Diseño de reactores de investigación con combustibles de UMO

PROYECTO INTEGRADOR DE LA CARRERA DE
INGENIERÍA NUCLEAR
DISEÑO DE REACTORES DE INVESTIGACIÓN CON
COMBUSTIBLES DE UMO MONOLÍTICO O
DISPERSO DE ALTA PERFORMANCE
Francisco Acosta
Dr. E. Villarino
Director
Ing. A. Doval
Co-directora
Miembros del Jurado
Ing. Juan Bergallo (Instituto Balseiro)
Ing. Daniel Hergenreder (INVAP S.E)
Junio de 2015
División de Ingenierı́a Nuclear - INVAP S.E
Instituto Balseiro
Universidad Nacional de Cuyo
Comisión Nacional de Energı́a Atómica
Argentina
Resumen
En el presente trabajo se desarrolla el diseño conceptual del núcleo de un reactor
de alta performance, orientado a satisfacer la creciente demanda de reactores para la
producción radioisótopos de usos médicos e industriales, y para el ensayo de combustibles y materiales para las futuras centrales nucleares de potencia. Para llevarlo a cabo
se abarcaron aspectos neutrónicos y termohidráulicos.
Se utilizaron combustibles de UMo, con alta densidad de uranio, ya que permiten alcanzar mayores rendimientos que los combustibles de menor densidad. Se determinó que
la variante monolı́tica del UMo es la más adecuada para este tipo de reactores, por lo
que se la empleó para el diseño de un elemento combustible de tipo placas paralelas.
Se adoptó un diseño de tipo tanque en pileta, levemente presurizado, y refrigerado
por agua liviana con caudal descendente.
Se diseñó un núcleo con posiciones de irradiación In-Core y se usó una pileta de
agua pesada como reflector, ya que esto permite tener gran flexibilidad al momento de
posicionar dispositivos experimentales o facilidades de irradiación Ex-Core. Dentro del
tanque, se utilizaron reflectores de berilio. Además, se analizaron dos diseños de núcleo
con diferentes sistemas de extinción.
En primer lugar, se evaluó un núcleo con cajas guı́a y barras de control como sistema
de extinción, cuya principal ventaja resultó ser el elevado quemado de extracción de
los elementos combustibles alcanzado.
En segundo lugar, se estudió un núcleo con un sistema de parada constituido por
elementos combustibles de control y absorbentes seguidores, que dio lugar a un margen
de apagado mucho mayor que el obtenido en el primer caso. En este caso, además,
pudo incorporarse una facilidad de irradiación con la que se obtuvo un nivel de flujo
térmico de 1E15 n/cm2 s, necesario para la producción de determinados radioisótopos
de interés medicinal. Esta segunda configuración de núcleo, sin embargo, tiene un costo
de operación mayor al del primer núcleo evaluado.
Palabras clave: REACTOR DE INVESTIGACIÓN DE ALTA PERFORMANCE,
UMO, ALTA DENSIDAD
i
Abstract
This thesis explores the conceptual design of the core of a high performance research
reactor that is designed to satisfy the growing demand for reactors in the production
of radioisotopes for medical and industrial purposes and includes the analysis of both
neutronic and termal-hydraulic aspects of the design. This reactor can also be used to
test fuels and materials for future nuclear power plants.
I used UMo fuels, with high uranium density, because they demonstrate greater
performance that lower uranium density fuels do. After conducting a research I found
that the monolithic form of the UMo fuel is the most suitable for this type of reactor,
which is why it was used to design a parallel-plates fuel assembly .
I implemented a slightly pressurized tank in pool design, cooled by light water with
downward flow. In addition, I designed a core with In-Core irradiation positions with
a heavy water reflector pool, which provides great flexibility to the Ex-Core facilities
location. Inside the tank, I used beryllium as reflector.
I also studied two cores with different shutdown systems. Firstly, one with guide
boxes and control rods and, secondly, another one with control fuel elements and
follower absorbers.
The main advantage of the first core is that it results in a very high fuel element
extraction burnup. The second core, on the other hand, gave place higher neutronic
safety margins that those attained with the first one. In addition, it made possible the
use of an irradiation facility with which a neutron flux of 1E15 n/cm2 s was obtained,
which is critical to the production of certain radioisotopes that are frequently used in
medicine. This second core configuration, however, has a higher operation cost than
that of the first core.
Keywords: HIGH PERFORMANCE RESEARCH REACTOR, UMO, HIGH DENSITY
ii
Índice de acrónimos
HEU: Uranio de alto enriquecimiento.
RERTR: Programa de Reducción de Enriquecimiento para Reactores de Investigación y Ensayos.
LEU: Uranio de bajo enriquecimiento.
IAEA: International Atomic Engergy Agency.
UMo: Aleación de uranio-molibdeno.
EC: Elemento/s combustible/s.
RA-10: Reactor Nuclear Argentino Multipropósito.
OPAL: Open Pool Australian Lightwater reactor.
JHR: Jules Horowitz Reactor.
ETRR-2: Egypt Test and Research Reactor Number Two.
HFIR: High Flux Isotope Reactor.
ATR: Advanced Test Reactor.
MURR: University of Missouri Research Reactor.
NBSR: National Bureau of Standards Reactor.
OSIRIS: French nuclear reactor for the production of radioistopes.
ONB: Comienzo de la ebullición nucleada.
ONB: Margen al comienzo de la ebullición nucleada.
DNB: Apartamiento de la ebullición nucleada.
DNBR: Margen al apartamiento de la ebullición nucleada.
RD: Redistribución de caudal.
RDR: Margen a la redistribución de caudal.
ARN: Autoridad Regulatoria Nuclear.
FPD: Dı́as a plena potencia.
iii
iv
OIEA: Organismo Internacional de Energı́a Atómica.
MTR: Materials Testing Reactor.
FP: Factor de Pico.
BOC: Principio de ciclo.
EOC: Fin de ciclo.
PI: Posición de irradiación.
CNEA: Comisión Nacional de Energı́a Atómica.
AFIP: ATR Full Size Plate In Center Flux Trap Position.
LWR:Light Water Reactor.
ETR: Engineering Test Reactor.
CG: Caja/s Guı́a.
BC: Barra/s Absorbente/s de Control.
VQ: Veneno/s Quemable/s.
MA: Margen de Apagado.
FU: Margen de apagado con Falla Única de una barra de control.
ECC: Elemento/s Combustible/s de Control.
FOL: Barra absorbente seguidora.
JRR-3: Japan Research Reactor 3.
HFF. Facilidad de irradiación de alto flujo.
Índice de contenidos
Resumen
i
Abstract
ii
Índice de acrónimos
iii
Índice de contenidos
v
Índice de figuras
viii
Índice de tablas
xi
1. Introducción
1.1. Descripción del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.2. Combustibles de alta densidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3. Experiencia de INVAP S.E en diseño y construcción de reactores
invesigación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.4. Reactores de investigación de alta performance . . . . . . . . . . . .
1.5. Objetivos del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.6. Descripción de la lı́nea de cálculo utilizada . . . . . . . . . . . . . .
1.6.1. Cálculos neutrónicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.6.2. Cálculos termohidráulicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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de
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2. Consideraciones de diseño y definiciones
2.1. Objetivo . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.2. Definiciones iniciales . . . . . . . . . . .
2.3. Criterios neutrónicos . . . . . . . . . . .
2.4. Criterios termohidráulicos . . . . . . . .
2.5. Criterios mecánicos . . . . . . . . . . . .
2.6. Resumen de los criterios de diseño . . . .
iniciales
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13
3. Diseño inicial del elemento combustible
3.1. Diseño mecánico y elección de materiales
3.1.1. Material del meat . . . . . . . . .
3.1.2. Material del cladding . . . . . . .
3.1.3. Material del marco . . . . . . . .
3.1.4. Placas curvas . . . . . . . . . . .
3.2. Diseño neutrónico y termohidráulico . .
3.2.1. Modelo de celda . . . . . . . . . .
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Índice de contenidos
vi
3.2.2. Espesor del meat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.2.3. Variables utilizadas para el diseño del EC . . . . . . . . . . . .
3.2.4. Definición de las variables y verificación de los criterios mecánicos
y termohidráulicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4. Consideraciones generales sobre el diseño del núcleo
4.1. Posiciones de irradiación . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.2. Reflectores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.3. Geometrı́a del núcleo . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.4. Estrategia de recambio de elementos combustibles . . .
4.4.1. Número de EC a cambiar por ciclo . . . . . . .
4.4.2. Recambio In-Out vs Out-In . . . . . . . . . . .
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5. Núcleo con cajas guı́a y barras absorbentes como sistema de extinción
5.1. Descripción general del sistema y de los modelos utilizados . . . . . . .
5.2. Implementación del sistema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.3. Uso de venenos quemables . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.3.1. Elección del VQ y resultados a nivel celda . . . . . . . . . . . .
5.3.2. Reactividad del núcleo con VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.3.3. Factor de pico con VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.4. Margen de apagado y falla única . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.5. Nivel de flujo neutrónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.6. Quemado de extracción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.7. Coeficientes de realimentación de reactividad . . . . . . . . . . . . . . .
6. Núcleo con elementos combustibles de control y barras seguidoras
como sistema de extinción
6.1. Descripción general del sistema y de los modelos utilizados . . . . . . .
6.2. Implementación del sistema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.3. Análisis de distintos diámetros de alambres de Cd . . . . . . . . . . . .
6.4. Reajuste de parámetros termohidráulicos . . . . . . . . . . . . . . . .
6.5. Reactividad y FP a lo largo del ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.6. Nivel de flujo neutrónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.7. Quemado de extracción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.8. CG y BC vs ECC y FOL . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.9. Evaluación del FP con el núcleo crı́tico . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.10. Reducción del FP en el núcleo con ECC . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.10.1. Modificación de la estrategia de recambio de EC y del número
de ECC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.10.2. Modificación de los VQ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.10.3. Reajuste de parámetros termohidráulicos . . . . . . . . . . . .
6.11. Núcleo con ECC, rediseñado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.11.1. Falla única . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.11.2. Coeficientes de realimentación de reactividad . . . . . . . . . . .
6.11.3. Nivel de flujo neutrónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.11.4. Evaluación de una facilidad de irradiación de alto flujo (HFF) .
6.12. Comparación final: CG y BC vs ECC y FOL . . . . . . . . . . . . . . .
7. Conclusiones y trabajo a futuro
19
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71
71
72
76
80
82
83
Índice de contenidos
vii
Agradecimientos
87
Índice de figuras
1.1. Densidad efectiva de uranio en distintos combustibles de reactores de
investigación. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.2. Fotografı́a del EC del reactor HFIR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3. Esquema del EC del reactor ATR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.4. Esquema del EC del reactor MURR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.5. Esquema del EC del reactor JHR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.6. Esquema del EC del reactor NBSR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.7. Esquema de la sección transversal de un EC de tipo placas paralelas. .
1.8. Lı́nea de cálculo neutrónico de INVAP S.E . . . . . . . . . . . . . . . .
3.1.
3.2.
3.3.
3.4.
3.5.
3.6.
Esquema de la sección transversal de un EC tipo placas paralelas. .
Modelo de celda de media placa combustible. . . . . . . . . . . . . .
Kef f en función del espesor del gap, para emeat = 0,2 mm. . . . . .
RDR y DNBR en función de la velocidad del refrigerante. . . . . . .
RDR y DNBR en función de la presión de entrada del refrigerante.
Esquema simplificado del proceso de diseño del EC. . . . . . . . . .
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4.1. Geometrı́a del primer núcleo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.2. Esquema del proceso de definición de una estrategia de recambio de EC
In-Out . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
29
5.1. Fotografı́a de una barra absorbente acoplada al follower, diseñada y construida por INVAP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.2. Esquema de la sección transversal de la caja guı́a y de la barra absorbente, según el diseño del RA-10. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.3. Esquema del modelo de núcleo realizado para representar las cajas guı́a.
5.4. Esquema de dos de los modelos de núcleo realizados con dos hileras de
cajas guı́a. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.5. Esquema del modelo de núcleo realizado con tres hileras de cajas guı́a.
5.6. Modelo de celda de media placa combustible, con alambre de Cd. . . .
5.7. kef f del EC en función del quemado, a nivel celda, para distintos diámetros de alambre de Cd, y sin VQ. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.8. Reactividad a lo largo del ciclo, con y sin VQ. Núcleo con CG. . . . . .
5.9. Potencia generada por EC a fin de ciclo. Se comparan los casos con y
sin venenos quemables. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.10. Perfil axial de potencia, a fin de ciclo, de un EC con y sin VQ. . . . . .
5.11. Densidad de potencia a fin de ciclo, en la zona central de cada EC, con
y sin VQ. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.12. Factor de pico a lo largo del ciclo, con y sin VQ. Núcleo con CG. . . . .
viii
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33
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40
Índice de figuras
5.13. Margen de apagado con falla única de las distintas barras de control.
Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.14. Esquema del núcleo en el que se indican las distintas PI. . . . . . . . .
5.15. Nivel de flujo térmico a principio y fin de ciclo. Núcleo con CG. . . . .
5.16. Nivel de flujo rápido a principio y fin de ciclo. Núcleo con CG. . . . . .
5.17. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del
ciclo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.18. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del
ciclo, variando la densidad. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . .
5.19. Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo
del ciclo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.20. Coeficiente de reactividad por vacı́o en el refrigerante a lo largo del ciclo.
Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.1. Esquema de un ECC y su FOL, que forman parte del sistema de parada
en el reactor JRR-3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.2. Esquema de la sección transversal de un ECC. . . . . . . . . . . . . . .
6.3. Esquema de la sección transversal de un FOL absorbente de Hf. . . . .
6.4. Modelo de celda de un cuarto de ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.5. Modelo de celda de un cuarto de FOL. . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.6. Regiones de homogeneización de secciones eficaces del ECC y del FOL,
y modelo de núcleo utilizado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.7. Margen de apagado con falla única de los distintos FOL, para el núcleo
con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.8. Margen de apagado con falla única de los distintos FOL, para el núcleo
con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.9. Reactividad a lo largo del ciclo, para distintos diámetros de alambres de
Cd, y sin VQ. Núcleo con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.10. Factor de pico a lo largo del ciclo, para distintos diámetros de alambres
de Cd, y sin VQ. Núcleo con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.11. Exceso de reactividad a lo largo del ciclo, con 6 ECC. . . . . . . . . . .
6.12. Factor de pico a lo largo del ciclo, con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . .
6.13. Nivel de flujo térmico a principio y fin de ciclo, en el núcleo con 6 ECC.
6.14. Nivel de flujo rápido a principio y fin de ciclo, en el núcleo con 6 ECC.
6.15. Distribución axial de potencia, a principio y fin de ciclo, para un ECC
y un ECN. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.16. FP a lo largo del ciclo, para distintos diámetros y distribuciones axiales
de alambres de Cd. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.17. Distribución de potencia, a principio y fin de ciclo, para un ECC y un
EC, con distribución axial de VQ modificada. . . . . . . . . . . . . . .
6.18. Margen de apagado con falla única de los distintos FOL. . . . . . . . .
6.19. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante,a densidad
constante, a lo largo del ciclo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . .
6.20. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del
ciclo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.21. Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo
del ciclo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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60
62
63
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68
69
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75
Índice de figuras
6.22. Coeficiente de reactividad por vacı́o en el refrigerante a lo largo del ciclo.
Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.23. Nivel de flujo térmico a principio y fin de ciclo, en el núcleo con 8 ECC.
6.24. Nivel de flujo rápido a principio y fin de ciclo, en el núcleo con 8 ECC.
6.25. Ubicación de las facilidades de producción de 99 Mo utilizadas para evaluación de flujos en el reflector. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.26. Modelo de celda de la facilidad de irradiación de alto flujo. . . . . . . .
x
76
77
78
79
81
Índice de tablas
1.1. Potencia, flujo neutrónico térmico y rápido máximo y tipo de combustible, para distintos reactores de alta performance. . . . . . . . . . . . .
1.2. Incertezas utilizadas en los cálculos realizados con TERMIC. . . . . . .
4
9
2.1. Criterios de diseño adoptados en el presente trabajo. . . . . . . . . . .
14
3.1. Propiedades del U10Mo empleadas para los cálculos. . . . . . . . .
3.2. Propiedades relevantes del Zry-4 y del Al 6061. . . . . . . . . . . .
3.3. Valores adoptados para las principales variables del EC, incluido
número necesario para P = 100 MW. . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.4. Verificación de los criterios mecánicos y termohidráulicos, para q̈máx
488 W/cm2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
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=
. .
4.1. Estructura de grupos utilizada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.2. Niveles de flujo neutrónico de referencia para distintos dispositivos experimentales. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.3. Niveles de flujo neutrónico de referencia para la producción de RI y el
dopado de Si. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.4. Modelo notacional para obtener valores de flujo térmico. . . . . . . . .
