ANÁLISIS DE LA REFRIGERACIÓN DE CÁPSULAS DE

ANÁLISIS DE LA REFRIGERACIÓN DE
CÁPSULAS DE ALMACENAMIENTO DE
COMBUSTIBLE NUCLEAR GASTADO
(I y II)
Trabajo de Investigación – 2º Curso Doctorado
Alumno de Doctorado: Ignacio Montoya Ocerin
Profesores responsables: Dr. Don Fernando María Legarda Ibáñez
Dr. Don Jesús María Blanco Ilzarbe
Tutor de Doctorado: Dr. Don Gustavo Adolfo Esteban Alcalá
Programa de Doctorado: Ingeniería Física
Departamento de Doctorado: Ingeniería Nuclear y Mecánica de Fluidos
Curso 2009/2010
INTRODUCCIÓN – El ATC español........................................................................... 1
Descripción del ATC ....................................................................................... 2
ANTECEDENTES.......................................................................................................... 4
OBJETIVO DEL PROYECTO ...................................................................................... 6
METODOLOGÍA ............................................................................................................ 7
Software de cálculo ........................................................................................ 7
Geometría....................................................................................................... 7
Principio de refrigeración .............................................................................. 11
Descripción del análisis de sensibilidad........................................................ 13
Modelización del problema ........................................................................... 13
Modelización de camisas y suelo intermedio ............................................ 13
Modelo de mallado................................................................................... 14
Camisas................................................................................................. 15
Paredes del recinto................................................................................ 17
Región fluida.......................................................................................... 17
Interfases............................................................................................... 20
Modelo físico ............................................................................................ 21
Propiedades del aire.............................................................................. 21
Condiciones de contorno ....................................................................... 22
Modelización de la turbulencia .............................................................. 24
Modelización de la radiación ................................................................. 24
Determinación del flujo térmico ............................................................. 25
Análisis de resultados - Limitaciones térmicas ............................................ 26
RESULTADOS Y DISCUSIÓN.................................................................................. 27
Análisis comparativo ..................................................................................... 27
Distribución de temperaturas ........................................................................ 29
Distribución de velocidades .......................................................................... 36
CONCLUSIONES ........................................................................................................ 40
LÍNEAS FUTURAS...................................................................................................... 42
REFERENCIAS............................................................................................................ 43
INTRODUCCIÓN – El ATC español
Los diez reactores con los que ha contado la industria nuclear española a lo
largo de toda su trayectoria generarán, al término de su vida operativa
estimada en 40 años (excepto en el caso de Vandellós 1 y José Cabrera, ya
inoperativas), cerca de 20.000 elementos de combustible gastado, es decir,
6.700 toneladas de Uranio, Plutonio y otros productos generados a raíz de la
fisión de átomos que tiene lugar en esos reactores y que transforma el
combustible inicial en material irradiado de alta actividad.
En la actualidad, el combustible gastado de las centrales nucleares se aloja
temporalmente en unas piscinas de almacenamiento, en vías de saturación, ya
sea hacia una instalación de reprocesado o para su gestión como residuo
radiactivo. En el caso español, éste permanece mayoritariamente en las
piscinas de las propias plantas, si bien, en último término, será necesario
retirarlo para permitir el desmantelamiento de las centrales nucleares.
Así, y atendiendo a consideraciones estratégicas, económicas y de seguridad,
se ha previsto la construcción en territorio nacional de una instalación que, bajo
la denominación de Almacén Temporal Centralizado (ATC), concentrará
durante unos 60 años todo el combustible gastado de las CC. NN. españolas,
así como otros residuos generados en sus desmantelamientos (Figura 1).
Figura 1: Recreación del futuro ATC
1
Descripción del ATC
La descripción física del almacén temporal centralizado, con unos costes
previstos de 540 M€, es la de una estructura que se asemeja a una nave
industrial, de aproximadamente 283 metros de largo, 78 metros de ancho y 26
metros de alto. El espesor de los muros es de 1,5 metros y los conductos de
aire de los edificios de almacenamiento alcanzan una altura de 45 metros
respecto al nivel del suelo.
Con un funcionamiento totalmente automatizado (Figura 2), los residuos
radiactivos siguen el siguiente proceso:
Fase 1 – Recepción de contenedores
Los residuos llegan a la instalación por carretera o ferrocarril en contenedores
homologados para el transporte. En el área de recepción un puente grúa los
descarga, se retiran los limitadores de impacto y se colocan en posición
vertical.
Fase 2 – Apertura
En la segunda fase se transfieren a otra zona donde se retira la primera tapa,
se comprueba su contenido y se envía a la celda de descarga.
