Norme de securitate nucleara privind raspunsul la tranzienti, accidente si situatii de urgenta la
centralele nuclear -electrice”, NSN -07, publicata in Monitorul Oficial nr 65, Partea 1, din 27.01.2014 .
4. CNCAN, “Normele de securitate nucleara privind protectia instalatiilor nucleare impotriva evenimentelor
externe de origine nat urala”, NSN -06, publicata in Monitorul Oficial, Partea I nr. 34 din 15 ianuarie 2015 .
5. IAEA -TECDOC -1661 , „Mitigation of Hydrogen Hazards in Severe Accidents in Nuclear Power Plants ”,
International Atomic Energy Agency, Vienna, 2011
6. IAEA Safety Reports Seri es no. 29, „Accident Analysis for Nuclear Power Plants with Pressurized Heavy
Water Reactors ”, International Atomic Energy Agency, Vienna, 2003.
7. IAEA -TECDOC -1594 , „Analysis of Severe Accidents in Pressurized Heavy Water Reactors ”, Internation al
Atomic Energy Agency, Vienna , 2008 .
8. IAEA Safety Reports Series no. 56, „Approaches and Tools for Severe Accident Analysis for Nuclear
Power Plants ”, Internation al Atomic Energy Agency, Vienna , 2008 .
9. IAEA GS -R-4, „Standard Safety Assessment for Facilities and Activities ”, International Atomic Energy
Agency, Vienna , 2009.
10. IAEA, SSR – 2/1, „SAFETY OF NUCLEAR POWER PLANTS: DESIGN”, International Atomic Energy
Agency, Vienna, 2012
11. IAEA TECDOC 1727, “ Benchmarking Severe Accident Computer Codes for Heavy Water Reacto r”, IAEA,
Vienna, 2013 .
12. EPRI , „Technical Foundation of Reactor Safety. Knowledge Base for Resolving Severe Accident Issues ”,
USA, 2010.
13. NEA/OECD, ISBN 978 -92-64-99091 -3, „Nuclear Fuel Behaviour in Loss -of-coolant Accident (LOCA)
Conditions, State -of-the-art Report ”, NEA No. 6846, OECD, 2009.
14. OECD -NEA, “Nuclear Fuel Safety Criteria Technical Review” Second Edition, 2012, ISBN 978 -92-64-
99178 -1.
15. R.A. Causey, D.F. Cowgill, B.H. Nilson, „Review of the Oxidation Rate of Zirconium Alloys ”, SAND200 5-
6006, (2005)
16. M. Krause , „Hydrogen Program at AECL ”,The 2nd European Review Meeting on Severe Accident
Research (ERMSAR -2007) Forschungszentrum Karlsruhe GmbH (FZK), Germany, 12 -14 June 2007.
17. H. E. Rossinger, “ An Experimental Investigation of Transient Fuel Element/Bundle Settling ”, WNRE -503-
1, March 1983.
18. W.D. Crawley and A.E. Unger, “The High Temperature Sag of Pickering Fuel Elements” , WNRE -615,
AECL Whiteshell, December 1984.
19. W.D. Crawley, K. Demoline, A.E. Unger and H.E. Rosinger , “The Behaviour o f CANDU -PHW Reactor
Fuel Bundles and Fuel Bundle End -Plates in Vacuum in the 1400°C to 1800°C Temperature Range”,
WNRE -571, March 1984.
20. Shewfelt, R.S.W., Lyall, L.W., Godin, D.P. "A High -Temperature Creep Model for Zr -2.5 wt% Nb
Pressure Tubes" Journal of Nuclear Materials, Vol. 125, pp. 228 -235, 1984.
21. Shewfelt, R.S.W., Lyall, L.W. "A High -Temperature Longitudinal Strain Rate Equation for Zr 2.5% Nb
Pressure Tubes " Journal of Nuclear Materials, Vol. 132, pp. 41 -46, 1985.

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
145 22. P. Kundurpi and G. Archinoff , "De velopment of Failure Maps for Integrity Assessment of Pressure Tubes",
Proc. of 7th annual Canadian Nuclear Society conference, Toronto, 1986.
23. G.I. Hadaller, R.M. Sawala, E. Kohn , G.K. Archinoff, S.L. Wadsworth , “CANDU Fuel Deformation
during Degraded C ooling (Experimental Results) ”, Canadian Nuclear Society 6 annual conference, Ottawa,
3-4 Jun 1985.