4.5. Modelo notacional para obtener valores de flujo rápido. . . . . . . . . .
4.6. Modelo notacional para obtener valores de flujo en las facilidades de
producción de 99 Mo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.7. Propiedades de diferentes moderadores y reflectores. . . . . . . . . . . .
4.8. Masa de 235 U a ingresar por ciclo y el número de EC que esta representa,
para distintos tiempos de ciclo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.1. Reactividad a principio y fin de ciclo, sin VQ y con alambres de Cd de
D=0,6 mm. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.2. Factor de pico máximo, con y sin VQ. Núcleo con CG. . . . . . . . . .
5.3. Flujo térmico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo. Núcleo con
CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.4. Flujo rápido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo. Núcleo con CG.
5.5. Quemado de extracción para las diferentes cadenas de recambio de EC.
Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.6. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a principio
y fin de ciclo, y valor máximo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . .
5.7. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su
densidad, a principio y fin de ciclo, y valor máximo. Núcleo con CG. . .
xi
24
24
25
26
26
26
26
27
27
30
36
41
43
43
46
47
48
Índice de tablas
5.8. Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a principio
y fin de ciclo, y valor máximo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . .
5.9. Coeficiente de reactividad por vacı́o en el refrigerante a principio y fin
de ciclo, y valor máximo. Núcleo con CG. . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.1. Factor de pico máximo, calculado y obtenido utilizando márgenes ingenieriles, para distintos diámetros de alambres de Cd. Se indica el tiempo
en el que se da el máximo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.2. Verificación de los criterios termohidráulicos, para q̈máx = 507 W/cm2 .
6.3. Flujo térmico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo. Núcleo con
6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.4. Flujo rápido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.Núcleo con 6
ECC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.5. Quemado de extracción para las diferentes cadenas de recambio de ECN.
Núcleo con 6 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.6. Comparación entre el núcleo con cajas guı́a y el núcleo con 6 ECC. . .
6.7. Falla única con estrategia de recambio Out-In. Núcleo con 6 ECC. . . .
6.8. Indicadores de performance y seguridad obtenidos con distintos diámetros y distribuciones axiales de alambres de Cd . . . . . . . . . . . . . .
6.9. Verificación de los criterios termohidráulicos, para q̈máx = 514 W/cm2 .
6.10. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidad
constante, a principio y fin de ciclo, y valor máximo. Núcleo con 8 ECC.
6.11. Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su
densidad, a principio y fin de ciclo, y valor máximo. Núcleo con 8 ECC.
6.12. Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a principio
y fin de ciclo, y valor máximo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . .
6.13. Coeficiente de reactividad por vacı́o en el refrigerante a principio y fin
de ciclo, y valor máximo. Núcleo con 8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . .
6.14. Flujo térmico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo. Núcleo con
8 ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.15. Flujo rápido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.Núcleo con 8
ECC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.16. Flujo térmico máximo, mı́nimo y promedio, en las facilidades de producción de 99 Mo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6.17. Factores que relacionan el flujo obtenido a nivel de núcleo con el flujo
efectivo en cada cápsula de la facilidad de irradiación. . . . . . . . . . .
6.18. Flujo térmico en las cápsulas dentro de los 3 tubos de la HFF. . . . . .
6.19. Comparación entre el núcleo con cajas guı́a y el núcleo con 8 ECC . . .
xii
49
50
57
59
61
61
64
64
66
70
70
72
73
74
75
77
77
79
81
81
82
Capı́tulo 1
Introducción
1.1.
Descripción del trabajo
En este trabajo se desarrolla el diseño conceptual de un reactor de investigación de
alta performance, con combustibles de UMo. El mismo se divide en 7 capı́tulos, que se
describen brevemente a continuación.
Capı́tulo 1, Introducción: Se describe la organización del trabajo y se resumen las ventajas de los combustibles de alta densidad y las caracterı́sticas de
reactores de alta performance existentes. Además, se provee de un contexto para
su realización en INVAP S.E y se definen los objetivos del mismo. Por último, se
describen las herramientas de cálculo utilizadas.
Capı́tulo 2, Consideraciones de diseño y definiciones iniciales: Se describen los parámetros y caracterı́sticas generales de diseño que fueron definidos
inicialmente, y sobre los que se desarrolla el resto del trabajo. Además, se definen
los criterios de diseño neutrónico, mecánico y termohidráulico adoptados.
Capı́tulo 3, Diseño inicial del elemento combustible: Se describen las
variables involucradas en el diseño de un elemento combustible de tipo placas
paralelas y el proceso utilizado para definir los valores que éstas adoptan.
Capı́tulo 4, Consideraciones generales sobre el diseño del núcleo: Se
adoptan niveles de referencia de flujo neutrónico y se estudian y definen caracterı́sticas de diseño del núcleo que resultan comunes a todas las variantes
posteriormente analizadas.
Capı́tulo 5, Núcleo con cajas guı́a y barras absorbentes de control como
sistema de extinción: Se diseña y analiza un núcleo con un sistema de parada
implementado con cajas guı́a y barras de control.
Capı́tulo 6, Núcleo con elementos combustibles de control y barras
seguidoras como sistema de extinción: Se diseña y analiza un núcleo con
elementos combustibles de control y barras absorbentes seguidoras como sistema
de apagado, con el objetivo de aumentar los márgenes de seguridad neutrónica
obtenidos con el sistema analizado en el Capı́tulo 5, con el que se realiza una
comparación.
1
1.2 Combustibles de alta densidad
2
Capı́tulo 7, Conclusiones y trabajo a futuro: Se resumen el trabajo realizado
y los resultados obtenidos, y se analizan aspectos sobre los que resulta interesante
continuar trabajando a futuro.
1.2.
Combustibles de alta densidad
A partir de finales de la década de 1970, los riesgos de proliferación asociados al uso
de uranio de alto enriquecimiento (HEU) en reactores de investigación motivó la creación del Programa de Reducción de Enriquecimiento para Reactores de Investigación
y Ensayos (RERTR). Los objetivos fundamentales de este programa eran el desarrollo
de combustibles con uranio de bajo enriquecimiento (LEU) avanzados, el desarrollo de
análisis de diseño y seguridad para la conversión de reactores de investigación, y el
desarrollo de blancos y procesos para la producción de Molibdeno-99 usando LEU [1].
La IAEA define al LEU como “uranio enriquecido con menos del 20 % del isótopo
235
U”. A su vez, clasifica al LEU como material de uso indirecto, que se define como
material que no puede ser usado para la producción de dispositivos nucleares explosivos
sin ser transmutados o enriquecidos.
Fundamentalmente en el marco del RERTR, se han desarrollado diseños de combustibles de alta y muy alta densidad con el objetivo de convertir a LEU reactores
con combustibles HEU, minimizando la pérdida de performance y las modificaciones
necesarias para la conversión.
Durante la década de 1990, se calificó un combustible disperso basado en U3 Si2 ,
con una densidad de uranio de 4,8 gr/cm3, con el que la gran mayorı́a de los reactores
con HEU fue convertida a LEU. Sin embargo, el grupo restante de reactores de alta
potencia, que no podı́a convertirse usando este combustible sin pérdidas severas de
performance, motivó el desarrollo de combustibles de mayor densidad. Para la mayorı́a
de estos reactores se requiere una densidad de 6,5 − 8,5 grU/cm3, aunque se estima
que algunos requerirı́an densidades aún mayores, disponibles sólo en diseños de combustibles como el UMo monolı́tico, que es desarrollado principalmente por los EE.UU.
[2][3]. En la Figura 1.1 se muestra la densidad de uranio para distintos combustibles.
Dentro de los combustibles de alta densidad en desarrollo, los de UMo se destacan
como los candidatos más prometedores a ser calificados en un futuro cercano [4][5].
Figura 1.1: Densidad efectiva de uranio en distintos combustibles de reactores de investigación.
1.3 Experiencia de INVAP S.E en diseño y construcción de reactores de invesigación
3
Además de permitir la conversión de reactores existentes, los combustibles de alta
densidad abren posibilidades en cuanto al diseño de nuevos reactores de investigación de
alta potencia con mejor rendimiento que los que se alcanzan con menores densidades. En
primer lugar, porque la mayor reactividad asociada al incremento en la densidad de 235 U
permite obtener ciclos de operación más prolongados, y mayor quemado de extracción
de los elementos combustibles (EC). En segundo lugar, porque pueden lograrse núcleos
más compactos [6]. Dado que el flujo térmico es proporcional a la densidad de potencia
por unidad de masa de combustible, y el flujo rápido a la densidad volumétrica de
potencia, esto hace que se obtengan mayores niveles de flujo [7].
1.3.
Experiencia de INVAP S.E en diseño y construcción de reactores de invesigación
INVAP S.E es una empresa argentina de tecnologı́a, creada en 1976, reconocida
internacionalmente como un proveedor lı́der de reactores de investigación. A lo largo
de su historia, INVAP ha diseñado distintos reactores y facilidades de investigación,
que pueden clasificarse de acuerdo a su potencia según se muestra a continuación.
Facilidades subcrı́ticas, que no pueden alcanzar criticidad.
Facilidades crı́ticas, de menos de 1 W.
Reactores de investigación de baja potencia, normalmente de hasta 100 kW.
Reactores de investigación de potencia intermedia, de menos de 10 MW.
Reactores de investigación de alta potencia, normalmente de 10 MW o más.
La última categorı́a comprende facilidades principalmente dedicadas a la producción
de radioisótopos a gran escala y a la investigación aplicada, para lo que se necesitan
dispositivos de irradiación dentro y fuera del núcleo del reactor. INVAP es, a nivel
mundial, una de las empresas con más experiencia en el diseño y construcción de este
tipo de reactores, entre los que se encuentran el ETRR-2 (22 MW), el OPAL (20 MW),
el RA-10 (30 MW) y un diseño de 100 MW.
El diseño de un reactor de 100 MW realizado por INVAP fue motivado por la
creciente demanda de reactores no sólo para la producción de radioisótopos para usos
médicos e industriales, sino también para el ensayo de combustibles y materiales para
las futuras centrales nucleares de potencia. El nivel de potencia de este reactor hizo
que se optara por un diseño de tipo tanque en pileta, levemente presurizado y con flujo
descendente de refrigerante [8].
Sin embargo, no existe experiencia en el diseño de nuevos reactores de investigación
de alta performance con combustibles de alta densidad, lo que motiva el establecimiento
de un precedente en este sentido.
1.4.
Reactores de investigación de alta performance
Los reactores de investigación de alta performance son facilidades de alta potencia,
y alta densidad de potencia, en los que se alcanzan elevados niveles de flujo neutrónico,
1.4 Reactores de investigación de alta performance
4
y que proveen numerosas posiciones de irradiación para la realización de experimentos
y la producción de radioisótopos.
En la Tabla 1.1 se muestran caracterı́sticas relevantes de algunos reactores de alta
performance en operación o, como en el caso del JHR, en construcción. Como puede
verse, algunos de estos reactores alcanzan las prestaciones que se muestran en dicha
tabla haciendo uso de HEU.
Reactor
Potencia [MW]
HFIR
ATR
ATR
MURR
JHR
NBSR
OSIRIS
85
250
100
10
100
20
70
Tipo de
Φtér máx
Φráp máx
combustible [1E14 n/cm2 s] [1E14 n/cm2 s]
HEU
25
10
HEU
10
5
HEU
4,4
2,2
HEU
6
1
LEU
5,5
5,5
HEU
4
2
LEU
3
2
Tabla 1.1: Potencia, flujo neutrónico térmico y rápido máximo y tipo de combustible, para
distintos reactores de alta performance [9].
Además, en casi todos los casos, utilizan EC de diseño y fabricación complejos. Esto
les permite, por un lado, obtener núcleos compactos o con geometrı́as complicadas que
permiten alcanzar altos niveles de flujo y, por otro, incluir trampas de flujo dentro del
elemento combustible . Entre las complejidades que presentan se destacan:
HFIR
El núcleo se compone por un solo combustible circular de placas involutas separadas
por un canal de agua de ancho constante, y meat con concentración de uranio graduada
radialmente. Una fotografı́a del combustible se muestra en la Figura 1.2, en la que se
observa la trampa de flujo central.
Figura 1.2: Fotografı́a del EC del reactor HFIR.
ATR
Los combustibles del ATR son tipo placas paralelas soportadas por marcos formando un ángulo de 45◦ , y no todas las placas ni los canales refrigerantes tienen las mismas
dimensiones. Un esquema de este combustible se muestra en la la Figura 1.3. El ángulo
1.4 Reactores de investigación de alta performance
5
formado por los marcos permite obtener un núcleo de geometrı́a muy compleja, con 4
lóbulos independientes dentro de los que se posicionan facilidades de irradiación.
Figura 1.3: Esquema del EC del reactor ATR.
MURR
Los elementos combustibles del MURR están conformados por placas curvas soportadas por marcos formando un ángulo de 45◦ . Este ángulo permite obtener un núcleo
perfectamente circular, con una región central para posicionar facilidades de irradiación. Se determinó que para que pueda convertirse a LEU es necesario utilizar meat
de espesor variable para reducir el factor de pico [5]. En la Figura 1.4 se muestra un
esquema de este combustible.
Figura 1.4: Esquema del EC del reactor MURR.
JHR
Los combustibles del JHR son de sección circular, con placas curvas sostenidas por 3
marcos. Tienen un hueco central que se rellena con aluminio, con una barra de control
de hafnio, o con una facilidad de irradiación. La sección de este combustible puede
verse en la Figura 1.5.
1.4 Reactores de investigación de alta performance
6
Figura 1.5: Esquema de la sección transversal del EC del reactor JHR.
NBSR
Los elementos combustibles del NBSR son de tipo placas y la región central de los
mismos no tiene combustible, lo que permite tener un pico en el flujo neutrónico para
realizar experimentos. Un esquema del mismo se muestra en la Figura 1.6.
Figura 1.6: Esquema del EC del reactor NBSR. Se indica la región central sin combustible.
OSIRIS
Los combustibles del OSIRIS son de tipo placas estándar, sin complejidades adicionales. En la Figura 1.7 se muestra un esquema básico de este tipo de combustibles.
1.5 Objetivos del trabajo
7
Figura 1.7: Esquema de la sección transversal de un EC de tipo placas paralelas.
1.5.
Objetivos del trabajo
El objetivo de este trabajo es diseñar de forma conceptual, y cubriendo aspectos
neutrónicos y termohidráulicos, el núcleo de un reactor de investigación de alta performance con combustibles de UMo.
El reactor diseñado debe alcanzar niveles de flujo comparables a los que se muestran
en la Tabla 1.1, pero con un combustible LEU de tipo placas, de sección cuadrada. Esta
restricción, si bien limita la performance obtenible, permite aprovechar la experiencia
de INVAP S.E en el diseño, cálculo y construcción de este tipo de combustibles.
Además, el reactor debe tener numerosas posiciones de irradiación, dentro y fuera
del núcleo, en las que se puedan ubicar diversos dispositivos experimentales y facilidades
de producción de radioisótopos.
1.6.
1.6.1.
Descripción de la lı́nea de cálculo utilizada
Cálculos neutrónicos
En el presente trabajo se hizo uso de la lı́nea de cálculo neutrónico de INVAP S.E.
INVAP utiliza un paquete de software propio para diseñar y optimizar reactores de
investigación, reactores para la producción de radioisótopos y reactores de potencia.
Este paquete de software incluye:
CONDOR, un código de celda que realiza cálculos neutrónicos de elementos
combustibles de reactores nucleares y produce sets de datos, como las secciones
eficaces, condensadas y homogeneizadas, que son luego usadas en cálculos de
núcleo.
CITVAP, un código de núcleo que realiza cálculos neutrónicos dependientes
del quemado, calculando distintos parámetros nucleares asociados a diferentes
estados del reactor. Como motor de cálculo utiliza el código CITATION.
HXS, un administrador de bibliotecas que permite vincular el código de celda con
el de núcleo, permitiéndole al usuario crear o modificar bibliotecas de secciones
eficaces para ser usadas en el cálculo de núcleo.
POSCON y FLUX, dos postprocesadores gráficos que permiten visualizar, de
manera rápida y sencilla, los resultados obtenidos con el cálculo de celda y núcleo,
respectivamente.
1.6 Descripción de la lı́nea de cálculo utilizada
8
HGEO, una utilidad que permite generar la geometrı́a a ser utilizada en el
cálculo de núcleo. Cuenta con un postprocesador gráfico que permite visualizar
la geometrı́a en cuestión y las propiedades asignadas a cada región de la misma.
Los programas más relevantes de la lı́nea de cálculo neutrónico de INVAP S.E se
muestran en la Figura 1.8 [10].
Figura 1.8: Lı́nea de cálculo neutrónico de INVAP S.E
1.6.2.
Cálculos termohidráulicos
Para los cálculos termohidráulicos realizados en el presente trabajo se hizo uso del
código TERMIC (a través de la interfaz gráfica TEMPLATE), desarrollado por
1.6 Descripción de la lı́nea de cálculo utilizada
9
INVAP S.E y basado en TERMIC 1G, desarrollado por la CNEA. TERMIC permite
calcular distintos parámetros termohidráulicos a lo largo de un canal de refrigeración
de un elemento combustible, ası́ como los márgenes a distintos fenómenos crı́ticos,
haciendo uso de correlaciones y modelos analı́ticos.