Fase 3 – Descarga de combustible
En esta tercera fase se retira la tapa interna del contenedor, se extraen los
elementos combustibles, y se sitúan en un bastidor de descarga transitorio. El
contenedor puede volver a ser utilizado.
Fase 4 – Encapsulado
A continuación comienza, en una zona de almacenamiento en tránsito, la
introducción de los elementos combustibles en una cápsula de almacenamiento
cuya tapa es soldada.
2
Fase 5 – Almacenamiento
En la quinta fase, la cápsula se introduce en un tubo de almacenamiento,
donde permanecerán hasta que se quieran recuperar. Los elementos
combustibles quedan finalmente aislados por tres blindajes: cápsula, tubo y
muro de hormigón.
Fase 6 – Refrigeración
El aire exterior entra y extrae el calor que emiten los elementos combustibles.
Figura 2: Fases del funcionamiento automatizado del ATC
La instalación incluye pues los siguientes edificios:
-
El área o edificio de recepción
-
El edificio de procesos
-
El edificio de servicios y sistemas auxiliares
-
Los módulos de almacenamiento
-
La nave de almacenamiento de residuos de media actividad
3
ANTECEDENTES
El presente trabajo se enmarca como una tarea del proyecto de investigación
“Modelo térmico de almacenamiento de cápsulas de 32 elementos
combustibles en bóvedas del ATC” realizado para la Empresa Nacional de
Residuos Radiactivos (ENRESA) por el Grupo de Mecánica de Fluidos del
Departamento de Ingeniería Nuclear y Mecánica de Fluidos de la Escuela
Técnica Superior de Ingeniería de Bilbao de la Universidad del País Vasco.
Dicho proyecto tiene como objetivo global la evaluación térmica de una
propuesta de ampliación del diseño actual del ATC, el cual debido a su
configuración alberga cápsulas de almacenamiento en cuyo interior hay cabida
para 6 elementos combustibles PWR 17x17 con 5 años de enfriamiento (Figura
3). El rediseño propuesto para el ATC plantea, manteniendo sus dimensiones,
la posibilidad de introducir un mayor número de elementos por cápsula. Este
rediseño da lugar pues a una potencia térmica menor en el módulo a la vez que
disminuye el número de transportes desde las centrales hasta el almacén
(Figura 4).
10x12 tubos
(PT máx = 2400 kW)
2 cápsulas/tubo
(Pmáx = 10 kW/cápsula)
6 elementos/cápsula
Figura 3: Distribución en planta y esquema de almacenamiento. Diseño actual
4
6x7 tubos
(PT máx = 1680 kW)
2 cápsulas/tubo
(Pmáx = 20 kW/cápsula)
32 elementos/cápsula
Figura 4: Distribución en planta y esquema de almacenamiento. Rediseño planteado
Se obtiene como contrapartida un aumento de potencia calorífica en los tubos
de almacenamiento, requiriéndose por tanto un estudio de la refrigeración de
los mismos con el fin de verificar el cumplimiento de las especificaciones
térmicas requeridas en el interior del almacén.
5
OBJETIVO DEL PROYECTO
Una de las principales cuestiones a abordar en el rediseño del ATC es la
evacuación del calor generado por el combustible irradiado en su proceso de
desintegración nuclear, siendo en todo momento necesario cumplir los
requisitos de seguridad contemplados por la legislación correspondiente.
Así, el objetivo principal del presente proyecto ha sido la realización de un
estudio fluido-dinámico que permita lograr en un estado estacionario la
optimización del proceso de refrigeración de las cápsulas de almacenamiento
de combustible nuclear gastado para la propuesta de ampliación del ATC.
6
METODOLOGÍA
Software de cálculo
Tras la generación de las correspondientes geometrías por medio de un
software de diseño asistido por ordenador, el análisis del problema se ha
llevado a cabo mediante técnicas de Dinámica de Fluidos Computacional
(CFD). El código escogido para el cálculo ha sido el software comercial
StarCCM+, propiedad de la empresa multinacional CD-adapco.
En aquellos casos en que por haberse generado un modelo excesivamente
complejo no ha sido posible emplear un ordenador personal, la simulación se
ha realizado con la ayuda de un cluster de cálculo de los Servicios Generales
de Investigación (SGIker) creados por la Universidad del País Vasco. La
máquina (Cluster DL585 Server), con 40 microprocesadores Opteron y sistema
operativo Red Hat Linux AS 4 (update 4), presenta las siguientes
características técnicas (Tabla 1):
Cantidad
Tipo
1
Servidor
2
4
1.8 GHz
4
-
4
Nodo
4
8
2.4 GHz
16
72
1
Nodo
4
8
2.4 GHz
32
72
Proc. Cores Velocidad RAM (GB) Disco (GB)
Tabla 1: Cluster Arina. Características técnicas
Geometría
El módulo de almacenamiento (Figuras 5 y 6) considerado para el estudio
consiste en una bóveda de hormigón en cuyo interior existen 42 tubos –
dispuestos en 6 filas por 7 columnas – destinados a albergar las cápsulas de
residuos nucleares.