24. L.A. Simpson, P.M. Mathew, A.P. Muzumdar, D.B. Sanderson, V.G. Snell, „Severe accident phenomena
and research for CANDU reactors ”, 10th Pacific Basin Nuclear Conf. Kobe, 1996.
25. D.A. Meneley, C. Blahnik, J.T. Rogers, et al ., „Coolability of Severely Degraded CANDU Cores ”, AECL –
11110 (Revised), 1996.
26. S.M. Petoukhov and P.M. Mathew, „MAAP4 CANDU Analysis of a Generic CANDU -6 Plant: Preliminary
Result ”, AECL -12133 , 2001.
27. F. J. Doria, „CANDU Safety #16: Large Loss -of-Coolant Accident with Coincident Loss of Emergency Core
Cooling ”, Atomic Energy of Canada Limited, 2001.
28. P.M. Mathew, W.C.H. Kupferschmidt, V.G Snell, M. Bonechi, „CANDU -Specific Severe Core Damage
Accident Experiments in Support of Level 2 PSA ”, Proceedings of 16th International Conference on
Structural Mechanics in Reactor Technology, SMiRT 16, Washington DC, August 12 -17, 2001
29. P.M. Mathew, A.J. White, V.G. Snell, M. Bonechi, „Severe Core Damage Accident Analyses and
Experiments for CANDU Applications ”, Proceedings of 17th International Conference on Structural
Mechanics in Reactor Technology, SMiRT 17, Prague, August 17 -22, 2003
30. P. M. Mathew, “ Severe Core Damage Accidents and MAAP4 CANDU ”, Washington DC May 6 -8, 2003
31. P. M . Mathew, S.M. Petoukhov, M.J. Brown , B. Awadh , „Severe Core Damage Accident Analysis for a
CANDU Plant ”, AECL, Chalk River Laboratories, Ontario, Canada
32. P. M. Mathew, T. Nitheanandan and S.J. Bushby, “Severe Core Damage Accident Progression within a
CANDU 6 Calandria Vessel ”, AECL Chalk River Laboratories Reactor Safety Division Chalk River,
Ontario, Canada, K0J
33. P.M. Mathew, Severe Core Damage progression within a CANDU Calandria Vessel , Proceedings of
MASCA Seminar 2004, Aix -en-Provence, France, June 10 -11, 2004
34. P. M. Mathew, “CANDU Severe Core Damage Experiments and Analysis”, 12th International Quench
Workshop FZK, Karlsruhe, October 2006
35. P. M. Mathew, “ Severe Accident Phenomena”, IAEA Meeting on Preparatory Revie w of Accident
Management, Bucharest, Romania, 12 -16 February 2007
36. S.Y. PARK, Y.H. Jin, Y.M. Song, „An Investigation of an In -Vessel Corium Retention Strategy for the
Wolsong Pressurized Heavy Water Reactor Plants ”, Nuclear Technology vol. 158, pg. 109 – 115, 2007.
37. P.Mani Mathew and A. Sartipi, „Phenomenology During the Progression of a Severe Core Damage within
a CANDU 6 Calandria Vessel ”, Severe Accidents Section, Reactor Safety Division AECL Chalk River,
IAEA/AECL/CNSC Technical Meeting 2008, 10 -13 November 2008, Mississauga, Ontario, Canada
38. T. Nitheanandan et al. , “Backup and Ultimate Heat Sinks in CANDU Reactors for Prolonged SBO
Accidents”, Nuclear Engineering and Technology, Vol.45 No.5 October 2013
39. S.M. Petoukhov , „MAAP4 -CANDU simulation result s for CANDU 6 accident management measure: steam
generator secondary side water make -up from dousing tank for the station blackout scenario”, The 19th
Pacific Basin Nuclear Conference (PBNC 2014), Vancouver, British Columbia, Canada, 2014
40. Sunil Nijhawan, “Survey of CANDU Fuel Bundle Experiments under High Temperature Conditions”, Final
report, Contract # 87055 -03-0228, CNSC 2004
41. Sunil Nijhawan, “ Importance of Reactor Heat Transport System Overpressure Protection System under
Severe Accident Conditions with Special Reference to CANDU Reactors” , Proceedings of the 20th
International Conference on Nuclear Engineering, ICONE20 & POWER2012, July 30 -August 3, 2012,
Anaheim, CA, USA (Paper 54301)
42. Sunil Nijhawan, „Improved Regulatory Oversight and Immediate Re trofits for Operating Pressurized
Heavy Water Reactors for Beyond Design Basis Accidents” , Proceedings of the 20th International

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
146 Conference on Nuclear Engineering, ICONE20 -POWER2012, July 30 – August 3, 2012, Anaheim,
California, USA (Paper -54387)