Si bien las lı́neas de cálculo neutrónico y termohidráulico están integradas, ya que
CITVAP contiene a TERMIC, se utilizaron por separado en el presente trabajo porque
esto resulta conservativo.
TERMIC permite incluir incertezas en distintos parámetros relevantes, y en las
correlaciones que utiliza. Las incertezas utilizadas, para todos los cálculos realizados
en este trabajo, se muestran en la Tabla 1.2.
El código utiliza dos correlaciones distintas para calcular los márgenes a cada uno
de los fenómenos crı́ticos, que son desarrollados en la sección 2.4, en el canal caliente.
Para verificar los criterios termohidráulicos se utilizó, en todos los casos, la correlación
con menor margen.
Parámetro
Incerteza
Temperatura de entrada
0,5 ◦ C
Carga de uranio
2,0 %
Control de potencia
2,0 %
Área activa
5,0 %
Área del canal
5,0 %
Velocidad de refrigerante
10,0 %
Homogeneidad del uranio
8,0 %
Espesor del meat
10,0 %
Correlación de transferencia de calor
10,0 %
Presión de contención
0,0 %
Nivel de pileta
0,0 %
Coeficiente de fricción
5,0 %
Coeficiente de pérdida de forma
5,0 %
Correlación de ONB
10,0 %
Correlación de DNB
0,0 %
Correlación de RD
6,0 %
Medición de potencia
5,0 %
Temperatura de entrada (corrimiento)
+1,0 ◦ C
Tabla 1.2: Incertezas utilizadas en los cálculos realizados con TERMIC [11].
Capı́tulo 2
Consideraciones de diseño y
definiciones iniciales
2.1.
Objetivo
Este capı́tulo tiene como objetivo, en primer lugar, describir los parámetros o caracterı́sticas generales de diseño que fueron definidos inicialmente, y sobre los cuales se
desarrolló el resto del trabajo. A su vez, el segundo objetivo de este capı́tulo es describir
los distintos criterios de diseño, neutrónicos, mecánicos y termohidráulicos adoptados.
Algunos de éstos surgen de requerimientos regulatorios o de consideraciones sobre la
seguridad del reactor, mientras que otros definen un mı́nimo aceptable de performance.
2.2.
Definiciones iniciales
Teniendo en cuenta el objetivo de diseñar un reactor de alta performance con combustibles de UMo, resulta necesaria la definición inicial de algunos parámetros del
diseño.
Potencia
Se fijó la potencia del reactor en 100MW. Se consideró, a priori, que este nivel de
potencia es suficiente para poder alcanzar los niveles de flujo neutrónico esperables en
este tipo de reactores, necesarios para satisfacer requerimientos experimentales y de
producción de radioisótopos, que son analizados en mayor detalle en la sección 4.1.
Refrigeración
Se decidió usar agua liviana como refrigerante. Para el nivel de potencia definido,
y si se quiere diseñar un núcleo relativamente compacto, resulta necesaria una leve
presurización para tener márgenes suficientemente grandes a distintos fenómenos termohidráulicos crı́ticos. Es por esto que se optó por un reactor de tipo tanque en pileta.
Se eligió refrigerar con caudal descendente. Esto elimina la necesidad de incorporar
mecanismos de fijación para impedir que los elementos combustibles sean arrastrados
fuera de la grilla inferior, como es el caso con caudal ascendente. Además, tampoco
existe la posibilidad de que se expulse una barra de control, o que se impida o retrase su
10
2.3 Criterios neutrónicos
11
ingreso al núcleo, ya que éstas son insertadas en la misma dirección que la de circulación
del refrigerante.
En el presente trabajo no se analizó ningún transitorio asociado a la inversión de
caudal necesaria para alcanzar el modo de refrigeración por convección natural. Sin
embargo, se consideró que esto no limita la viabilidad del diseño, ya que la mayorı́a de
los reactores de este tipo utiliza caudal descendente [5].
Dado que la localización del reactor no está definida, se optó por fijar la temperatura
de refrigerante a la entrada del núcleo en 37 ◦ C.
Tipo de elemento combustible
Se decidió utilizar combustibles de tipo placas paralelas, de sección cuadrada de
80,5 mm de lado, que INVAP ya ha utilizado en numerosos diseños. Esto permite
aprovechar al máximo tanto la experiencia de INVAP como las herramientas de software
allı́ desarrolladas, algunas de las cuales se encuentran optimizadas para este tipo de
combustible. Un ejemplo de esto último es la interfaz gráfica TEMPLATE, que permite
realizar cálculos termohidráulicos de elementos combustibles tipo placa con el código
TERMIC.
2.3.
Criterios neutrónicos
Tomando como referencia los requerimientos y recomendaciones de la ARN, se
adoptaron los siguientes criterios [12][13]:
El coeficiente de reactividad global por potencia debe ser negativo. Que los coeficientes de reactividad parciales sean negativos es condición suficiente para cumplir
este requerimiento. Luego, por simplicidad de cálculo, se exigió que los coeficientes de reactividad por temperatura, tanto del combustible como del refrigerante,
y por vacı́o en el refrigerante, fueran negativos.
El margen de apagado debe ser mayor que 3000 pcm.
El reactor debe mantenerse subcrı́tico al menos en 1000 pcm ante la falla de
cualquiera de las barras de seguridad.
Además, para asegurar un aprovechamiento del combustible aceptable, suficiente reactividad en exceso para operar adecuadamente el reactor, y longitud de ciclo acorde a
los requerimientos experimentales, se adoptaron los criterios de:
Quemado de extracción de los EC de, al menos, 50 % at
235
U.
Exceso de reactividad a fin de ciclo de aproximadamente 1000 pcm.
Longitud del ciclo de operación de, como mı́nimo, 26 dı́as a plena potencia (FPD).
Sumado a esto, para cumplir con los objetivos de utilización del reactor, que son la
producción de radioisótopos y la irradiación de dispositivos experimentales, son necesarios determinados niveles de flujo térmico y rápido. En consecuencia, se fijaron los
siguientes criterios:
2.4 Criterios termohidráulicos
12
Flujo térmico máximo en una posición de irradiación dentro del núcleo superior
a 4E14 n/cm2 s.
Flujo rápido máximo en una posición de irradiación dentro del núcleo superior a
2E14 n/cm2 s.
Estos niveles de flujo son los que se deben superar para que el diseño se considere
aceptable, pero no representan los niveles objetivo, que se detallan en la sección 4.1.
Por último, se consideró:
Factor de pico (FP) menor o igual a 3,3. Este es el valor usado para realizar el
diseño termohidráulico de forma desacoplada del neutrónico.
2.4.
Criterios termohidráulicos
Para poder asegurar, en todo momento, la adecuada refrigeración del reactor, se
debe garantizar que no se alcanzan los denominados fenómenos crı́ticos, que dan lugar
a la crisis de ebullición. Los fenómenos tı́picamente analizados en reactores tipo MTR
son la redistribución de caudal (RD) y el apartamiento de la ebullición nucleada (DNB)
[11][14]. Con este objetivo se adoptaron, según experiencia de INVAP, y para el diseño
en estado estacionario, los siguientes criterios y sus respectivos márgenes:
Margen a la redistribución: el cociente entre la potencia que lleva a la redistribución (PRD ) y la potencia del canal caliente (Pmáx ) debe ser, como mı́nimo, 1,8.
Es decir,
PRD
RDR =
≥ 1,8
(2.1)
Pmáx
Margen al apartamiento de la ebullición nucleada: el cociente entre el flujo de
00
00
calor que lleva al DNB (qDN B ) y el flujo de calor máximo (qmáx ) en el canal
caliente debe ser mayor o igual a 1,8. Es decir,
00
q B
≥ 1,8
DN BR = DN
00
qmáx
(2.2)
Por otra parte, un fenómeno termohidráulico también considerado es el comienzo
de la ebullición nucleada (ONB). El ONB no constituye un fenómeno crı́tico destructivo, pero puede anticipar su aparición y, además, produce inestabilidades en el flujo
neutrónico [11][14]. En consecuencia, y de acuerdo a la normativa de la ARN, se definió el siguiente criterio:
Margen al comienzo de la ebullición nucleada: el cociente entre el flujo de calor
00
que da lugar al comienzo de la ebullición nucleada (qON B ) y el flujo máximo en
el canal caliente debe ser mayor o igual a 1,2. Es decir,
00
q B
ON BR = ON
≥ 1,2
00
qmáx
(2.3)
Finalmente, para poder trabajar en el diseño termohidráulico de manera independiente
del diseño neutrónico del núcleo, se asumió:
2.5 Criterios mecánicos
13
F P = 3,3. Se asegura el cumplimiento de todos los criterios anteriores para este
factor de pico.
2.5.
Criterios mecánicos
La velocidad máxima del refrigerante ( Vmáx ) a través de los canales combustibles
debe ser menor a la velocidad crı́tica de refrigerante (Vc ). La Vc es la velocidad a partir
de la cual, en reactores con EC tipo placas paralelas, se produce una diferencia de
presión entre canales vecinos capaz de producir deformaciones en las placas combustibles. Esto puede llevar a la obstrucción parcial o total de un canal y, en consecuencia,
a que se alcancen los fenómenos crı́ticos. Para evitar que esto suceda, y siguiendo la
recomendación del OIEA, se adoptó como criterio de diseño
2
Vmáx
≤
Vc
3
(2.4)
Por otra parte, de considerar limitaciones en el proceso de fabricación, y para garantizar la integridad estructural, surge la necesidad de imponer un lı́mite inferior en
el espesor de la vaina de la placa combustible (cladding). El mismo se estableció en
0,37 mm, que es el normalmente considerado para el aluminio. A pesar de que en este trabajo se analizó el uso de Zircalloy, que tiene mejores propiedades mecánicas, se
mantuvo el mismo lı́mite porque que esto resulta conservador.
2.6.
Resumen de los criterios de diseño
Los criterios de diseño desarrollados se resumen en la Tabla 2.1.
2.6 Resumen de los criterios de diseño
Indicador
Criterio
Coeficientes de reactividad
<0
Margen de apagado
> 3000 pcm
Margen de apagado con falla única
> 1000 pcm
Quemado de extracción
> 50 % At 235 U
Exceso de reactividad a EOC
∼ 1000 pcm
Longitud de ciclo
> 26 FPD
Factor de pico
≤ 3,3
Φtérmico en PI
> 4E14 n/cm2 s
Φrápido en PI
> 2E14 n/cm2 s
RDR
≥ 1,8
DNBR
≥ 1,8
ONBR
≥ 1,2
2
Vmáx
≤
Vc
3
Espesor del cladding
> 0,37
Tabla 2.1: Criterios de diseño adoptados en el presente trabajo.
14
Capı́tulo 3
Diseño inicial del elemento
combustible
3.1.
Diseño mecánico y elección de materiales
Como se explicó en la sección 2.2, se tomó como base para el diseño a un elemento
combustible MTR estándar, de tipo placas, de sección cuadrada de aproximadamente
80,5 mm de lado. Éste está conformado por delgadas placas combustibles paralelas
soportadas por dos marcos, generalmente de aluminio. Las placas combustibles tienen
una región central (meat) con isótopos fı́siles, y un envainado (cladding) que otorga
integridad estructural e impide la liberación de los distintos productos de fisión. Las
placas están separadas por un canal (gap) por donde circula el refrigerante. En la Figura
3.1 se muestra un esquema de la sección transversal de uno de estos combustibles.
En base a la experiencia en la fabricación de este tipo de combustible, se decidió fijar
el ancho de los marcos en 5 mm y el ancho del meat (Ameat ) en 65 mm.
Figura 3.1: Esquema de la sección transversal de un EC tipo placas paralelas.
15
3.1 Diseño mecánico y elección de materiales
3.1.1.
16
Material del meat
Los esfuerzos por calificar combustibles de UMo se han canalizado en dos lı́neas
de desarrollo paralelas: la de meat disperso, impulsada fundamentalmente por Francia,
y la de meat monolı́tico, con EEUU como promotor principal. Esta segunda opción
tiene como motivación primordial la conversión de los reactores de alta performance
de HEU a LEU, en los casos que para que esto sea posible se necesitan densidades no
alcanzables con combustibles dispersos.
Las diversas campañas de irradiación de placas con meat de UMo disperso han evidenciado que una de sus principales limitaciones es la interacción entre las partı́culas
de UMo y la matriz de aluminio. La zona de interacción UMo-Al tiene menor conductividad térmica, lo que resulta en mayores temperaturas que favorecen la interdifusión,
que da lugar al swelling.
Entre las medidas tomadas para mitigar este efecto se encuentran la inclusión de
Si en la matriz, y el recubrimiento de las partı́culas combustibles con Si/ZrN, que
lograron mejorar el comportamiento bajo irradiación. Sin embargo, incluso con estas
modificaciones, se encontró que las placas presentan un swelling rápido a partir de un
quemado de 60 % at 235 U, aproximadamente [2].
La variante monolı́tica, por otra parte, presenta un área de interacción meatcladding, por unidad de masa, mucho menor que la UMo-matriz del caso disperso.
Para reducir la interacción, se han ensayado combustibles con una barrera micrométrica de Zr entre el meat y el cladding. Las pruebas realizadas demostraron que esta
solución se comporta en forma predecible y mantiene la integridad mecánica para los
niveles de quemado alcanzables con LEU [15].
Otra solución ensayada fue el uso de cladding de Zircalloy, que tuvo excelente desempeño en la experiencia RERTR-7, en la que la zona de contacto entre el meat y el
cladding no presentó formación de burbujas. No hay razones que indiquen que con esta
solución no se obtengan, a mayores quemados, resultados como los obtenidos con la
barrera de interdifusión de Zr.
Por estas razones, si bien los combustibles dispersos pueden presentar buen comportamiento en reactores de flujo medio, es poco probable que puedan ser usados en
reactores de alto flujo [4]. En consecuencia, en este trabajo se decidió utilizar la variante
monolı́tica que, además, permite obtener densidades de uranio muy superiores a las de
los combustibles dispersos.
En los ensayos realizados, las placas con U10Mo, esto es, con 10 % en peso de Mo,
son las que mejor comportamiento han presentado [3]. Por lo tanto, se decidió utilizar
este material para el meat del presente diseño. Las propiedades relevantes del U10Mo
se muestran en la Tabla 3.1, para el enriquecimiento de 19,75 Wt % 235 U adoptado.
Propiedad
Valor
3
Densidad [g/cm ]
17,145
Conductividad térmica [w/m k]
17
Tabla 3.1: Propiedades del U10Mo empleadas para los cálculos [16].
3.1 Diseño mecánico y elección de materiales
3.1.2.
17
Material del cladding
Como se discutió en 3.1.1, una de las opciones analizadas para reducir la interacción meat-cladding en los combustibles monolı́ticos fue el uso de Zircalloy. Placas con
cladding de Zry-4, fabricadas por la CNEA, fueron ensayadas en el ATR, demostrando
excelente comportamiento [17].
Además, el Zircalloy forma una fina capa de óxido estable, mientras que la capa
de óxido del aluminio crece hasta el punto de ser un fuerte limitante para la longitud
del ciclo del rector, ya que la misma puede comenzar a desprenderse carcomiendo la
vaina. Como la conductividad del óxido es aproximadamente 10 veces menor que la del
metal, el fenómeno se realimenta positivamente, ya que se produce un aumento en la
temperatura que incrementa la velocidad de corrosión [11][18]. Esto fue observado en
el experimento AFIP-6, que tenı́a como objetivo evaluar las condiciones de operación
más exigentes para los combustibles de UMo monolı́tico LEU de mayor densidad de
potencia. La experiencia tuvo que ser interrumpida por la liberación de productos de
fisión, causados por la falla de las placas como resultado de la excesiva temperatura
ocasionada por una capa de óxido de hasta 240 micrómetros [15].
Sumado a esto, el Zircalloy tiene mejores propiedades mecánicas que el aluminio,
por lo que su uso resulta en un elemento combustible de mayor rigidez estructural.
Esto permite, además, tener una mayor velocidad de refrigerante.
El aluminio, sin embargo, tiene una conductividad térmica aproximadamente 8
veces mayor que la del Zircalloy. Debido a esto, la temperatura del meat es significativamente mayor si el cladding es de este último material, si es que el espesor de la capa
de óxido discutida anteriormente se mantiene controlado. Dado que el coeficiente de
reactividad por temperatura del combustible debe ser negativo, esta situación implica
una reducción en la reactividad. No obstante lo cual, la disminución en la reactividad se
ve contrarrestada con la reducción de absorciones parásitas en el cladding de Zircalloy,
ya que éste tiene una sección eficaz de absorción macroscópica, en el rango térmico, de
aproximadamente la mitad que la del aluminio.