7
Figura 5: Módulo de almacenamiento. Vista general
Figura 6: Módulo de almacenamiento. Vistas inferior y posterior
8
A continuación (Figuras 7 y 8) se presentan las dimensiones principales del
módulo:
Figura 7: Dimensiones de módulo de almacenamiento. Vista interior
Figura 8: Dimensiones del módulo de almacenamiento. Vista en planta
9
Previamente a su introducción en los tubos del módulo, el combustible nuclear
gastado es almacenado en cápsulas de residuos cilíndricas de acero inoxidable
convenientemente selladas en una atmósfera de gas inerte.
La figura 9 muestra en detalle una de estas cápsulas:
Figura 9: Cápsula de residuos
Una vez selladas, las cápsulas son introducidas en los tubos del módulo de
almacenamiento, permitiéndose hasta un máximo de 2 cápsulas por tubo
(Figura 10):
10
Figura 10: Almacenamiento de las cápsulas de residuos en los tubos del módulo
Principio de refrigeración
El módulo de almacenamiento es refrigerado gracias al principio de convección
natural (Figura 11): el aire exterior se introduce en la bóveda a través de un
conducto vertical para tras calentarse abandonarla por medio de una chimenea
de extracción.
11
Salida de
aire
caliente
Entrada de
aire frío
Figura 11: Refrigeración del módulo de almacenamiento
El calor de los tubos es transferido al aire gracias a la presencia de unas
camisas que rodean a los mismos, de modo que el fluido circula entre tubo y
camisa llevándose el calor generado por los residuos. Un suelo intermedio en
el módulo es el encargado de forzar el paso del fluido a través del huelgo entre
tubo y camisa (Figura 12):
Cápsulas
Suelo intermedio
Figura 12: Suelo intermedio
12
Descripción del análisis de sensibilidad
Teniendo en cuenta el diseño por medio de camisas anteriormente detallado, la
metodología seguida en este trabajo para el análisis de la refrigeración de las
cápsulas de combustible nuclear gastado ha consistido en la realización de un
análisis de sensibilidad del diámetro de dichas camisas.
Así, conservando el resto de dimensiones y parámetros invariables y tras la
puesta a punto del modelo se han estudiado 7 modificaciones del huelgo, a
saber: 20 mm, 30 mm, 40 mm, 50 mm, 60 mm, 70 mm y 80 mm.
Es importante señalar que únicamente se ha tenido en cuenta la
fenomenología a partir de los tubos de almacenamiento; es decir, que no han
sido considerados los procesos termodinámicos en el interior de los mismos.
Modelización del problema
Modelización de camisas y suelo intermedio
Teniendo en cuenta la reducida dimensión de la pared de la camisa (4 mm), de
una altura igual a 9285 mm, esta ha sido modelizada como una lámina tubular
sin espesor concéntrica al tubo de almacenamiento, cuyo diámetro exterior ha
permanecido en todos los casos constante e igual a 1840 mm. Teniendo en
cuenta estas dimensiones se obtiene una separación entre ejes de tubos igual
a 2,6 m y 3,23 m en dirección transversal y longitudinal al flujo,
respectivamente.
La figura 13 muestra gráficamente esta modelización en la que puede
observarse asimismo la posición relativa del suelo intermedio, cuyo espesor ha
sido igualmente desestimado.
13
Tubo de
almacenamiento
(Øext = 1840 mm)
Camisa
(Øint variable)
Suelo intermedio
Figura 13: Modelización de camisa y suelo intermedio
Modelo de mallado
En vistas a obtener una reproducción fiel de los fenómenos involucrados, el
mallado de la geometría (región fluida) se ha realizado mediante el uso de 3
tipos de modelos bien diferenciados, dependiendo de la zona considerada:
camisas, capa límite o “región fluida”. Para ello se ha realizado una partición de
la geometría (Figura 14), resultando los siguientes cuerpos:
-
Cuerpo 1: Región fluida desde la entrada al módulo hasta el suelo
intermedio
-
Cuerpo 2: Región fluida a través de las camisas de refrigeración
-
Cuerpo 3: Región fluida desde el suelo intermedio hasta la salida del
módulo
14
Cuerpo 1
Cuerpo 2
Cuerpo 3
Figura 14: Partición del modelo
Camisas
Dadas las características geométricas y reducidas dimensiones de estas
regiones del fluido, y con el fin de obtener un grado de detalle aceptable del
proceso de convección natural aquí dado, para el mallado de las camisas se ha
optado por un modelo de capas prismáticas basado en celdas poligonales.