43. Sunil Nij hawan “ Public Comments on the CNSC Staff Integrated Safety Assessment of Canadian Nuclear
Power Plants for 2012 ” – July 2013
44. Mark T. Leonard , „Overview of Severe Accident Behavior ”, Dubrovnik, Croatia, 2010.
45. Joo Hwan Park, Yong Man Song, Dong Ha Kim, “Overview of HWR Code Development in Korea”,
Ottawa, October 2 -5, 2012
46. L. Sepold, et al., „Reflooding experiments with LWR type fuel rod simulators in the QUENCH facility ”,
Proc. NURETH -9, 1999
47. PNNL -177000, “PNNL Stress/Strain Correlation for Zircaloy”, K.J Geelhood ,C.E Beyer, WG Luscher,
Pacific Northwest National Laboratory for U.S Department of Energy, July 2008
48. M. Grosse, J. Stuckert, C. Roessger et al., „Analysis of the Secondary Hydrogenation during the QUENCH –
LOCA Bundle Tests with Zry -4 Claddings and its Influence of the Cladding Embritlement ”, 17th Intern.
Symposium on Zirconium in Nuclear Industries, Hyderabad (India), February 03 – 07, 2013
49. L.W. Dickson, J.W. DeVaal, J.D. Irish, P.H. Elder, M.G. Jonckheere, A.R. Yamazaki, „The BTF -104
Experiment: An In -Reactor Test of Fuel Behaviour, and Fission -Product Release and Transport Under
LOCA/LOECC Conditions” , Proceedings of the 4th International Conferenceon CANDU Fuel, , Pembroke,
Canada, p. 3B -1, October 1 -4, 1995
50. T. Nitheanandan, G. Kyle, R. O’Connor, „The Results From the Second High -Pressure Melt Ejection Test
Completed in the Molten Fuel Moderator Interaction Facility at Chalk River Laboratories”, Proceedings of
ICAPP ’07 Nice, France, May 13 -18, Paper 7337, 2007
51. SCDAP/RELAP5 Developmen t Team, „ SCDAP/RELAP5/MOD3.2 Code Manual”, Vol. 1 -5, NUREG/CR –
6150, INEL -96/0422, Rev.1, 1997
52. “RELAP5/MOD3.3 CODE MANUAL” ,Vol1. Division of Systems Research, Office of Nuclear Regulatory
Research, U. S. NRC, 2001
53. International SCDAP Development and Traini ng Program (SDTP), Training material , Allison and Hohorst,
2008
54. Allison, C., Hohorst, J. „Role of RELAP/SCDAPSIM in Nuclear Safety ”, TOPSAFE, Dubrovnik, Croatia,
30 September –3 October , 2008
55. L. J. Siefken, C. M. Allison, J. K. Hohorst, „ RELAP/SCDAPSIM/MOD3.5 – Improvements Resulting from
QUENCH and PARAMETER Bundle Heating and Quenching Experiments” , 2010
56. J.Hohorst, „ RELAP/SCDAPSIM Input Manual – Mod 3.4, 3.5 & 4.0”, ISS, 2012
57. R. Pericas, ISS -LLC, „Modeling of important severe accident p henomena – Theory models”, Barcelona,
2012
58. T. Kohriyama, M. Ohtani, A. Ezzidi, H. Morota, „ Comparison of MAAP4.03 with
RELAP/SCDAPSIM/MOD3.2” , JAERI -Conf 2000 -015, Daejon, 2000
59. Ghe. Negut, Al . Catana, I . Prisecaru, D . Dupleac , „Thermal Hydraulics of the CANDU Degraded Cores ”,
2007
60. M. Mladin, D. Dupleac, I. Prisecaru, „SCDAP/RELAP5 application to CANDU6 fuel channel analysis
under postulated LLOCA/LOECC conditions ”, Nuclear Engineering and Design 239 (2009) 353 –364
61. M. Mladin, D. Dupleac, I. Prisecaru, „Evaluation of the RELAP5/SCDAP Accident Analysis Code
Applicability to CANDU Nuclear Reactors ”, U.P.B. Sci. Bull., Series C, Vol. 71, Iss. 4, ISSN 1454 -234x ,