Por las razones expuestas, se eligió Zry-4 como material para el cladding. Sus propiedades más relevantes se muestran en la tabla 3.2, en la que también se incluyen, por
completitud, las del aluminio Al 6061.
Propiedad
Módulo de Young [GPa]
Ratio de Poisson
Densidad [g/cm3 ]
Conductividad térmica [W/m K]
Sección eficaz térmica [1/cm]
Zry-4
99,3
0,37
6,56
21,5
0,008
Al 6061
69,6
0,33
2,7
180
0,015
Tabla 3.2: Propiedades relevantes del Zry-4 y del Al 6061 [19][20].
3.1.3.
Material del marco
Se decidió utilizar aluminio (Al 6061) para el marco ya que, por sus buenas propiedades mecánicas y baja absorción neutrónica, éste es el material usado más frecuentemente con tal fin. Se consideró que usar Zircalloy harı́a que el EC fuera poco viable
3.2 Diseño neutrónico y termohidráulico
18
económicamente.
3.1.4.
Placas curvas
La velocidad crı́tica de refrigerante (Vc ) para el caso de placas planas paralelas
está dada por
1/2
15gEa3 h
,
(3.1)
Vc =
ρb4 (1 − ν 2 )
donde g es la aceleración gravitatoria, E y ν el módulo de Young y de Poisson del
material de la placa, a y b su espesor y ancho, h el espesor del canal, y ρ la densidad
del refrigerante [21].
Con el fin de estimar la velocidad crı́tica, en el presente trabajo se consideró que la
placa está compuesta en su totalidad por Zry-4.
Usando las propiedades del Zry-4 detalladas en la Tabla 3.2, y considerando a = 1
mm, h = 2,6 mm y b = 70,5 mm , valores representativos para el combustible en
consideración, se obtuvo Vc = 12 m/s. Considerando el criterio definido por (2.4), la
velocidad máxima admisible de refrigerante es Vmáx = 8 m/s. En base al análisis de
otros reactores de caracterı́sticas similares se concluyó que esta velocidad es insuficiente
para lograr una refrigeración adecuada.
La velocidad crı́tica de refrigerante para combustibles con placas levemente curvas (Vccurv ) se relaciona con la obtenida para placas planas a través de un factor Rcp
dependiente de la geometrı́a, según
Vccurv = Rcp Vc
(3.2)
Para un arco 2α < 1 rad entre los marcos que soportan a la placa, este factor puede
aproximarse por
1/2
2 2
5α
9α2
cα
(1 −
)+1−
,
(3.3)
Rcp =
15α2
42
14
siendo c la cuerda de la placa [21].
Haciendo uso de (3.2) y (3.3), y tomando un radio de curvatura de 14 cm, se obtuvo
curv
Vc
= 58 m/s. Considerando el criterio dado por (2.4), se tiene Vmáx = 38 m/s , es
decir, casi 4 veces superior a la obtenida para placas planas.
En consecuencia, se decidió utilizar placas curvas con un radio de curvatura de 14
cm, ya que con esta geometrı́a se obtuvo una velocidad máxima admisible satisfactoria.
Si bien asumir que la placa está compuesta ı́ntegramente por Zry-4 no es conservador, se consideró que esta aproximación es válida ya que las velocidades luego utilizadas
son mucho menores a 38 m/s, siendo esto un resultado de la sección 3.2. Por esto no
se consideró necesario realizar un modelo más detallado.
3.2.
Diseño neutrónico y termohidráulico
Para el diseño del elemento combustible, y dado que el núcleo no se encontraba
definido en esta etapa, los cálculos neutrónicos necesarios fueron realizados a nivel
de celda. Los resultados ası́ obtenidos, junto a los de los cálculos termohidráulicos,
permitieron definir las distintas variables de diseño involucradas.
3.2 Diseño neutrónico y termohidráulico
3.2.1.
19
Modelo de celda
Se aprovechó la simetrı́a que presenta el elemento combustible para hacer un modelo
de celda de media placa. Esto permite reducir fuertemente el tiempo de cálculo frente
a alternativas como modelar un cuarto del EC, o el elemento entero. La diferencia en
este tiempo se acentúa si se desea utilizar un mallado fino.
Para poder conservar las masas de los distintos componentes del elemento combustible fue necesario incluir más agua de la que en realidad hay en el canal refrigerante.
Esto se debe a que los elementos combustibles están separados entre si por 1 mm, por
donde también circula refrigerante que debe ser tenido en cuenta en el modelo. Como
puede verse en la Figura 3.2, que muestra el modelo de celda utilizado, el agua en
cuestión se incluyó tanto a la izquierda del marco como en la parte superior e inferior
de todo el modelo.
Figura 3.2: Modelo de celda de media placa combustible
Experiencia previa de INVAP en el cálculo de este tipo de combustibles indica que
el error en reactividad en el que se incurre al modelar media placa, conservando las
masas, es poco significativo para el presente trabajo de diseño.
3.2.2.
Espesor del meat
En las diversas campañas de irradiación realizadas para avanzar hacia la calificación
de los combustibles de UMo monolı́tico, los espesores de meat más ensayados están
comprendidos entre 0.2 mm y 0.3 mm, siendo este último el máximo espesor irradiado
[22]. En consecuencia, se decidió limitar el espesor del meat a este rango.
Aumentar el espesor del meat implica incrementar la carga de uranio, lo que lleva
a una mayor reactividad y permite obtener ciclos de operación del reactor de mayor
duración. Sin embargo, dicho aumento en espesor tiene aparejada una reducción en
el flujo térmico de neutrones. Dado que ésta es una de las principales magnitudes a
maximizar, se decidió tomar inicialmente emeat = 0,2 mm.
Por razones de seguridad, y de acuerdo a los criterios adoptados de coeficientes de
reactividad negativos, es imprescindible que el combustible se encuentre submoderado.
Esto implica que, frente a una perdida de refrigerante o una disminución en su densidad,
la reactividad disminuye.
En consecuencia, se verificó que éste fuera el caso para emeat = 0,2 mm y espesor
de gap en el rango de interés, cuyo lı́mite superior de 3 mm surge de buscar una alta
3.2 Diseño neutrónico y termohidráulico
20
densidad de potencia. En la Figura 3.3 se muestra el factor de multiplicación efectivo
(Kef f ), en función del espesor del gap, y se observa que el combustible se encuentra,
efectivamente, submoderado.
Figura 3.3: Kef f en función del espesor del gap, para emeat = 0,2 mm.
3.2.3.
Variables utilizadas para el diseño del EC
En esta etapa del diseño, el objetivo fundamental es obtener un núcleo compacto, para alcanzar mayores niveles de flujo neutrónico. Habiendo definido el espesor
del meat, las restantes variables de diseño utilizadas para alcanzar este objetivo se
describen a continuación.
Número de placas por EC (Nplacas ) y espesor del gap (egap )
Aumentar el número de placas incrementa el área de transferencia de calor del
EC, por lo que reduce el número de EC necesarios para alcanzar determinado nivel de
potencia. Sin embargo, dado que las dimensiones externas de la sección transversal del
EC están fijas, aumentar Nplacas también implica una reducción en el espesor del gap.
Por otro lado, aumentar egap aumenta la reactividad del combustible, ya que éste
se encuentra submoderado. Además, permite obtener mayor densidad superficial de
potencia. Esto último es cierto sólo hasta cierto punto, a partir del cual un aumento en
el espesor del canal no mejora las condiciones de refrigeración. Nuevamente debido a
las restricciones en la dimensión externa del EC, aumentar egap implica una reducción
en Nplacas .
3.2 Diseño neutrónico y termohidráulico
21
En consecuencia, estas variables están ı́ntimamente relacionadas, y el valor que
adoptan surge de un compromiso entre reactividad y volumen del núcleo.
Altura activa del núcleo (H)
El aumento de H incrementa el área total de transferencia de calor, pero trae
aparejado una reducción en el margen a la redistribución, ya que aumenta la pérdida
de carga en el canal. Por lo tanto, alturas mayores aumentan el área de transferencia,
pero reducen flujo calórico admisible. Para definir H se procuró minimizar el número
de elementos combustibles necesarios para alcanzar el nivel de potencia deseado.
Presión de refrigerante a la entrada del núcleo (Pin ) y velocidad de refrigerante (Vref )
Definida la geometrı́a del EC, Pin y Vref pueden ser ajustados para cumplir los
requerimientos termohidráulicos; es decir, para cumplir con los márgenes definidos
para los fenómenos crı́ticos.
La variación de los márgenes a los fenómenos crı́ticos, calculados con dos correlaciones distintas, se muestra, para un caso representativo, en la Figura 3.4. Se observa
que el principal limitante resulta ser el RDR, que tiene un máximo local como función
de la velocidad de refrigerante. Esta situación se dio en todos los casos analizados y es
debido al sentido de circulación descendente.
Figura 3.4: RDR y DNBR en función de la velocidad del refrigerante, calculados con las
distintas correlaciones que usa TERMIC.
Los márgenes a los fenómenos crı́ticos crecen monótonamente con el aumento de la
presión de entrada del refrigerante. Esto puede observarse en la Figura 3.5, en donde
se muestra el RDR y el DNBR en función de Pin , para un caso representativo.
En consecuencia, el lı́mite inferior para Pin está dado por los requerimientos termohidráulicos, mientras que el lı́mite superior por el significativo aumento del costo que
3.2 Diseño neutrónico y termohidráulico
22
Figura 3.5: RDR y DNBR en función de la presión absoluta de entrada del refrigerante,
calculados con las distintas correlaciones que usa TERMIC.
conlleva incrementar la presurización del sistema. Por esto se procuró aumentar esta
variable lo menos posible.
Espesor del cladding (ecladd )
Aumentar el espesor del cladding le otorga mayor rigidez estructural al EC, permitiendo mayores velocidades de refrigerante. Sin embargo, como se vio en la sección
3.1.4, utilizar placas levemente curvas aumenta notablemente la velocidad máxima admisible, siendo ésta muy superior que las necesarias para refrigerar el núcleo ya que
valores tı́picos rondan los 15 m/s. Esto se verifica para todo el rango de ecladd analizado.
Por otra parte, grandes espesores de cladding penalizan la reactividad del combustible por el aumento de las absorciones parásitas en el mismo, aunque este efecto es
mucho menos notorio con cladding de Zry-4 que de aluminio.
Entonces, la consecuencia inmediata más relevante de la variación de ecladd es la
variación de egap , si el resto de las variables se mantienen fijas. Lo ideal desde el punto de
vista neutrónico es reducir ecladd lo más posible, pero esto tiene limitaciones prácticas.
Una de ellas es es lı́mite inferior de 0.37 mm que surge del proceso de fabricación. Otra,
que en este caso resulta más restrictiva, surge de considerar un mı́nimo espesor para
la placa combustible.
Las únicas dos placas combustibles con meat monolı́tico y cladding de Zry-4 irradiadas, fueron fabricadas con espesores de 0,99 mm y 1,01 mm [23]. Además, no se
encontró en la literatura experiencia en la operación de combustibles con placas de espesores significativamente menores. Por esto es que, en este trabajo, no se consideraron
placas de menos de 0,95 mm. Esto arroja una cota mı́nima para el espesor del cladding
de 0,375 mm, para emeat = 0,2 mm.
3.2 Diseño neutrónico y termohidráulico
3.2.4.
23
Definición de las variables y verificación de los criterios
mecánicos y termohidráulicos
Por la interdependencia de las variables involucradas, el proceso de diseño del elemento combustible, que se describe a continuación, es iterativo y de prueba y error.
Primero, se modificaron las variables de diseño, teniendo en cuenta las consideraciones y criterios desarrollados en la sección 3.2.3 . Con los valores ası́ definidos, se
calculó el flujo máximo de calor (q̈máx ), tal que se verificaran los criterios termohidráulicos. Luego, con el flujo y la geometrı́a obtenidos, y el nivel de potencia y factor de pico
definidos inicialmente, se calculó el número de elementos combustibles necesarios. Se
repitió el proceso hasta obtener, finalmente, una cantidad de EC satisfactoria. Esto se
esquematiza en la Figura 3.6, en la que además se muestran los parámetros definidas
con anterioridad.
Figura 3.6: Esquema simplificado del proceso de diseño del EC.
Este proceso dio como resultado los valores que se muestran en la Tabla 3.3. Se
verificó que se cumplieran todos los requerimientos mecánicos y termohidráulicos, que
se resumen en la Tabla 3.4.
Para los cálculos termohidráulicos realizados, se consideró un perfil de potencia
coseno truncado, con una longitud extrapolada de 8 cm.
3.2 Diseño neutrónico y termohidráulico
Variable
Nplacas
H
Pin
Tin
Vref
egap
ecladd
emeat
Ameat
Rcurvatura
N o EC
q̈máx
24
Valor
23
80 cm
8,5 bar
37 ◦ C
14 m/s
2,55 mm
0,375 mm
0,2 mm
65 mm
140 mm
28
488 W/cm2
Tabla 3.3: Valores adoptados para las principales variables del EC, incluido el número necesario
para P = 100 MW.
Indicador
DNBR
RDR
ONBR
Vmax
Vc
ecladd
eplaca
Valor
Requerimiento
1,96
≥ 1,8
1,86
≥ 1,8
1,28
≥ 1,2
14 m/s
2
= 0,255
≤
55 m/s
3
0,375 mm
≥ 0,37 mm
0,95 mm
≥ 0,95 mm
Tabla 3.4: Verificación de los criterios mecánicos y termohidráulicos.
Capı́tulo 4
Consideraciones generales sobre el
diseño del núcleo
4.1.
Posiciones de irradiación
Como se discutió en la sección 1.4, la finalidad de los reactores de investigación
de alta performance es la producción de distintos radioisótopos, y la irradiación de
facilidades experimentales. Para algunos de estos objetivos, es indispensable que existan
posiciones de irradiación (PI) dentro del núcleo (In-Core), mientras que otros pueden
alcanzarse con posiciones fuera del mismo (Ex-Core).
Para definir el número de PI a incorporar en el núcleo se tomó como referencia la
experiencia de INVAP en propuestas de diseño de reactores de estas caracterı́sticas. Se
decidió incorporar 7 PI térmicas y 2 PI rápidas, In-Core.
En la Tabla 4.1 se muestra la estructura de grupos de energı́a utilizada para condensar las secciones eficaces, que es la que fue usada para la validación de la lı́nea
de cálculo neutrónico de INVAP. En este trabajo se consideró que los flujos rápido y
térmico son los correspondientes a los grupos 1 y 3, respectivamente, de dicha tabla.
Además, se definieron niveles de flujo de referencia que se muestran en la Tabla 4.2
para los dispositivos experimentales, y en la Tabla 4.3 para las facilidades de producción de radioisótopos. A diferencia de los definidos en la sección 2.3, estos niveles no
son prescriptivos. Sin embargo, en la medida de lo posible, se buscó alcanzarlos para
aumentar las posibilidades de uso del reactor.
Para evaluar el nivel de flujo en las posiciones de irradiación In-Core se utilizaron
modelos notacionales, cuyas especificaciones se incluyen en la Tabla 4.4 y la Tabla 4.5,
para evaluar flujo térmico y rápido respectivamente. Para evaluar el nivel de flujo en
las facilidades de producción de 99 Mo se utilizó el modelo definido en la Tabla 4.6.
Grupo
1
2
3
Rango energético [eV]
>8,21E5
8,21E5 a 6,25E-1
<6,25E-1
Tabla 4.1: Estructura de grupos utilizada.
25
4.1 Posiciones de irradiación
Facilidad de
Irradiación (FI)
FI de alto flujo rápido
FI de flujo rápido medio
FI de alto flujo térmico
FI de flujo térmico medio
Rampa combustible LWR
Base combustible LWR
Loop de He
Loop de metal lı́quido
Loop de agua
26
Flujo neutrónico
Rango energético
Nivel [1E14 n/cm2 s]
Rápido Térmico
2,5
X
0,1-0,4
X
5
X
2,5
X
2,5
X
1
X
1
X
3
X
2,5
X
Tabla 4.2: Niveles de flujo neutrónico de referencia para distintos dispositivos experimentales.
Flujo neutrónico
Rango energético
Nivel [1E14 n/cm2 s]
Rápido Térmico
Molibdeno (99 Mo)
1
X
192
89
Gran cantidad ( Ir, Sr)
2
X
Pequeña cantidad(177 Lu, 153 Sm)
2
X
75
188
Muy alto flujo ( Se, W)
10
X
60
Cobalto( Co)
0,5
X
Dopado de silicio
0,1
X
Facilidad de
Irradiación
Tabla 4.3: Niveles de flujo neutrónico de referencia para la producción de RI y el dopado de
Si.
Diámetro [cm]
< 1,55
< 1,8
< 4,25
< 7,4
> 7,4
< 7,4
< 7,4
Posición axial
Zt = 1/3 de la altura activa
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
Altura completa
Z < −Zt
Z > Zt
Material
Densidad [g/cm3 ]
C puro
B-10 puro
Aluminio
H2O
Aluminio
H2O
H2O
1,6
0,03
2,7
1,0
2,7
1,0
1,0
Tabla 4.4: Modelo notacional para obtener valores de flujo térmico.