Para la generación de dicho mallado se ha considerado una curvatura de 36
puntos por círculo y un tamaño base igual a 0,3 m. Dado que con un número
menor de elementos los resultados no fueron lo suficientemente precisos,
finalmente se introdujeron por camisa un total de 8 capas prismáticas. La figura
15
15 muestra una vista en planta y un corte transversal de este modelo de
mallado:
Figura 15: Modelo de mallado en camisas (Cuerpo 2)
A continuación (Figura 16) puede observarse un detalle del mallado en un corte
longitudinal según la dirección de las camisas:
Figura 16: Modelo de mallado en camisas. Corte longitudinal
16
Paredes del recinto
La formación de las capas límites térmica y/o dinámica es un fenómeno que
interesa capturar adecuadamente en un proceso de transferencia de calor por
convección. Para ello se han generado en las paredes del modelo una zona de
30 mm de espesor compuesta por 4 capas prismáticas ortogonales de un
tamaño base igual a 0,3 m por elemento. En la siguiente imagen (Figura 17)
puede observarse en detalle este tipo de mallado en contacto con las paredes
del recinto:
Figura 17: Modelo de mallado en contorno sólido
Región fluida
Para el estudio del resto de la región fluida se ha optado por un mallado
basado en celdas poliédricas (Figuras 18 y 19). Como alternativa a los
tetraedros, el uso de este tipo de geometría optimiza el flujo de información
entre celdas por su mayor número de caras, de una media de 14 caras por
elemento. Para una misma geometría de partida este tipo de mallado da lugar
además a aproximadamente un número 5 veces menor de elementos que la
correspondiente malla tetraédrica.
17
Figura 18: Ejemplo de mallado poliédrico. Fuente: StarCCM+ Online Help
Figura 19: Detalle en corte de la malla poliédrica (Cuerpos 1 y 3)
Por otro lado, tanto la región de entrada como de salida de las camisas ha sido
refinada con el fin de obtener una adecuada transición y por tanto transporte de
información entre modelos de mallado diferentes. Para ello se ha refinado el
mallado superficial en el modelo poliédrico, de modo que mediante una
reducción del tamaño base de los elementos en un 80% la malla de volumen
crece de un modo suavizado en la zona, obteniéndose un número de celdas
comparable al de la región adyacente (Figura 20):
18
Figura 20: Conexión entre modelos de mallado
Teniendo en cuenta la simetría del problema se ha simulado la mitad del
modelo según su dirección longitudinal, tal y como se muestra en la siguiente
imagen (Figura 21):
Figura 21: Modelo simétrico
19
Con todo, la malla así generada ha dado lugar en cada caso a un modelo
formado por aproximadamente 2 millones de elementos.
Interfases
Con el fin de conectar las diferentes regiones del modelo es preciso generar las
correspondientes interfases.
Interfases fluido – fluido
Para la conexión de dos modelos diferentes de mallado en un mismo fluido es
necesario crear un tipo de interfase interna que permita tanto la transferencia
de energía como de masa entre dichas regiones.
Este tipo de interfases ha sido empleado tanto en la entrada como en la salida
de las camisas para la conexión del modelo de mallado prismático con el
modelo de malla poliédrica.
Interfases fluido – camisa y fluido – suelo intermedio
Resulta necesario asimismo conectar las regiones fluidas con las regiones
sólidas (camisas y suelo intermedio) en el interior de recinto.
Este tipo de interfase se ha reproducido como una lámina de espesor
infinitesimal, impermeable y de material conductor. Así, el fluido adyacente a la
interfase trata a la misma como una pared en la cual al considerar la viscosidad
del fluido es aplicada la condición de no deslizamiento y la componente de la
velocidad normal a la lámina es nula.
Este tipo de interfase permite por tanto la transferencia de energía pero no de
masa entre regiones. En este sentido, se ha impuesto un valor nulo de la
resistencia térmica.