Bucharest, 2009
62. M. Mladin, D . Dupleac, I . Prisecaru , „Verification of Modified SCDAP/RELAP5 Against CANDU Fuel
Deformation Experimental Results ”, INCONE17, Brussels , 2009
63. D. Dupleac, M . Mladin, I . Prisecaru, „SCDAP/RELAP5 Analysis of Progression of Severe Accident in
CANDU 6 Plant ”, INCONE17, Brussels , 2009
64. D. Dupleac, M . Mladin, I . Prisecaru, „Effect of CANDU Fuel Bundle Modell ing on Severe Accident
Analysis ”, Paris , 2009

Contributii la analiza determinista a accidentelor severe pentru reactoarele de putere de tip CANDU
– Elena DINCA –
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2015
147 65. A. Budu, D . Dupleac , „Pressure Tube Oxidation Heat Addition in an Accident in a CANDU Type Nuclear
Power Plant ”, U.P.B. Sci. Bull., Series C, Vol. 73, Iss. 2, Bucharest, 2011
66. E. Dinca, C. Ciurea, I. Sanda, R. Sanda, I. Prisecaru, CIEM 2011, „Severe Accidents in Nuclear Power
Plants – Between Probability and Reality” , Bucuresti, 2011
67. C.Ciurea -Ercau, E. Dinca, M. Tronea, „Stress Tests or Cernavoda NPP – the Regulatory Perspective”,
NUCLEAR2012, ICN Pitesti, 16 -18 Mai 2012
68. C. Ciurea -Ercau, M. Tronea, „Regulatory Requirements for Severe Accidents Analysis”, SIEN2013,
Bucuresti, 10 -14 Noiembrie 2013
69. E. Dinca, D. Dupleac, I. Prisecaru, „Investigation on the Influence of Fuel Channels Mo delling on the
Hydrogen Generation during a CANDU 6 Severe Accident”, SIEN2013, Bucuresti, 10 -14 Noiembrie 2013
70. E. Dinca , „Thermo -Chemical Behavior of Disassembled CANDU Fuel Channels and Debris during a
Severe Accident”, NUCLEAR2014, ICN Pitesti, Mai 201 4
71. CNCAN, „ National Report on the Implementation of the Stress Tests”, Bucuresti, Decembrie 2011
72. A.Bonelli, O.Mazzantini, D.Dupleac, E.Dinca, L. J. Siefken, C. M. Allison, J. K. Hohorst,
„RELAP/SCDAPSIM/MOD3.6 – Development of Severe Accident Models for Heavy Water Reactors
Including CANDU and Atucha -2”, Proceedings of ICAPP 2015, May 03 -06, 2015, Nice, France, (Paper
15080)
73. Gheorghe Neguț, Teză de doctorat: „Contribuții la studiul dinamicii proceselor termohidraulice tranzitorii
din reactoarele centrale i nuclearoelectrice de la Cernavodă ” Universitatea Politehnica Bucuresti, 2005
74. M. Mladin, Teză de doctorat : „Adaptarea unor modele fizice de relocare a combustibilului în cursul
accidentelor severe existente în codul SCDAP/RELAP5 (PWR) la geometria orizont ală specifică reactorilor
CANDU” , 2010 Universitatea Politehnica Bucuresti, 2010
75. A. Budu, Teză de doctorat : „Contribuții la studiul accidentelor din centralele nuclearoelectrice CANDU”,
Universitatea Politehnica Bucuresti, 2011
76. R. Arsene, Teză de doctorat : „Contribuții la analizele de securitate nucleară privind reactoarele nucleare
de tip CANDU 6”, Universitatea Politehnica Bucuresti, 201 4
77. C. Blahnik, C.S. Kim, S. Nijhawan, R. Thuraisingham, „Modular Accident Analysis Program for CANDU
Reactors ”, Canadian Nuclear Society Conference (Proc. 12th Ann. Conf. Saskatoon, 1991), Canadian
Nuclear Society, Toronto (1991) 235 –242.