Diámetro [cm]
< 2,2
> 2,2
Posición axial
Altura activa
Altura activa
Material
69 wt % Fe, 18 wt % Cr, 13 wt % Ni
Aluminio
Tabla 4.5: Modelo notacional para obtener valores de flujo rápido.
Densidad [g/cm3 ]
7,8
2,7
4.2 Reflectores
27
< 2,0
< 3,0
< 3,926
< 4,0
Posición axial
Zt = 5/12H
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
< 4,156
−Zt < Z < Zt
< 4,23
< 6,0
< 6,386
< 7,4
> 7,4
< 7,4
< 7,4
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
−Zt < Z < Zt
Altura activa
Z < −Zt
Z > Zt
Diámetro [cm]
Material
Densidad
H2O
Al
H2O
Al
Al
235
U
238
U
Al
H2O
69 wt % Fe, 18 wt % Cr, 13 wt % Ni
H2O
AL
H2O
H2O
1,0
2,7
1,0
2,7
5,50001022 at/cm3
2,1175102 at/cm3
2,09941020 at/cm3
2.7
1,0
7,8
1,0
2,7
1,0
1,0
Tabla 4.6: Modelo notacional para obtener valores de flujo en las facilidades de producción de
99
Mo
4.2.
Reflectores
Como el reactor a diseñar es de tipo tanque en pileta, existe una distinción entre
el reflector que se encuentra entre el núcleo y el tanque, y el reflector fuera del tanque.
Dentro del tanque, sólo puede considerarse el uso de un reflector sólido, un cuerpo
de relleno de aluminio para no penalizar el flujo fuera del mismo, o agua liviana en
su defecto. Esto se debe a que no hay forma de evitar que un lı́quido se mezcle con
el refrigerante, que es agua liviana. En cambio, fuera del tanque, pueden considerarse
tanto reflectores lı́quidos como sólidos. En la Tabla 4.7 se muestran las propiedades de
los materiales más usados como reflector.
Las caracterı́sticas fundamentales que debe tener un reflector, para que cumpla
satisfactoriamente la función de mejorar la economı́a de neutrones, son poseer una
sección eficaz macroscópica de absorción baja, y una de scattering alta. Esto permite
Propiedad Agua
A
18
3
ρ [g/cm ]
1,00
tér
−1
Σs [m ]
345
−1
Σtér
2,2
[m
]
a
ξ
0,93
epi
−1
Σs [m ]
140
2
τ [m ]
0,0027
Agua pesada
20
1,10
45
0,0085
0,51
35
0,013
Berilio Grafito
9
12
1,85
1,70
76
41
0,114
0,029
0,207
0,158
75
41
0,010
0,037
Tabla 4.7: Número másico A, densidad ρ, sección eficaz de scattering térmica Σtér
s y epitérmica
Σepi
, sección eficaz de absorción térmica Σtér
s
a , decremento logarı́tmico medio ξ, y edad del
neutrón a térmico, para diferentes reflectores o moderadores [24].
4.3 Geometrı́a del núcleo
28
minimizar las absorciones y maximizar el número de neutrones que reingresan al núcleo.
Además, debe tener bajo número másico, para que contribuya a la moderación.
En el presente diseño se decidió utilizar agua pesada como reflector fuera del tanque,
ya que esto permite tener mayor flexibilidad al momento de posicionar las facilidades
de irradiación Ex-Core. Dentro del tanque, por otra parte, se contempló la posibilidad
de usar grafito o berilio.
Las propiedades del berilio hacen que pueda ser usado en contacto directo con el
agua refrigerante, lo que se ha hecho con éxito en reactores como el MTR, ETR y
ATR. No se espera, sin embargo, que el grafito se comporte de forma adecuada en esas
condiciones de operación [20].
Sumado a esto, en cálculos posteriores se comprobó que con berilio la reactividad
en exceso se ve incrementada en aproximadamente 1000 pcm respecto a la obtenida
con grafito.
Por estas razones, se decidió utilizar berilio como reflector dentro del tanque.
4.3.
Geometrı́a del núcleo
Para posicionar los 28 EC, las 7 PI térmicas y las 2 PI rápidas, se utilizó una
grilla regular con una separación entre posiciones adyacentes de 81,5 mm. Esto deja
un huelgo de 1 mm entre EC o PI, por donde circula refrigerante.
Se procuró obtener una geometrı́a que permitiera reducir al máximo el diámetro del
tanque. Esto permite obtener mayores flujos en el reflector fuera del mismo y, además,
reduce los costos asociados a su fabricación.
Con respecto a la ubicación de las PI, se decidió, en primer lugar, incorporar una
PI térmica en el centro del reactor. Esto tiene como objetivo poder alcanzar niveles
de flujo térmico mayores que 5E14 n/cm2 s , y ası́ aumentar el rendimiento de la
producción de radioisótopos como el 75 Se y el 188 W. Las PI restantes se posicionaron
de manera de obtener niveles de flujo similares a los que se muestran en las Tablas 4.2
y 4.3.
Luego de un proceso iterativo, se obtuvo el arreglo que puede verse en la Figura
4.1. En ésta pueden verse las 7 PI térmicas (circulares), y las 2 PI rápidas, ubicadas
inicialmente en los extremos izquierdo y derecho del núcleo, en la lı́nea central.
Axialmente, el modelo de núcleo realizado incluye, además de la altura activa de
80 cm de los EC, 25 cm de agua adicionales tanto arriba como abajo de los mismos.
4.4 Estrategia de recambio de elementos combustibles
29
Figura 4.1: Geometrı́a del primer núcleo.
4.4.
Estrategia de recambio de elementos combustibles
En el presente trabajo sólo se evaluaron estrategias de gestión de elementos combustibles sencillas, sin tener en cuenta subciclos, por considerarse que estrategias más
detalladas exceden el alcance del mismo.
4.4.1.
Número de EC a cambiar por ciclo
Como primera aproximación, para estimar el número de EC que deben cambiarse
cada ciclo de operación, puede considerarse que la totalidad de la potencia térmica
es producida por las fisiones de 235 U. Luego, de igualar la energı́a generada por el
reactor durante el ciclo de operación a la energı́a liberada por fisiones de este isótopo,
la cantidad de átomos de 235 U a ingresar con cada recambio está dada por:
At235 U =
P Tc ef
,
Ef Qext
(4.1)
donde P es la potencia del reactor, Tc el tiempo de ciclo, Ef la energı́a liberada por
fisión, Qext el quemado de extracción en %at235 U, y ef la eficiencia de fisión, que tiene
en cuenta la relación entre fisiones y absorciones. En base a la experiencia de INVAP,
se tomó ef = 1,17.
Con la potencia P = 100 MW definida inicialmente, y considerando un quemado
de extracción de Qext = 75 % , se calculó la masa de 235 U a incorporar por ciclo usando
(4.1), para distintos Tc . Con la carga de este isótopo que tiene cada EC, que es de 735
g, se calculó cuántos EC representa dicha masa. Los resultados obtenidos se muestran
en la Tabla 4.8.
En base a la estimación realizada, se decidió implementar una estrategia de gestión
de combustibles dividiendo el núcleo en 4 zonas y cambiando 7 EC por ciclo.
Cabe aclarar que el quemado de extracción que se espera obtener es menor al 75 %
que se usó para la estimación, ya que la energı́a originada por la fisión de otros isótopos
4.4 Estrategia de recambio de elementos combustibles
Tc [dı́as]
27
28
29
30
31
32
Tabla 4.8: Masa de
235
Masa de 235 U [g] No
4432
4596
4760
4924
5088
5253
30
de EC
7
7
7
7
7
8
U a ingresar por ciclo y el número de EC que esta representa, para
distintos tiempos de ciclo
no es tenida en cuenta en la aproximación usada. La contribución de estos isótopos,
además, es significativa. Se verificó con cálculos a nivel de celda que, para un quemado
de 120000 MWd/ton(∼ 69 %At235 U), el 20 % de la energı́a de fisión proviene del 239 Pu
y del 241 Pu.
4.4.2.
Recambio In-Out vs Out-In
Las estrategias de recambio que aquı́ se analizan pueden clasificarse como In-Out o
Out-In. La estrategia In-Out consiste en dividir el núcleo en distintas zonas, e introducir
los elementos combustibles frescos en la zona central. Luego, con cada recambio, los EC
son desplazados a zonas más periféricas, para luego ser extraı́dos. Por otra parte, en la
estrategia Out-In, los EC frescos son introducidos en la zona más periférica del núcleo,
y con cada recambio son trasladados hacia la zona central, hasta que son removidos.
Las estrategias In-Out permiten obtener un núcleo con mayor reactividad, ya que
los elementos con menor quemado se encuentran en la región del núcleo de mayor
importancia neutrónica, la zona central. Esto, sin embargo, da lugar a factores de pico
elevados, ya que los combustibles menos quemados son también los que más potencia
generan. En cambio, las estrategias Out-In permiten reducir el factor de pico, ya que
los combustibles frescos se encuentran en la región más externa del núcleo, dando lugar
a una distribución de potencia más plana. La implicancia adversa que esto tiene es la
reducción de la reactividad del núcleo, a raı́z de tener menor cantidad de material fı́sil
en la región de mayor importancia neutrónica.
Dividiendo el núcleo en 4 zonas y cambiando 7 EC por ciclo, la gestión Out-In no
permitió alcanzar un tiempo de ciclo de 26 dı́as, por lo que se optó por utilizar una
estrategia In-Out.
Para determinar las 4 zonas diferentes en las que se dividió el núcleo, se analizó el
quemado de los distintos EC cuando no se realizan recambios. Para esto, se calculó el
quemado de cada uno luego de 50 dı́as a plena potencia, y se los ordenó de forma
decreciente según el mismo. Luego, respetando el orden, se agruparon de a 7 para
conformar las 4 zonas.
La estrategia adoptada, entonces, consiste en introducir 7 EC frescos en la zona
central (la que está constituida por los 7 EC que mayor quemado presentaban luego de
50 dı́as), e ir desplazándolos a zonas más externas con cada recambio, para finalmente
extraerlos luego de un ciclo en la zona 4. Un esquema de esta estrategia, y del proceso
utilizado para definirla, se muestra en la Figura 4.2.
Con esta estrategia se obtuvo un quemado de extracción de aproximadamente
4.4 Estrategia de recambio de elementos combustibles
31
Figura 4.2: Esquema del proceso de definición de una estrategia de recambio de EC In-Out
120000 MWd/ton, y un quemado de alrededor de 40000 MWd/ton luego de un ciclo en la zona 1.
Capı́tulo 5
Núcleo con cajas guı́a y barras
absorbentes como sistema de
extinción
5.1.
Descripción general del sistema y de los modelos utilizados
Se evaluó el uso de cajas guı́a y barras absorbentes de control (CG y BC) como
sistema de extinción del reactor. Éste consiste en un número de barras absorbentes que
ingresan al núcleo por la parte superior del mismo, introduciéndose en las cajas que
contienen agua. Las barras son de hafnio, mientras que las cajas guı́a están constituidas ı́ntegramente por Zircalloy. Cada barra está acoplada a una varilla cilı́ndrica de
Zircalloy (follower), a través de la cual es manipulada, tal como se ve en la fotografı́a
que se muestra Figura 5.1.
Figura 5.1: Fotografı́a de una barra absorbente acoplada al follower, diseñada y construida
por INVAP.
Este tipo de sistema ya fue implementado por INVAP en el diseño del reactor
OPAL, en el ETRR2, y en el RA-10. En este trabajo se tomó como referencia el diseño
32
5.2 Implementación del sistema
33
implementado en el RA-10, que se esquematiza en la Figura 5.2, y se utilizó el modelo
de celda realizado para el mismo, que es de tipo slab. Las dimensiones que se observan
en esta figura fueron modificadas según las necesidades de este diseño.
Figura 5.2: Esquema de la sección transversal de la caja guı́a y de la barra absorbente, según
el diseño del RA-10.
Las secciones eficaces generadas para las cajas guı́a, con y sin el elemento absorbente insertado, se homogeneizaron en 3 regiones diferentes, que se trasladan al modelo
de núcleo según se muestra en la Figura 5.3. Por un lado, se tiene la región 1, que
comprende los extremos del absorbente y la caja, e incluye 13 mm de Zircalloy que hay
entre una caja y otra adyacente. La región 2 comprende la zona central de la caja, que
tiene paredes más delgadas. La región 3 queda delimitada por las dos anteriores.
Figura 5.3: Esquema del modelo de núcleo realizado para representar las cajas guı́a.
5.2.
Implementación del sistema
Se consideró inicialmente incorporar 2 hileras de 3 CG cada una, de manera de
permitir la inserción de un total de 6 BC de 14 cm de ancho y 0.6 cm de espesor. Con
esta configuración no se logró obtener reactividad negativa a principio de ciclo y sin
Xe, incluso con todas las barras insertadas. Esto se dio para distintas ubicaciones de
las cajas, dos de las cuales se muestran en la Figura 5.4.
Se aumentó el espesor del absorbente, pasando de 0.6 cm a 0.9 cm. La modificación
en el peso del banco fue de alrededor de 600 pcm. Si bien esta variación es poco
significativa, se mantuvo el espesor de 0.9 cm ya que esto aumenta la vida útil del
absorbente.
5.3 Uso de venenos quemables
34
Figura 5.4: Esquema de dos de los modelos de núcleo realizados con dos hileras de cajas guı́a.
Para lograr la extinción del reactor, se incorporó una tercera hilera de CG. Además,
se modificó el número y el ancho de los elementos absorbentes. En dos de las hileras, se
incluyeron 4 CG con un ancho total de 64 cm, mientras que en la tercera se incorporaron
sólo 3, con una longitud total de 60 cm. En las hileras de 4 CG, se utilizaron 2 CG de
20 cm de ancho, y otras 2 de 12 cm, mientras que en la tercera hilera se usaron cajas
de 20 cm. Fue necesaria la utilización de BC de distintos anchos para uniformizar el
peso en reactividad de las mismas, y para aumentar el margen de apagado con falla
única de la barra más pesada. Esta configuración se muestra en la Figura 5.5.
Figura 5.5: Esquema del modelo de núcleo realizado con tres hileras de cajas guı́a.
Aún con el arreglo descripto, no se logró obtener un margen de apagado mayor a
3000 pcm, calculado en el estado más reactivo del reactor: a principio de ciclo, frı́o y
sin Xe. Por esto se consideró necesaria la incorporación de venenos quemables en los
elementos combustibles.
5.3.
Uso de venenos quemables
Se denomina venenos quemables (VQ) a materiales de muy elevada sección eficaz
neutrónica que, mediante una reacción de absorción, dan lugar a un isótopo de baja
sección eficaz; es decir, un absorbente que desaparece con el quemado.
Existen diversas ventajas asociadas a la utilización de venenos quemables en reactores de investigación. Las más relevantes para el presente trabajo de diseño son la
disminución de la reactividad en exceso a principio de ciclo, y la reducción del factor
5.3 Uso de venenos quemables
35
de pico. Tener menor exceso de reactividad a principio de ciclo mejora el margen de
apagado, y hace que se requieran menos elementos absorbentes para cumplir con los
requerimientos de seguridad. Como contrapartida, la reactividad a fin de ciclo puede
verse fuertemente penalizada si, luego de un ciclo en el reactor, sigue habiendo una
cantidad considerable de absorbente que no fue depletado.
5.3.1.
Elección del VQ y resultados a nivel celda
Por sus caracterı́sticas neutrónicas, dos absorbentes que pueden ser usados como
venenos quemables son el boro, en forma de lámina incluida en el marco del EC, y el
cadmio, en forma de alambre también incorporado en el marco. El alambre de cadmio
introduce una antireactividad significativamente superior a la introducida por el boro,
y es depletado en menor tiempo. La antireactividad introducida por el boro, en cambio,
es una función mas suave del quemado [25].
Buscando, fundamentalmente, mejorar el margen de apagado, se decidió utilizar
alambres de Cd como VQ. Inicialmente se consideraron 46 alambres colocados en la
regiones del marco en donde éste se une con las placas combustibles, y en toda la altura
activa del EC. Esto mantuvo la simetrı́a del EC, por lo que se utilizó, nuevamente , un
modelo de celda de media placa combustible, que puede verse en la Figura 5.6.
Figura 5.6: Modelo de celda de media placa combustible, con alambre de Cd.
Se consideraron alambres de hasta 0.6 mm de diámetro, ya que no se encontró en la
literatura alambres fabricados con diámetros mayores. En la figura 5.7 puede observarse
la evolución del Kef f con el quemado obtenida, con cálculos de celda, para un EC con
alambres de Cd de 0,4 mm, 0,5 mm y 0,6 mm de diámetro, junto con el resultado
obtenido sin VQ. Allı́ puede verse que, a medida que se aumenta el diámetro, aumenta
tanto el peso en reactividad del VQ como el quemado necesario para que éste sea
depletado, que es de aproximadamente 45000 MWd/ton para D=0,6 mm . Teniendo
en cuenta que, como se indicó en la sección 4.4.2, el quemado de los EC luego de un ciclo
en el reactor es mayor que 40000 MWd/ton, se eligió utilizar alambres de D=0,6 mm,
considerando que la penalización en la reactividad a fin de ciclo serı́a poco significativa.