20
Modelo físico
El modelo físico escogido, común para la totalidad de las simulaciones,
responde a una modelización tridimensional estacionaria en régimen
permanente. Los cálculos se han realizado de un modo segregado o no
acoplado, resultando así un menor coste computacional: se resuelven en
primer lugar las ecuaciones del flujo (una para cada componente de velocidad y
una para la variable presión) de una manera desacoplada; posteriormente
estos valores son relacionados con el resto de ecuaciones mediante una
aproximación predictiva-correctiva.
A continuación se describen en mayor detalle diferentes aspectos considerados
en la modelización.
Propiedades del aire
Para la modelización del aire exterior se ha considerado una temperatura
estática igual a 42 ºC con una humedad relativa del 60%, la cual da lugar a un
coeficiente de absorción de la radiación térmica de 0,1 m-1.
El fluido ha sido modelizado como un gas ideal compresible en el que la
viscosidad dinámica, conductividad térmica y calor específico son variables con
la temperatura según las siguientes leyes:
-
Viscosidad dinámica:
µ T
=
µ 0  T0



n
, donde:
T0 : Temperatura de referencia (T0 = 273,15 K)
µ0 : Viscosidad de referencia (µ0 = 1,716 x 10-5 Pa·s)
n : Exponente de la ley potencial (n = 0,666)
-
Conductividad térmica:
21
k T
=
k 0  T0



n
, donde:
T0 : Temperatura de referencia (T0 = 273,15 K)
k0 : Conduct. de referencia (k0 = 0,02614 W/m·K)
n : Exponente de la ley potencial (n = 0,81)
-
Calor específico: El calor específico se ha definido según la siguiente
ley polinomial de cuarto grado, válida en un intervalo de temperaturas
de 100 K a 1000 K.
C(T ) = 909´52824 + 0´32687268·T − 1´0270822x10 -4 ·T 2 − 1´500574x10 -8 ·T 3 − 8´0228699x10 -13 ·T 4
Condiciones de contorno
Tanto en el suelo intermedio como en los tubos y camisas se han impuesto
condiciones de pared. Las diferentes paredes de hormigón del recinto se han
modelizado igualmente empleando la condición de pared adiabática.
Aquellas regiones dentro del plano de simetría se han modelizado con la
condición de contorno “Symmetry Plane” (Figura 22).
Figura 22: Condición de contorno "simetría"
22
Para la simulación se ha considerado un aire exterior en reposo, con lo que en
las rejillas de entrada al módulo (Figura 23) se ha impuesto un estado de
remanso (Stagnation Inlet) como condición de contorno, especificándose como
presión total la presión atmosférica (patm = 101325 Pa).
Figura 23: Condición de contorno "Stagnation Inlet"
Siguiendo las recomendaciones del código, en combinación con el estado de
remanso impuesto a la entrada, a la salida del módulo (Figura 24) se ha
definido el valor de presión atmosférica, patm = 101325 Pa, como condición de
contorno (condición Pressure Outlet).
Figura 24: Condición de contorno "Pressure Outlet"
23
Modelización de la turbulencia
La turbulencia ha sido modelizada aplicando el método RANS (ReynoldsReynolds Average Navier-Stokes), en el cual el término de velocidad de las
ecuaciones de Navier-Stokes es sustituido por una velocidad instantánea suma
de la velocidad media en el tiempo y la componente de velocidad fluctuante
debida a la turbulencia.
Teniendo en cuenta las recomendaciones proporcionadas por el software para
problemas de convección natural se ha optado por un modelo de turbulencia k-
ε (kappa-épsilon) para bajos números de Reynolds. Dicho modelo, de idénticos
coeficientes al modelo k- ε estándar, incluye además funciones adicionales que
permiten estudiar los fenómenos viscosos en regiones cercanas a las paredes.
Por otro lado, tanto a la entrada como a la salida del módulo de
almacenamiento el perfil de la turbulencia ha sido especificado a través de los
siguientes valores por defecto de la “intensidad turbulenta” (definida como la
relación entre la desviación estándar de la velocidad instantánea y la velocidad
media) y la “relación de viscosidades” (turbulenta a laminar):
I = 0,01
µturb/µlam = 10
Finalmente, se ha tomado un valor constante del número adimensional de
Prandtl turbulento igual 0,9.
Modelización de la radiación
El efecto de la radiación ha sido tenido en cuenta seleccionando un modelo de
medio participante basado en la radiación del cuerpo gris. Se ha simulado por
tanto una radiación difusa independiente de la longitud de onda.
La tabla 2 muestra los valores de emisividad considerados en cada uno de los
materiales:
24
Región
Material
Emisividad
Tubos de almacenamiento
Acero inoxidable
0,4
Camisas y suelo intermedio
Acero inoxidable
0,2
Paredes del recinto
Hormigón
0,9
Tabla 2: Valores de emisividad
Siendo conocidos los valores de emisividad, la reflectividad es en cada caso
automáticamente calculada por el propio código teniendo en cuenta que, para
el cuerpo gris, la absortividad es coincidente con la emisividad.
Por último, no se ha considerado en ningún caso la dispersión de la radiación,
siendo por tanto nulo para el medio el correspondiente coeficiente de scattering
o dispersión.
Determinación del flujo térmico
Para la definición de las condiciones térmicas en el interior de los tubos se ha
tenido en cuenta un flujo de calor en dirección radial y actuando en una longitud
igual a la de las camisas (Figura 25), considerando que el flujo térmico podría
darse
en
toda
la
pared
del
tubo,
dado
su
carácter
conductor,
independientemente de que esté enfrentada o no a una región emisora de
cápsula. Por su parte, las regiones superior e inferior (ver Figura 10) se han
considerado no emisoras (adiabáticas):
Zona emisora
Zonas no
emisoras
Figura 25: Zona emisora de flujo térmico en tubo de almacenamiento
25
Atendiendo a la más desfavorable de las situaciones, se ha considerado que
los 42 tubos de almacenamiento se encuentran al 100% de su capacidad, de
modo que existen en cada uno de ellos 2 cápsulas con una potencia térmica de
20 kW/cápsula.
En la figura 26 se señalan las cotas necesarias para el cálculo del flujo térmico
h = 9,285 m
correspondiente:
Ø = 1,840 m
Figura 26: Dimensiones de la zona térmica
El flujo de calor resultante es entonces:
.
Q = Pot.
π·φ ·h
= 40 kW
π·1,840·9,285
= 745,26 W/m 2
Análisis de resultados - Limitaciones térmicas
La principal limitación considerada en el tratamiento de los resultados
obtenidos ha sido el valor máximo de temperatura permisible en las paredes de
hormigón interiores del módulo de almacenamiento, a saber, 90 ºC tanto en
condiciones normales como anormales de operación.
26
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
En primer lugar realiza a continuación una comparación de los resultados
obtenidos en el análisis de sensibilidad para los distintos huelgos analizados.
Análisis comparativo
En el siguiente gráfico (Figura 27) se ha representado en función del huelgo de
la camisa de refrigeración el caudal másico medio a través de la misma,
obteniéndose una variación polinomial desde un valor mínimo de 0,389 kg/s
para el huelgo de 20 mm hasta un valor máximo de 0,801 kg/s para 80 mm de
huelgo:
Caudal másico a través de la camisa
0,900
0,800
kg/s
0,700
0,600
0,500
0,400
0,300
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Huelgo cam isa (m m )
Figura 27: Caudal másico medio a través de la camisa
En la figura 28 se ha graficado, junto al porcentaje de cambio de velocidad
media, la variación de los valores medios de presión y temperatura del fluido a
través de las camisas:
27
Camisas
120
ºC, Pa, %
100
80
Salto Térmico
60
Caída de Presión
Aumento velocidad
40
20
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Huelgo cam isa (m m )
Figura 28: Cambio de temperatura, presión y velocidad a través de las camisas
En la gráfica anterior puede observarse cómo el aumento de velocidad del aire
al disminuir el huelgo da lugar a una mayor caída de presión a través de las
camisas, observándose asimismo un incremento del salto térmico entre la
entrada y la salida. La figura 29 muestra este efecto sobre los valores máximos
de temperatura en cada uno de los elementos de interés: tubos de
almacenamiento, camisas de refrigeración y pared de hormigón:
Bóveda
200
T máx (ºC)
180
160
Tubos
140
Camisas
Pared
120
100
80
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Huelgo cam isa (m m )
Figura 29: Temperaturas máximas en los elementos del módulo de almacenamiento
28
En este caso se aprecia cómo la refrigeración empeora al disminuir el huelgo
de la camisa por debajo de aproximadamente 35 mm. Así, frente al efecto
beneficioso de aumento de velocidad a través de las camisas graficado en la
Figura 28, a partir de este punto resulta preponderante la disminución de
caudal másico, causante del aumento de temperaturas observado.
Por otro lado, el incremento de temperatura de las camisas da lugar a un
aumento considerable de la temperatura en el hormigón debido a una mayor
transferencia de calor por radiación.
En cuanto a la tendencia de las curvas ante un incremento en el huelgo de las
camisas, se observa una saturación de la capacidad de refrigeración a partir de
aproximadamente 70 mm.