5.3 Uso de venenos quemables
36
Figura 5.7: kef f del EC en función del quemado, a nivel celda, para distintos diámetros de
alambre de Cd, y sin VQ.
5.3.2.
Reactividad del núcleo con VQ
Se realizó un cálculo de núcleo utilizando las secciones eficaces del EC generadas
con alambres de Cd, manteniendo el modelo de núcleo utilizado hasta el momento. En
la Figura 5.8 se muestra la evolución de la reactividad a lo largo del ciclo, con y sin
VQ. Los valores de reactividad obtenidos con y sin VQ se muestran en la Tabla 5.1,
para BOC y EOC. La antireactividad introducida por los alambres de Cd a principio
de ciclo es de aproximadamente 5700 pcm, lo que mejora sustancialmente el margen de
apagado y de falla única. Además, la reactividad a fin de ciclo resulta 350 pcm mayor
con VQ que sin ellos, lo que constituye un resultado no esperado.
ρBOC [pcm]
ρEOC [pcm]
Sin VQ Con VQ
9687
3980
850
1196
Tabla 5.1: Reactividad a principio y fin de ciclo, sin VQ y con alambres de Cd de D=0,6 mm.
Inicialmente se atribuyó este aumento en la reactividad a fin de ciclo con VQ a las
secciones eficaces, que podrı́an ser mas reactivas por tener distinta concentración de
isótopos fı́siles. De hecho, se verificó que la densidad numérica del 239 Pu y 241 Pu era
superior con VQ, a fin de ciclo.
A continuación, se realizó un cálculo de núcleo partiendo del núcleo de equilibrio, a
EOC, calculado con VQ. Sólo se modificaron las secciones eficaces, cambiándolas por
las correspondientes a los EC sin VQ, y se recalculó el estado. Se obtuvo una reactividad
a fin de ciclo de 1300 pcm, es decir, aproximadamente 100 pcm más que con VQ. Por lo
tanto, se descartó la hipótesis de que las secciones eficaces fueran la causa de la mayor
reactividad que se habı́a obtenido con VQ.
Luego, se analizó la distribución espacial de potencia en el reactor, con y sin VQ.
5.3 Uso de venenos quemables
37
Figura 5.8: Reactividad a lo largo del ciclo, con y sin VQ.
Se observó que, a fin de ciclo, casi la totalidad de los EC de la zona central del núcleo
generaba más potencia con VQ que sin ellos, lo que indicaba que habı́a más combustible
en la región de mayor importancia neutrónica. Esto puede verse en la Figura 5.9.
Además, este efecto espacial se dio tanto radial como axialmente. Nuevamente, en la
mayor parte de los EC, la región axial de mayor importancia neutrónica evidenció mayor
densidad de potencia a fin de ciclo con VQ que sin ellos, como puede verse en un caso
representativo que se muestra en la Figura 5.10. En la Figura 5.11 se muestran todos
los EC en los que sucedió esto.
En consecuencia, se concluyó que los alambres de Cd generaron una distribución
de quemado tal que, a fin de ciclo, se tuvo mayor concentración de isótopos fı́siles en
la región del núcleo de mayor importancia neutrónica, lo que explica las 350 pcm más
obtenidas con VQ.
5.3 Uso de venenos quemables
38
Figura 5.9: Potencia generada por EC a fin de ciclo. Se comparan los casos con y sin venenos
quemables.
Figura 5.10: Perfil axial de potencia, a fin de ciclo, de un EC con y sin VQ.
5.3 Uso de venenos quemables
39
Figura 5.11: Densidad de potencia a fin de ciclo, en la zona central de cada EC, con y sin VQ.
5.3 Uso de venenos quemables
5.3.3.
40
Factor de pico con VQ
Introducir EC con VQ en la región central del núcleo ayuda a reducir el factor de
pico, ya que deprime el flujo en esta región dando lugar a una distribución más plana
de potencia.
En la Figura 5.12 puede verse la evolución del factor de pico a lo largo del ciclo,
con y sin VQ. Se observa que el FP máximo es menor con VQ. Sin embargo, luego de
aproximadamente 13 dı́as de operación con VQ, este aumenta drásticamente, lo que
sugiere que los alambres de Cd se queman antes de lo deseado. Como ya se habı́an
incluido dos alambres por cada placa combustible, en toda la altura activa, y teniendo
en cuenta el lı́mite de D ≤ 0,6 mm por fabricabilidad, no se contempló la posibilidad
de incluir más Cd en el EC.
Figura 5.12: Factor de pico a lo largo del ciclo, con y sin VQ.
La introducción de las barras de control para lograr la criticidad del reactor deprime
el flujo en algunas zonas, por lo que en otras el mismo aumenta notablemente, ya que
la potencia es constante. Esto, entonces, genera un aumento en el FP respecto a la
condición en la que todas las barras se encuentran extraı́das. Para tener en cuenta este
aumento en el FP se consideró, por experiencia de INVAP, un factor multiplicativo de
1,15. Además, para contemplar incertezas de cálculo, se consideró otro factor de 1,1.
Por lo tanto, los valores de FP utilizados para verificar criterios de diseño se relacionan
con los obtenidos por cálculo según
F P = F Pcalculado × 1,15 × 1,1
(5.1)
Mediante 5.1 se calculó el FP máximo con y sin VQ, que se muestran en la Tabla
5.2 junto con el tiempo en el que dicho máximo sucede. Puede verse que sin VQ no
se verifica el requerimiento de F P ≤ 3,3, mientras que con VQ este requerimiento se
cumple. Además, mientras que sin VQ el máximo se da a principio de ciclo, este se
5.4 Margen de apagado y falla única
41
desplaza casi 20 dı́as con el uso de los alambres de Cd. Esto es deseable ya que, a medida
que transcurre el tiempo, la inserción de barras necesaria para mantener la criticidad
del reactor disminuye y, con esto, la perturbación que aumenta el FP debida a las
mismas. En consecuencia, como en todos los casos se usó el factor 1,15 por criticidad,
es esperable que esta sea una aproximación más conservativa cuanto más tarde se de
el máximo.
Sin VQ Con VQ
FP máximo
3,375
3,260
Tiempo [Dı́as]
0
19
Tabla 5.2: Factor de pico máximo, con y sin VQ.
Se calculó el núcleo con VQ en estado crı́tico, al dı́a 19 del ciclo. Se obtuvo un
F Pcalculado = 2,805. Si se le aplica el factor ingenieril de 1,1 se obtiene F P = 3,09, que
es un 5 % menor al FP obtenido con 5.1 que se muestra en la Tabla 5.2. Por lo tanto,
el factor de 1,15 por criticidad resulta ser conservador.
5.4.
Margen de apagado y falla única
Los requerimientos impuestos sobre el margen de apagado (MA) y el margen de
apagado con la falla de una barra de control (FU) procuran asegurar que el reactor
pueda ser extinguido satisfactoriamente en cualquier condición.
En el presente trabajo, para contemplar incertezas de cálculo, se utilizó un factor
multiplicativo de 0,9 para afectar el peso en reactividad del banco de barras ( o del
banco de barras menos una que falla) para calcular el MA y FU según
M A = 0,9 × ρBanco − ρBOC
F U = 0,9 × ρBanco
con f alla
− ρBOC ,
(5.2)
(5.3)
donde ρbanco es el peso en reactividad del banco de barras de control, y ρbanco con f alla
el peso del banco menos una barra que falla.
Utilizando 5.2 se obtuvo M A = 3600 pcm y, con 5.3, se obtuvieron los resultados
que se muestran en la Figura 5.13, en la que además se indica la barra de control cuya
falla da lugar a un estado más reactivo. Los cálculos fueron realizados en el estado de
mayor reactividad del núcleo, que es a principio de ciclo, sin Xe, y frı́o. El peso del
banco de barras resultó ser ρbanco = 12780 pcm.
Luego, los criterios de seguridad sobre MA y FU se verifican, es decir:
M A = 3600 pcm > 3000 pcm
F U = 1450 pcm > 1000 pcm
5.5 Nivel de flujo neutrónico
42
Figura 5.13: Margen de apagado con falla única de las distintas barras de control.
5.5.
Nivel de flujo neutrónico
El modelo de núcleo utilizado para la evaluación de los flujos se muestra en la Figura
5.14, en la que se indican, además, los códigos utilizados para identificar a las distintas
posiciones de irradiación.
Figura 5.14: Esquema del núcleo en el que se indican las distintas PI.
Este modelo de núcleo tiene dos diferencias respecto al presentado en la Figura 4.1.
En primer lugar, las PI térmicas se modelaron con sección cuadrada en vez de circular,
conservando el área. Esto redujo en un factor 5 el tiempo de cálculo y produjo una
variación en la reactividad del núcleo menor a 100 pcm, por lo que se mantuvo esta
simplificación para el resto de los cálculos realizados.
Además, se modificó la ubicación de las dos posiciones de irradiación rápidas, que
intercambiaron lugar con dos PI térmicas ubicadas más cerca del centro del núcleo. Esto
aumentó el nivel de flujo en las PI rápidas en más de un 50 %, mientras que el flujo
térmico en las PI desplazadas se redujo en menos de 20 %. Además, se tuvo en cuenta
que las posiciones térmicas desplazadas no eran las de mayor flujo, y se consideró que
las restantes resultan suficientes para cumplir los objetivos de utilización.
5.5 Nivel de flujo neutrónico
43
Los niveles de flujo térmico obtenidos en las distintas PI se muestran, para principio
y fin de ciclo, en la Tabla 5.3. Los mismos fueron promediados en los 2/3 centrales de
la altura activa del núcleo, y en una sección de área equivalente a un cı́rculo de R=7,4
cm, según el modelo descripto en la Tabla 4.4.
Los niveles de flujo rápido, para ambas PI, se muestran en la Tabla 5.4, para
principio y fin de ciclo. Los mismos se obtuvieron promediando en toda la longitud
activa y en una sección cuadrada de lado 8,15 cm.
Posición de irradiación
C
E1
E2
E3
E4
A1
A2
Φtér [1E14 n/cm2 s]
BOC
EOC
5,510
7,246
4,156
4,423
4,953
5,157
4,163
4,164
4,844
4,971
3,500
3,642
3,262
3,438
Tabla 5.3: Flujo térmico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.
Posición de irradiación
R1
R2
Φráp [1E14 n/cm2 s]
BOC
EOC
2,81
2,96
3,51
3,64
Tabla 5.4: Flujo rápido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.
En las Figuras 5.15 y 5.16 se muestra un mapa de flujo térmico y rápido respectivamente, a principio y fin de ciclo. Allı́ se observa que se tiene un elevado flujo térmico
en el agua pesada más próxima al núcleo, que está entre 3E14n/cm2 s y 6E14n/cm2 s,
donde pueden posicionarse diferentes dispositivos experimentales para ser irradiados,
ası́ como facilidades de producción de radioisótopos.
5.5 Nivel de flujo neutrónico
Figura 5.15: Nivel de flujo térmico a principio y fin de ciclo.
44
5.5 Nivel de flujo neutrónico
Figura 5.16: Nivel de flujo rápido a principio y fin de ciclo.
45
5.6 Quemado de extracción
5.6.
46
Quemado de extracción
El quemado de extracción de los EC es un importante indicador de rendimiento, ya
que da cuenta de cuan bien aprovechado está el uranio. Esto tiene inmediata repercusión
en el costo de operación del reactor, ya que a mayor quemado de extracción menor
cantidad de EC se deberá cambiar para operar durante el mismo perı́odo.
En la Tabla 5.5 se muestra el quemado de extracción obtenido para cada cadena
de recambio de EC. Puede verse que los 7 combustibles extraı́dos presentan similar
quemado, siendo la diferencia porcentual máxima de 6.5 %. Esto es deseable, ya que
indica que todos los EC se aprovechan de manera homogénea
Cadena de recambio de EC Quemado de extracción [MWd/Ton]
1
1,23E5
2
1,23E5
3
1,21E5
4
1,21E5
5
1,19E5
6
1,17E5
7
1,15E5
Tabla 5.5: Quemado de extracción para las diferentes cadenas de recambio de EC.
El quemado de extracción promedio resultó de 120000 MWd/ton, lo que equivale a
aproximadamente 68,8 % At235 U.
5.7.
Coeficientes de realimentación de reactividad
∂ρ
y, por
Se define el coeficiente de reactividad global por potencia como αP =
∂P
requerimientos regulatorios, debe ser negativo en todo estado del reactor. Una forma de
asegurar que se cumpla este criterio regulatorio, es garantizar que todos los coeficientes
de reactividad parciales sean negativos.
Para calcular el coeficiente de reactividad parcial por la variación de una variable
i(αi ), en primer lugar, se realizó un cálculo de núcleo de referencia (caliente y con Xe)
y se obtuvo, para cada paso de tiempo, una reactividad ρ0 . Luego, se recalcularon las
secciones eficaces realizando una variación ∆ en la variable i de interés. Para esto se hizo uso del comando STATE TREE de CONDOR, que permite plantear perturbaciones
en las temperaturas y densidades de los materiales y, para los pasos de quemado especificados, recalcular las secciones eficaces. Este comando permite, además, modificar
otros parámetros de cálculo tales como el nivel de Xe.
Con las nuevas secciones eficaces perturbadas, se recalcularon, a nivel de núcleo,
los estados de referencia, obteniendo una reactividad ρper para cada paso de tiempo.
ρper − ρ0
∂ρ
Luego, el valor del coeficiente está dado por αi =
≈
.
∂i
∆
Como en este caso el moderador y el refrigerante son indistinguibles, en la presente
sección se utilizó el último término solamente.
5.7 Coeficientes de realimentación de reactividad
47
Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidad
constante
El coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidad constante,
se define según
∂ρ
| ρref ,
(5.4)
αT ref | ρref =
∂T ref
donde T ref es la temperatura promedio del refrigerante, y ρref su densidad.
Si bien este coeficiente no existe fı́sicamente, es usado por algunos códigos de evaluación de accidentes. De ahı́ el interés por calcularlo.
Para calcular αT ref , se recalcularon las secciones eficaces aumentando la temperatura media del refrigerante en 50 grados, pero sin modificar su densidad. En la Tabla
5.6 se muestra el valor calculado para este coeficiente a principio y fin de ciclo, ası́ como
el valor máximo. En la Figura 5.17 se muestra su evolución a lo largo del ciclo.
Estado
BOC
EOC
Máximo
Valor [pcm/◦ C]
−9,03
−7,43
−7,87
Tabla 5.6: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a principio y fin de ciclo,
y valor máximo.
Figura 5.17: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del ciclo.
5.7 Coeficientes de realimentación de reactividad
48
Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, con densidad
variable
El coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante se define según
αT ref =
∂ρ
,
∂T ref
(5.5)
en este caso con ρref (T ref ) función de T ref . En la práctica, cuando aumenta la temperatura del refrigerante su densidad disminuye. Dado que el combustible está submoderado, esto último también implica una reducción en la reactividad, por lo que este
coeficiente es más negativo que el calculado a densidad de refrigerante constante.
Para calcular αT ref se recalcularon las secciones eficaces aumentando la temperatura
del refrigerante en 50 grados, con una reducción en la densidad de 3 %, consecuencia
de este cambio en la temperatura.
Los valores obtenidos para este coeficiente se muestran en la Tabla 5.7, y su evolución a lo largo del ciclo de operación en la Figura 5.18.
Estado
BOC
EOC
Máximo
Valor [pcm/◦ C]
−20,83
−20,05
−19,02
Tabla 5.7: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su densidad,
a principio y fin de ciclo, y valor máximo.
Figura 5.18: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del ciclo,
variando la densidad.
5.7 Coeficientes de realimentación de reactividad
49
Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible
Este coeficiente se define según
αT c =
∂ρ
.
∂T c
(5.6)
Para calcularlo, se aumentó la temperatura del meat en 50 grados. Los resultados
obtenidos se muestran en la Tabla 5.8 y la Figura 5.19.
Estado
BOC
EOC
Máximo
Valor [pcm/◦ C]
−2,28
−2,09
−1,06
Tabla 5.8: Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a principio y fin de
ciclo, y valor máximo.
Figura 5.19: Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo del ciclo.
Coeficiente de reactividad por vacı́o
Se define el coeficiente de vacı́o según
αv =
∂ρ
.
∂ρref
(5.7)
Para calcularlo, se recalcularon las secciones eficaces reduciendo en un 10 % la densidad
del refrigerante. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 5.9 y la Figura 5.20.