Distribución de temperaturas
A continuación se presenta de un modo gráfico la distribución de temperaturas
en cada una de las regiones de interés. Dado que se trata de una distribución
reproducida en cada uno de los casos analizados, se muestran únicamente los
resultados para uno de ellos, a saber, huelgo de 40 mm de espesor.
En la siguiente imagen (Figura 30) puede observarse la distribución del campo
térmico en los tubos de almacenamiento:
29
Figura 30: Distribución de temperaturas en los tubos de almacenamiento
La gráfica que sigue (Figura 31) muestra, en conjunción con la figura anterior,
cómo la máxima temperatura se localiza en la parte superior de la zona de
emisión térmica, observándose asimismo cómo la temperatura crece al hacerlo
la cota z:
Región:
zona sup. no
emisora
Región:
zona
emisora
Región:
absorbedor
de impacto
z
y
x
Figura 31: Distribución vertical de temperaturas en los tubos de almacenamiento
30
En cuanto a la distribución térmica en planta, por debajo de la zona emisora
(zona del absorbedor de impacto) se observa un aumento de temperatura de
tubos a medida que avanza la coordenada y (longitudinal, en sentido del flujo).
No existe en cambio una variación en dirección transversal. La figura 32
muestra estas variaciones a una cota z de 1 m.
x
y
Figura 32: Distribución de temperaturas en tubos, en planta. Cota z = 1 m
Las regiones de los tubos afectadas por la zona de emisión térmica no
presentan en cambio una variación acusada en ninguna de las direcciones x e
y. En la figura 33 puede verse esta información para una cota z igual a 8 m.
Esto indicaría que en lo que concierne al análisis térmico de las camisas, la
posición relativa en planta de cada tubo no es relevante.
31
x
y
Figura 33: Distribución de temperaturas en tubos, en planta. Cota z = 8 m
Finalmente, la variación longitudinal en las regiones superiores (no emisoras)
muestra un aumento de temperatura hasta llegar a la zona media (cuarta fila),
desde donde comienza a caer debido a la cercanía de la chimenea de salida.
Igualmente no se aprecia una variación según la dirección transversal al flujo.
En la figura 34 se aprecia esta tendencia a una cota z de 13 m.
32
x
y
Figura 34: Distribución de temperaturas en tubos, en planta. Cota z = 13 m
En la siguiente imagen (Figura 35) puede verse el campo térmico en las
camisas de refrigeración:
Figura 35: Distribución de temperaturas en las camisas de refrigeración
33
La Figura 36 muestra la distribución vertical de temperaturas en camisas,
observándose un crecimiento monótono de la temperatura con el aumento de
la cota z.
Región: sobre
el suelo
intermedio
Región: bajo
el suelo
intermedio
z
y
x
Figura 36: Distribución vertical de temperaturas en las camisas de refrigeración
A continuación se muestra (Figura 37), para una cota z igual a 8 m, la variación
de la temperatura de camisas en planta. Como puede apreciarse, nuevamente
no existe una variación transversal (coordenada x). En cuanto a la tendencia
longitudinal (coordenada y) se observa un aumento de temperatura que
desaparece a partir de la cuarta fila gracias a la presencia del conducto de
salida.
34
x
y
Figura 37: Distribución de temperaturas en camisas, en planta. Cota z = 8 m
A continuación (Figura 38) se presenta la distribución térmica en las paredes de
hormigón. Dado que en el techo del módulo se dispone de una capa de
material aislante, dicha zona no ha sido incluida en la imagen con el fin de
observar adecuadamente el valor máximo de temperatura.
Figura 38: Distribución de temperaturas en paredes de hormigón
35
Tal y como puede apreciarse, se genera una distribución de temperaturas
estratificada en la cual el máximo valor se da en la paredes laterales según el
sentido del flujo, debido a una menor capacidad refrigerante por la lejanía de la
chimenea de salida y de acuerdo con la distribución de temperaturas en
camisas (Figura 36).