5.7 Coeficientes de realimentación de reactividad
Estado
BOC
EOC
Máximo
50
Valor [pcm/ %vacı́o]
−209,42
−216,50
−202,91
Tabla 5.9: Coeficiente de reactividad por vacı́o en el refrigerante a principio y fin de ciclo, y
valor máximo.
Figura 5.20: Coeficiente de reactividad por vacı́o en el refrigerante a lo largo del ciclo.
Capı́tulo 6
Núcleo con elementos combustibles
de control y barras seguidoras como
sistema de extinción
6.1.
Descripción general del sistema y de los modelos utilizados
Se evaluó el uso de elementos combustibles de control (ECC) y barras absorbentes
seguidoras (FOL) como sistema de extinción del reactor. Los ECC son combustibles
de sección transversal levemente menor a la de los elementos combustibles normales
(ECN), tal que pueden deslizarse por agujeros de la grilla inferior. Cada uno tiene
acoplada una barra de material absorbente que es introducida en la altura activa del
núcleo cuando el ECC desciende a través del agujero de la grilla, que debe ser de mayor
diámetro que el correspondiente a un ECN. En la Figura 6.1 se muestra un ECC con
su FOL, que forman parte del sistema de parada en el reactor de investigación japonés
JRR-3.
Una de las principales motivaciones para analizar este sistema de parada es obtener
mayor MA y FU que los alcanzados con las cajas guı́a y las barras de control. Dado
que con esta nueva solución el absorbente ingresa al núcleo desplazando combustible,
cada FOL tiene un peso en reactividad elevado, por lo que se consideró que este es un
sistema apropiado para lograr dicho objetivo.
En este caso, se eligió hafnio como absorbente neutrónico, al igual que en el otro
sistema de extinción analizado. Este material resulta muy conveniente ya que tiene una
elevada sección eficaz neutrónica, y los isótopos producidos por absorción neutrónica
tienen secciones eficaces similares. Por esta razón, la eficacia del Hf como absorbente no
se ve tan afectada por el quemado [26]. Además, tiene buenas propiedades mecánicas.
Se decidió mantener en los ECC los mismos alambres de Cd utilizados como VQ en
los ECN. Se redujo la sección transversal a 7,75 cm de lado. El número de placas combustibles, entonces, debió ser reducido a 20. Además, se agregaron marcos de aluminio
en la parte superior e inferior de la sección, como puede verse en la Figura 6.2, en las
que se muestran algunas dimensiones relevantes. Esto resulta necesario para canalizar
el refrigerante de las placas más externas.
La sección transversal del FOL también es cuadrada y de 7,75 cm de lado. Se
decidió utilizar un espesor de Hafnio de 1 cm, lo que deja un hueco cuadrado en el
51
6.1 Descripción general del sistema y de los modelos utilizados
52
Figura 6.1: Esquema de un ECC y su FOL, que forman parte del sistema de parada en el
reactor JRR-3 [26].
Figura 6.2: Esquema de la sección transversal de un ECC.
centro, por donde circula refrigerante. Un esquema de la sección transversal del FOL
puede verse en la Figura 6.3.
6.1 Descripción general del sistema y de los modelos utilizados
53
Figura 6.3: Esquema de la sección transversal de un FOL absorbente de Hf.
A nivel de celda, se decidió utilizar un modelo de un cuarto de ECC. Debido a los
nuevos marcos en la parte inferior y superior, si se realiza un modelo de media placa
combustible conservando las masas, la geometrı́a modelada se aparta mucho de la real,
ya que se debe modelar un marco excesivamente grueso para incluir todo el aluminio
en el modelo. Un esquema del modelo utilizado se muestra en la Figura 6.4, en la que
se indican las regiones de homogeneización de secciones eficaces.
Las secciones eficaces del absorbente seguidor se homogeneizaron en dos regiones
diferentes: una que incluye el hafnio y parte del refrigerante, y otra central en la que
sólo hay refrigerante. En la Figura 6.5 se muestra el modelo de celda de un cuarto de
FOL utilizado.
En la Figura 6.6 se muestra un esquema de las regiones de homogeneización de
secciones eficaces del ECC y del FOL, junto con el modelo a nivel núcleo utilizado.
6.1 Descripción general del sistema y de los modelos utilizados
54
Figura 6.4: Modelo de celda de un cuarto de ECC, en el que se indican las regiones de
homogeneización de secciones eficaces. Se muestra el detalle de la región en la que la placa se
une con el marco.
Figura 6.5: Modelo de celda de un cuarto de FOL.
6.2 Implementación del sistema
55
Figura 6.6: Regiones de homogeneización de secciones eficaces del ECC y del FOL, y modelo
de núcleo utilizado.
6.2.
Implementación del sistema
Se analizó la implementación del sistema de apagado haciendo uso de ECC, con sus
respectivos FOL.
Para determinar el posicionamiento en el núcleo de los ECC, se tuvieron en cuenta
dos restricciones. En primer lugar, el espacio requerido para los mecanismos que los
mueven. En segundo lugar, dado que el ECC requiere un agujero en la grilla de mayor
diámetro que el necesario para los ECN, ubicar dos muy próximos uno del otro puede
comprometer la integridad estructural de la grilla en esa zona. Por estas razones, se
decidió que no haya dos ECC adyacentes.
Como un ECC tiene un área de intercambio de calor un 17 % menor a la de un ECN,
cuantos más se incluyan en remplazo de ECN mayor será el flujo calórico promedio del
núcleo, si se mantiene constante la potencia. Esto hace que, si no se modifican las
variables termohidráulicas, los márgenes a los fenómenos crı́ticos se reduzcan. Por esta
razón, el número de ECC debe ser el mı́nimo tal que se verifiquen todos los criterios
neutrónicos de seguridad con un margen satisfactorio.
Se analizó, en primer lugar, la utilización de 8 ECC. Por las razones expuestas
en la sección 4.4.2, se decidió mantener la estrategia de recambio In-Out. Como las
posiciones de los ECC y los ECN no son intercambiables, resultó necesario definir
diferentes cadenas de recambio para estos dos tipos de combustibles. Se definieron,
entonces, 5 cadenas de 4 combustibles normales cada una, y 2 cadenas de 4 ECC,
utilizando el procedimiento descripto en la sección 4.4.2.
Se evaluó, en primer lugar, el MA y FU. Los resultados obtenidos se muestran en
la Figura 6.7, en la que puede verse también la posición de los 8 ECC, y el lugar en
donde ingresa el FOL cuya falla resulta en un estado más reactivo.
Se obtuvo un M A = 12850 pcm y un peso total del banco de absorbentes seguidores
de ρbanco = 23160 pcm. En base a estos resultados se decidió reducir el número de ECC
a 6.
En este caso, se utilizaron 2 cadenas de recambio de 5 ECN, 3 cadenas de 4 ECN,
6.3 Análisis de distintos diámetros de alambres de Cd
56
Figura 6.7: Margen de apagado con falla única de los distintos FOL, para el núcleo con 8
ECC. Se indica FOL cuya falla resulta en un estado más reactivo.
y 2 cadenas de 3 ECC, nuevamente definidas según el procedimiento descripto en la
sección 4.4.2.
Se calculó el margen de apagado con falla única de los distintos seguidores. Los
resultados se muestran en la Figura 6.8, en la que puede verse la posición adoptada
para los 6 ECC, ası́ como la ubicación del FOL de mayor peso en reactividad.
Figura 6.8: Margen de apagado con falla única de los distintos FOL, para el núcleo con 6
ECC. Se indica el FOL cuya falla resulta en un estado más reactivo.
Se calculó un M A = 7090 pcm, y el peso del banco resultó ser de ρbanco = 17360
pcm. En consecuencia, tanto MA como FU resultaron, con este sistema, de aproximadamente el doble que los obtenidos con las cajas guı́a y barras de control.
6.3.
Análisis de distintos diámetros de alambres de
Cd
Hasta este punto del trabajo, sólo se habı́an realizado comparaciones a nivel de celda
entre los distintos diámetros de los alambres de Cd utilizados como venenos quemables.
Se consideró que un análisis a nivel de núcleo era necesario para confirmar la elección
realizada inicialmente.
Se calculó la reactividad a lo largo del ciclo de operación sin VQ, y con alambres
de Cd de diámetros D=0,4 mm, D=0,5 mm, y D=0,6 mm. Los resultados obtenidos
se muestran en la Figura 6.9. Puede verse que, a medida que aumenta el diámetro
6.3 Análisis de distintos diámetros de alambres de Cd
Factor de
pico
F Pcalculado máximo
FP máximo
T(FP máximo) [Dı́as]
57
Diámetro del alambre de Cd [mm]
0,6
0,5
0,4
2,57 2,59
2,60
3,25 3,28
3,29
22
18,5
14
Tabla 6.1: Factor de pico máximo para distintos diámetros de alambres de Cd. Se indica el
tiempo en el que se da el máximo.
del alambre, disminuye el exceso de reactividad a BOC en forma notable, siendo la
diferencia entre D=0,4 mm y D=0,6 mm de más de 1500 pcm. Por otra parte, la
reactividad a EOC no presenta diferencias significativas entre los distintos casos.
Figura 6.9: Reactividad a lo largo del ciclo, para distintos diámetros de alambres de Cd, y sin
VQ.
Además, se calculó la evolución del factor de pico a lo largo del ciclo. En la Figura
6.10 se muestran los resultados obtenidos para los distintos diámetros de alambres de
Cd, y sin VQ. Se observa que para mayores diámetros se obtienen menores FP y que,
a su vez, el máximo se da en forma más tardı́a. La ventaja de esto último fue discutida
en la sección 5.3.3. En la Tabla 6.1 se muestra el FP máximo calculado, y el que resulta
de usar la Ecuación 5.1, ası́ como el tiempo en el que se da este máximo.
Se confirmó, entonces, que la decisión de utilizar alambres de Cd de D=0,6 mm es
la más adecuada, ya que da lugar a un menor FP y permite obtener mayor margen de
apagado. Además, se verificaron los resultados obtenidos a nivel de celda con respecto
al exceso de reactividad a principio de ciclo y la penalización a fin del mismo.
Es pertinente aclarar que este estudio se realizó a una potencia de 95 MW, que
resulta de mantener el flujo de calor promedio del núcleo con cajas guı́a, pero teniendo
un área total de transferencia de calor menor. Sin embargo, los resultados cualitativos
6.3 Análisis de distintos diámetros de alambres de Cd
58
Figura 6.10: Factor de pico a lo largo del ciclo, para distintos diámetros de alambres de Cd,
y sin VQ.
obtenidos son aplicables a la potencia nominal de 100 MW.
6.4 Reajuste de parámetros termohidráulicos
6.4.
59
Reajuste de parámetros termohidráulicos
Como se explicó en la sección anterior, el hecho de que los ECC tengan un área de
transferencia menor a la de los ECN hace que se deban reajustar algunos parámetros
de la refrigeración para que se cumplan los criterios de diseño termohidráulicos.
Con 6 ECC, y teniendo en cuenta su geometrı́a, el nivel de potencia, y el FP=3,3,
el flujo de calor máximo en el canal caliente debe ser q̈máx = 507 W/cm2 .
Entonces, para verificar los requerimientos termohidráulicos resultó necesario incrementar la presión de entrada del refrigerante en 0,1 bar, llevándola a Pin = 8,6 bar,
dado que un cálculo preliminar resultó en el incumplimiento de los criterios de diseño.
Con esta modificación, se calcularon los márgenes a los fenómenos crı́ticos, y el ONBR,
que se muestran en la Tabla 6.2.
Indicador Valor
DNBR
1,90
RDR
1,81
ONBR
1,24
Requerimiento
≥ 1,8
≥ 1,8
≥ 1,2
Tabla 6.2: Verificación de los criterios termohidráulicos, para q̈máx = 507 W/cm2
6.5.
Reactividad y FP a lo largo del ciclo
Para poder tener suficiente reactividad a fin de ciclo, fue necesario reducir la duración del mismo en un dı́a respecto al obtenido con las cajas guı́a, llevándolo a Tc=30
dı́as. Se obtuvo ası́ una reactividad a EOC de ρEOC = 927 pcm, mientras que a BOC
la misma resultó de ρBOC = 4300 pcm.
En la Figura 6.11 se muestra la evolución de la reactividad a lo largo de ciclo,
mientras que en la Figura 6.12 la evolución del factor de pico. Como se vio en la sección
5.3.3, la temprana desaparición de los VQ hacen que luego de aproximadamente 13 dı́as
de operación el FP aumente drásticamente, ası́ como la reactividad.
El máximo FP calculado se da a los 21 dı́as de operación, y es F Pcalculado = 2,589.
Luego, mediante 5.1, se obtiene F P = 3,275 , menor que el lı́mite de 3,3.
6.6 Nivel de flujo neutrónico
60
Figura 6.11: Exceso de reactividad a lo largo del ciclo, con 6 ECC.
Figura 6.12: Factor de pico a lo largo del ciclo, con 6 ECC.
6.6.
Nivel de flujo neutrónico
Se mantuvo la ubicación de las distintas posiciones de irradiación del núcleo con
CG. En la Tabla 6.3 se muestra el flujo térmico obtenido en cada PI, mientras que el
flujo rápido se muestra en la Tabla 6.4.
En la Figura 6.13 se muestra el nivel de flujo térmico en el núcleo, y en la Figura
6.14 el nivel de flujo rápido. Al comparar con la Figura 5.15, puede verse que con esta
configuración de núcleo el flujo térmico en el reflector de agua pesada no sólo es más
elevado, sino que tiene una distribución más homogénea que en el núcleo con cajas guı́a.
Además, el flujo térmico en el resto del núcleo también resulta levemente superior.
6.6 Nivel de flujo neutrónico
61
Posición de irradiación
C
E1
E2
E3
E4
A1
A2
Φtér [1E14 n/cm2 s]
BOC
EOC
5,622
7,340
4,490
4,802
4,916
4,862
4,445
4,067
4,558
4,756
3,965
4,013
3,954
4,127
Tabla 6.3: Flujo térmico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.
Posición de irradiación
R1
R2
Φráp [1E14 n/cm2 s]
BOC
EOC
3,190
3,500
3,310
3,380
Tabla 6.4: Flujo rápido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.
6.6 Nivel de flujo neutrónico
Figura 6.13: Nivel de flujo térmico a principio y fin de ciclo.
62
6.6 Nivel de flujo neutrónico
Figura 6.14: Nivel de flujo rápido a principio y fin de ciclo.
63
6.7 Quemado de extracción
6.7.
64
Quemado de extracción
El quemado de extracción obtenido se muestra en la Tabla 6.5 para cada una de
las 5 cadenas de recambio de ECN. Debido a que hay 2 cadenas de 5 combustibles y 3
cadenas de 4, la dispersión en el quemado de extracción es mayor que con la estrategia
adoptada para el núcleo de cajas guı́a. La diferencia porcentual máxima es de 13,7 %.
Cadena de recambio ECN Quemado de extracción [MWd/Ton]
1
1,39E5
2
1,33E5
3
1,23E5
4
1,23E5
5
1,20E5
Tabla 6.5: Quemado de extracción para las diferentes cadenas de recambio de ECN.
El quemado de extracción promedio de los ECC resultó de 106000 MWd/ton. Teniendo en cuenta tanto a los ECC como a los ECN, el quemado de extracción promedio
obtenido es de 122300 MWd/ton, que equivale a aproximadamente 70 % at 235 U, muy
superior al mı́nimo de 50 % establecido inicialmente.
6.8.
CG y BC vs ECC y FOL
Se compararon los núcleos obtenidos con los dos sistemas de extinción analizados.
En la Tabla 6.6 se muestran los valores que toman los distintos indicadores de performance para cada uno de estos núcleos. Los flujos neutrónicos que se muestran son el
promedio entre el valor obtenido a BOC y el de EOC.
Parámetro
Φtér en C [1E14 n/cm2 s]
Φtér promedio en Ei [1E14 n/cm2 s]
Φtér promedio en Ai [1E14 n/cm2 s]
Φráp promedio en Ri [1E14 n/cm2 s]
Tiempo de ciclo [Dı́as]
Quemado de extracción [MWd/ton]
FU [pcm]
MA [pcm]
F Pmáx
CG y BC ECC y FOL
6,38
6,48
4,60
4,74
3,41
4,01
3,23
3,35
31
30
1,20E5
1,22E5
1450
2360
3600
6730
3,090
3,275
Tabla 6.6: Comparación entre el núcleo con cajas guı́a y el núcleo con 6 ECC.
Una de las motivaciones fundamentales para analizar el sistema de absorbentes
seguidores fue la de mejorar el margen de apagado y de falla única. En este sentido,
el nuevo sistema representa una mejora sustancial, ya que el MA se incrementó en un
87 % y el margen con falla única en un 63 %.
Una ventaja adicional del sistema de seguidores es el incremento en el nivel de flujo
neutrónico, que resultó mayor en todas las PI. La diferencia con el núcleo con cajas
6.9 Evaluación del FP con el núcleo crı́tico
65
guı́a se hace más notoria si se evalúa el flujo en las PI Ai , en las que el flujo aumentó,
en promedio, un 18 %.