Otra apreciación importante (Figura 39), es la existencia en la pared más
limitante de un salto térmico considerable debido a la presencia del suelo
intermedio:
Región: sobre
el suelo
intermedio
Región: bajo
el suelo
intermedio
Figura 39: Distribución vertical de temperaturas en pared de hormigón
Distribución de velocidades
La siguiente imagen (Figura 40) muestra el campo de velocidades a través de
las camisas de refrigeración debida a la convección:
36
Figura 40: Campo de velocidades a través de las camisas
En la figura 41 puede observarse la evolución del perfil de velocidades a través
de las camisas hasta alcanzar un perfil de tipo logarítmico, característico del
régimen turbulento completamente desarrollado:
Entrada
Zona media
Salida
Figura 41: Desarrollo del perfil de velocidades a través de las camisas de refrigeración
A continuación (Figura 42) se presenta, en el plano de simetría del conjunto, la
distribución del campo de velocidades resultante:
37
Figura 42: Distribución de velocidades en el plano de simetría
Como puede apreciarse (Figura 43), el valor máximo de velocidad se da en el
codo de la chimenea de salida donde debido a la caída de presión el fluido
sufre una rápida aceleración:
Figura 43: Detalle de la aceleración del fluido en el codo de la chimenea de salida
38
Por otro lado, se ha observado en la rejilla de la chimenea de salida un
fenómeno de retroflujo del aire exterior, el cual explica los valores de
temperaturas allí obtenidos (Figura 44). Así, con el fin de obtener un valor
realista, para el cálculo de la temperatura de salida únicamente ha sido tenida
en cuenta la última de las rejillas:
Figura 44: Fenómeno de retroflujo a la salida
39
CONCLUSIONES
A continuación se citan las conclusiones más relevantes extraídas tras la
realización de este proyecto:
-
Es importante en primer lugar poner de manifiesto las condiciones
adversas para las cuales se ha desarrollado el trabajo: además de una
temperatura del aire exterior elevada (42 ºC) se ha considerado un
módulo de almacenamiento al 100% de su capacidad, resultando una
potencia térmica muy superior a la prevista en condiciones normales de
operación.
-
Del mismo modo, los máximos de temperatura aportados en tubos,
camisas y hormigón se corresponden con valores localizados no
promediados.
-
La tendencia (aumento/disminución) de la distribución de temperaturas
en las diferentes regiones de interés se reproduce independientemente
del huelgo de camisa de refrigeración considerado, aunque con
diferencias en los valores de temperaturas máximas.
-
Tanto en tubos como en camisas los valores de temperatura máximos
se alcanzan en la parte superior de la zona de emisión térmica,
coincidente con la sección de salida de las camisas. En cuanto al
hormigón, la región más crítica se encuentra en las paredes
longitudinales según la dirección del flujo.
-
La presencia del suelo intermedio en la bóveda da lugar a un salto
térmico importante en el campo térmico de las paredes de hormigón.
-
Del estudio de sensibilidad realizado, se desprende que el huelgo de la
camisa de refrigeración resulta determinante en la refrigeración del
módulo. En este sentido, debido a un incremento de la velocidad se
40
observa una mayor refrigeración de los tubos de almacenamiento a
medida que dicho huelgo disminuye.
-
Se da como contrapartida que al reducir el huelgo de las camisas por
debajo de cierto valor se produce una disminución de la capacidad de
refrigeración del fluido con el consiguiente aumento de temperaturas
máximas debido a un incremento de la pérdida de carga. Así, se ha
observado
que
este
fenómeno
comienza
para
un
huelgo
de
aproximadamente 35 mm.
-
Teniendo en cuenta esta última consideración y añadiendo además el
requerimiento térmico en las paredes de hormigón interiores del módulo
puede concluirse que un huelgo de 50 mm representa el diseño óptimo
de las camisas de refrigeración.
41
LÍNEAS FUTURAS
Finalmente se proponen las siguientes líneas de actuación en adelante:
-
En los cálculos realizados se ha considerado en todo momento una
situación en condiciones normales de funcionamiento. Resulta por tanto
de interés realizar un estudio tanto para una situación de obstrucción
parcial de la entrada de aire como para una situación de accidente en el
interior del módulo (obstrucción total del flujo de aire).
-
Diversas modificaciones geométricas pueden influir en los valores
máximos de temperatura alcanzados. Así, se plantea el estudio de un
aumento de la separación de los tubos de almacenamiento y/o un
rediseño del suelo intermedio.
-
Con la misma finalidad se propone la posibilidad de variación de los
diferentes valores de emisividad térmica.
42
REFERENCIAS
[1] www.enresa.es
[2] Generic Design of a Spent Fuel and M/HLW Interim Storage Installation
(ATC) Thermal Calculations in Spent Fuel Storage Vault, ENRESA Technical
Note, NT 12840 00 0008 C, 2003
[3] STAR-CCM+ 4.04.011 Online Help
[4] Incropera, Frank P., Fundamentos de transferencia de calor, 4a. ed.,
Prentice Hall, México, 1999
The SGI/IZO-SGIker UPV/EHU (supported by the National Program for the
Promotion of Human Resources within the National Plan of Scientific Research,
Development and Innovation - Fondo Social Europeo, MCyT and Basque
Government)
is
gratefully
acknowledged
for
generous
allocation
of
computational resources.
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