En cuanto al quemado de extracción, resultó 1,7 % mayor con el nuevo sistema, a
pesar de que el tiempo de ciclo se redujo en un dı́a. Esto se debe a que la carga de
uranio del núcleo es menor, ya que los ECC tienen menores dimensiones. Sin embargo,
se espera que si se calcula la evolución del quemado con el núcleo crı́tico, el de los ECC
resulte menor, ya que en ese caso parte de los mismos se encontrarı́a debajo del núcleo.
El factor de pico, por otra parte, resulta un 10 % mayor con el sistema de de ECN
y FOL.
6.9.
Evaluación del FP con el núcleo crı́tico
Se decidió calcular el núcleo crı́tico, para poder evaluar el factor de pico en esa
condición. Para esto, fue necesario aumentar la altura activa del modelo de núcleo, de
manera tal de poder contemplar los ECC que, a medida que los FOL entran al núcleo,
son desplazados hacia abajo.
Extender la altura activa del modelo aumenta notablemente el tiempo de cálculo.
Además, la rutina de aproximación a crı́tico requiere, normalmente, de más de un
cálculo por paso de tiempo, acentuando aún más este aumento. Por esta razón, todos
los cálculos iniciales se realizaron con el modelo de menor altura, que sólo contempla
25 cm de agua en la parte superior e inferior del núcleo.
Se calculó el factor de pico para el estado frı́o y sin Xe, con el reactor crı́tico, a lo
largo del ciclo. El máximo calculado es de F Pcalculado = 3,7. Esto puso en evidencia
que el factor de 1,15 no es aplicable para este tipo de sistema de control, en el que
la parte de los ECC que queda debajo del núcleo prácticamente no genera potencia,
aumentando la densidad de potencia en el resto del combustible y, ası́, el FP.
Este análisis reveló la necesidad de realizar modificaciones que permitan reducir el
FP, ya que no se verificó el requerimiento F P ≤ 3,3.
6.10.
Reducción del FP en el núcleo con ECC
Se evaluaron distintas medidas para lograr disminuir el factor de pico, que resultó inaceptablemente alto para el núcleo con ECC y FOL.
6.10.1.
Modificación de la estrategia de recambio de EC y del
número de ECC
Se decidió reevaluar la estrategia de recambio de elementos combustibles. Como se
discutió en la sección 4.4.2, la estrategia Out-In permite reducir el factor de pico pero,
a la vez, reduce la reactividad en exceso del núcleo respecto a la que se obtiene con una
estrategia In-Out. A causa de la disminución en la reactividad en exceso, inicialmente no
se habı́a podido alcanzar un tiempo de ciclo mayor a 26 dı́as (requerimiento de diseño)
con recambio Out-In y cambiando 7 EC por ciclo. En consecuencia, se decidió aumentar
el número de EC que se se introducen al reactor en cada ciclo, llevándolo a 8.
Para definir la estrategia, se usó el procedimiento definido en 4.4.2, con la salvedad
de que, en este caso, los EC se ordenaron de forma decreciente según el quemado, para
6.10 Reducción del FP en el núcleo con ECC
66
luego ser agrupados y conformar las 8 cadenas distintas de recambio. Haciendo esto,
se definieron 4 cadenas de 4 ECN, 2 de 3 ECN, y 2 cadenas de 3 ECC.
Se calculó el margen de apagado y de falla única para este núcleo. Se obtuvo un
M A = 4417 pcm, y los márgenes con falla única de los distintos seguidores se muestran
en la Tabla 6.7.
Falla FOL No
1
2
3
4
5
6
FU [pcm]
2192
1655
1195
1199
2433
2196
Tabla 6.7: Falla única con estrategia de recambio Out-In
Uno de los motivos fundamentales para evaluar el sistema de extinción con absorbentes seguidores fue el de mejorar los márgenes de seguridad obtenidos con las CG y
BC. Este, sin embargo, no es el caso, ya que se obtuvo F U = 1195 pcm, mientras que
con las cajas guı́a se tenı́a F U = 1450 pcm. En consecuencia, se decidió aumentar el
número de ECC, pasando de 6 a 8, ya que el análisis inicial de esta configuración dio
lugar a márgenes mucho mayores.
Se adoptó, entonces, una estrategia de recambio con 2 cadenas de 4 ECN, 4 cadenas
de 3 ECN, y 2 cadenas de 4 ECC, nuevamente usando el procedimiento definido en
4.4.2 con los EC ordenados en forma decreciente según el quemado.
6.10.2.
Modificación de los VQ
Con la estrategia de recambio In-Out, y cambiando 7 EC por ciclo, se alcanzó originalmente un quemado de más de 40000 MWd/ton luego del primer ciclo en el reactor.
Con la estrategia Out-In, y cambiando 8 EC, el quemado obtenido luego de un sólo
ciclo es menor a 20000 MWd/ton. Esto se debe a que los combustibles frescos ingresan
a la periferia del núcleo, donde la densidad de potencia es mucho menor que en el
centro.
Del análisis de los resultados obtenidos a nivel de celda para los distintos diámetros
de alambres de Cd (ver Figura 5.7) , surge que, para un quemado de 20000 MWd/ton,
los VQ siguen teniendo un peso en reactividad elevado, por lo que podrı́an penalizar
la reactividad a fin de ciclo. Por esta razón se volvió a evaluar el uso de alambres de
Cd de 0,4 mm, además del de D=0,6 mm ya estudiado.
Por otra parte, una de las razones por las que el factor de pico obtenido con este
sistema de extinción es tan elevado es el hecho de que la densidad de potencia en la
parte de los ECC que queda ubicada debajo del núcleo es casi nula. En la Figura 6.15
se muestra la distribución axial de potencia obtenida, a principio y fin de ciclo, para
un ECC y un ECN, con el reactor en estado crı́tico.
Puede verse que la sección inferior de los ECC que se usan para controlar reactividad
se encuentra fuera del núcleo a lo largo de todo el ciclo. Por esto, para que esta región
genere más potencia, se evaluó quitar los alambres de Cd de los 20 cm inferiores de los
ECC.
6.10 Reducción del FP en el núcleo con ECC
67
Figura 6.15: Distribución axial de potencia, a principio y fin de ciclo, para un ECC y un ECN.
La altura activa del núcleo se indica entre lı́neas grises.
Por otra parte, se observa que, a BOC, la distribución de potencia en el ECN
está perturbada por el ECC, que se encuentra insertado en más de un 50 %. Esto hace
que se tenga una distribución marcadamente sesgada, teniendo un máximo en la parte
inferior. A fin de ciclo, en cambio, la situación se revierte, ya que el máximo se da en
la parte superior.
El hecho de tener máximos en la densidad de potencia, y por lo tanto en el flujo
neutrónico, ubicados tanto en la parte superior como inferior de los EC es perjudicial
desde el punto de vista de la utilización del reactor. Esto se debe a que las facilidades
de irradiación se encuentran centradas a mitad de altura del núcleo , por lo que se
6.10 Reducción del FP en el núcleo con ECC
68
busca que, a lo largo de todo el ciclo, esta región central sea la de mayor flujo. Además,
tener fuertes gradientes de flujo sobre las facilidades de irradiación es indeseable.
Para tratar de uniformizar la distribución axial de potencia a lo largo del ciclo, se
evaluó quitar los alambres de Cd de los 20 cm superiores de los ECN y los ECC. Esto
hace que, a BOC, aumente la densidad de potencia en la parte superior. A EOC, por
otra parte, se espera que los 20 cm superiores sin VQ tengan mayor quemado y, en
consecuencia, generen menos potencia.
Se realizaron cálculos de núcleo con EC con alambres de Cd de diámetro D=0,4
mm con la distribución axial de VQ modificada (AXI), y sin modificar. En el caso
de D=0,6 mm, se calculó sólo con la nueva distribución axial de VQ, ya que cálculos
preliminares indicaron que de otra manera no se logra alcanzar una reactividad a fin
de ciclo suficiente. En la Figura 6.16 se muestra el FP calculado para el estado frı́o
y sin Xe, y con el reactor crı́tico, a lo largo del ciclo. Esta es la condición en la que
se obtiene mayor FP. En la Tabla 6.8 se observan otros parámetros relevantes de los
núcleos analizados, para un tiempo de ciclo de 31 dı́as. Se verificó, en todos los casos,
que el aumento del TC en 1 dı́a daba lugar a reactividad insuficiente a EOC.
En la Figura 6.17 se muestra la distribución axial de potencia obtenida para un
ECN y un ECC, con D=0,4 mm AXI. Puede verse que se logró obtener una distribución
uniforme a lo largo del ciclo en el ECN, y que no presenta máximos marcados en la parte
inferior o superior. Además, se observa una distribución menos sesgada de potencia a
EOC para el ECC, aunque la comparación se dificulta porque el porcentaje de inserción
difiere del de la Figura 6.15.
La modificación realizada logró reducir el FP máximo en un 12 %, resultado que
surge de analizar los valores presentados en la Tabla 6.8.
Figura 6.16: FP a lo largo del ciclo, para distintos diámetros de alambres de Cd, y con
distribución axial de los mismos modificada (AXI) y sin modificar.
6.10 Reducción del FP en el núcleo con ECC
69
Figura 6.17: Distribución de potencia, a principio y fin de ciclo, para un ECC y un EC, con
distribución axial de VQ modificada y para TC=31 dı́as.
En base a los resultados obtenidos , se optó por utilizar alambres de Cd de D=0,4
mm, con la distribución axial modificada. La principal razón de esta elección es que el
FP que se obtuvo es significativamente menor que con el resto de las opciones evaluadas.
Esto permite que puedan, a futuro, diseñarse facilidades de irradiación con las que se
logren flujos neutrónicos más elevados pero que, en contrapartida, incrementan el FP.
El uso de estas facilidades harı́a que, en los otros casos, difı́cilmente se cumpla el criterio
de F P ≤ 3,3.
Puede verse que la reactividad a fin de ciclo que presenta el núcleo seleccionado es
de 1943 pcm, que resulta superior a las aproximadamente 1000 pcm requeridas según
6.10 Reducción del FP en el núcleo con ECC
Indicador
D=0,4 mm
MA
FU
Qext [MWd/ton]
ρEOC [pcm]
F Pcalculado máx.
F Pcalculado × 1,1
ρbanco [pcm]
8891
3840
108160
1278
2,804
3,084
21876
70
D=0,4 mm D=0,6 mm
AXI
AXI
8074
9126
3173
4096
104120
108080
1943
1028
2,462
2,708
2,708
2,980
22030
21891
Tabla 6.8: Indicadores de performance y seguridad obtenidos con distintos diámetros de alambres de Cd, y con distribución axial de los mismos modificada (AXI) y sin modificar.
lo establecido en la sección 2.3. No es deseable que ρEOC sea muy elevada, ya que esto
indica que el combustible podrı́a aprovecharse mejor. Sin embargo, el requerimiento más
fuerte en este sentido es el de garantizar un mı́nimo exceso de reactividad para poder
compensar la antireactividad que puede ser introducida por distintos experimentos, o
por transitorios de Xe. En consecuencia, el valor obtenido se consideró aceptable, ya
que puede dejarse como reserva para posibles experimentos, o para una gestión más
detallada de combustibles.
Por otra parte, el quemado de extracción obtenido con el núcleo elegido es de 104120
MWd/ton (∼
= 60 % At 235 U), que resulta superior al lı́mite impuesto.
6.10.3.
Reajuste de parámetros termohidráulicos
Nuevamente, introducir mayor número de ECC reemplazando ECN reduce el área
de transferencia, haciendo que sea necesaria una mayor densidad superficial de potencia
para alcanzar P=100MW. Teniendo en cuenta el FP=3,3, la densidad de potencia
máxima en el canal caliente del reactor resulta q̈máx = 514 W/cm2 .
Para refrigerar adecuadamente el núcleo con esta nueva configuración, se aumentó la
presión de entrada del refrigerante en 0,2 bar, llevándola a Pin = 8,8 bar. Además, se
redujo la velocidad de refrigerante llevándola a 1350 cm/s, valor con el que se obtuvieron
los mayores márgenes a los fenómenos crı́ticos.
Con la redefinición de estos parámetros, se verificaron los criterios termohidráulicos,
que se resumen en la Tabla 6.9.
Indicador Valor
DNBR
1,81
RDR
1,82
ONBR
1,22
Requerimiento
≥ 1,8
≥ 1,8
≥ 1,2
Tabla 6.9: Verificación de los criterios termohidráulicos, para q̈máx = 514 W/cm2
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
6.11.
71
Núcleo con ECC, rediseñado
Resumiendo, para lograr reducir el elevado FP obtenido con el sistema de apagado
con FOL, se rediseñaron distintos aspectos del reactor. Las modificaciones realizadas
se sintetizan a continuación.
Estrategia de recambio de EC
Se definió una estrategia Out-In en la que se renuevan 8 EC por ciclo. Esto permite
reducir el FP, pero aumenta la reactividad en exceso, por lo que fue necesario aumentar
el número de ECC.
Número de ECC
Se aumentó el número de ECC, llevándolo a 8. Esto fue necesario para obtener
márgenes de apagado que representen una mejora frente a los obtenidos con CG y BC,
ya que esta fue la principal motivación para evaluar un nuevo sistema de apagado.
Modificación de los venenos quemables
Se redujo el diámetro de los alambres de Cd, llevándolo a D=0,4 mm. Además,
se cambió su distribución axial. En los ECC los alambres se incluyeron sólo en los
40 cm centrales, mientras que en los ECN, en los 60 cm inferiores. Esto se hizo para
uniformizar la distribución axial de potencia a lo largo del ciclo, y para reducir el FP.
Reajuste de parámetros termohidráulicos
Para cumplir con los requerimientos de diseño termohidráulico, se aumentó la presión de entrada del refrigerante, llevándola a 8,8 bar. Además, se redujo la velocidad
del refrigerante a 1350 cm/s.
6.11.1.
Falla única
Se calculó el margen de apagado con falla única de cada FOL, a principio de ciclo,
sin Xe y con el reactor frı́o. Los resultados obtenidos se muestran en la Figura 6.18, en
la que se indica la ubicación del FOL cuya falla lleva a un estado más reactivo.
Puede verse que, debido a la mayor reactividad que resulta de utilizar una estrategia
Out-In, los márgenes obtenidos son significativamente inferiores a los que se muestran
en la figura 6.7 para una estrategia In-Out, aunque siguen siendo satisfactorios y mayores a los que se tenı́an con las CG y las BC.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
72
Figura 6.18: Margen de apagado con falla única de los distintos FOL. Se indica la posición
del FOL cuya falla resulta en un estado más reactivo.
6.11.2.
Coeficientes de realimentación de reactividad
Se calcularon los coeficientes de realimentación de reactividad de manera análoga
a la desarrollada en la sección 5.7.
Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, a densidad
constante
Se calculó αT ref , sin variar la densidad del refrigerante. En la Tabla 6.10 se indica
su valor a BOC, EOC, y máximo. En la Figura 6.19 se muestra la evolución de este
coeficiente a lo largo del ciclo.
Estado
BOC
EOC
Máximo
Valor [pcm/◦ C]
−7,06
−7,30
−6,92
Tabla 6.10: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante,a densidad constante,
a principio y fin de ciclo, y valor máximo.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
73
Figura 6.19: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante,a densidad constante,
a lo largo del ciclo.
Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando la
densidad
Se calculó αT ref , variando la temperatura y la densidad del refrigerante. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 6.11 y la Figura 6.20.
Estado
BOC
EOC
Máximo
Valor [pcm/◦ C]
−16,80
−16,86
−16,33
Tabla 6.11: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante, variando su densidad,
a principio y fin de ciclo, y valor máximo.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
74
Figura 6.20: Coeficiente de reactividad por temperatura del refrigerante a lo largo del ciclo.
Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible
Se calculó αT comb , variando la temperatura del combustible. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 6.12 y la Figura 6.21.
Estado
BOC
EOC
Máximo
Valor [pcm/◦ C]
−2,07
−2,06
−1,64
Tabla 6.12: Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a principio y fin de
ciclo, y valor máximo.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
75
Figura 6.21: Coeficiente de reactividad por temperatura del combustible a lo largo del ciclo.
Coeficiente de reactividad por vacı́o
Se calculó αv , la fracción de vacı́o en el refrigerante. Los resultados obtenidos se
muestran en la Tabla 6.13 y la Figura 6.22.
Estado
BOC
EOC
Máximo
Valor [pcm/ %vacı́o]
−174,53
−171,68
−168,87
Tabla 6.13: Coeficiente de reactividad por vacı́o en el refrigerante a principio y fin de ciclo, y
valor máximo.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
76
Figura 6.22: Coeficiente de reactividad por vacı́o en el refrigerante a lo largo del ciclo.
Puede verse que tanto este como los otros coeficientes calculados resultan negativos,
a lo largo de todo el ciclo. Se observa, además, que todos los coeficientes, menos αT c ,
son menos negativos que los calculados para el núcleo con CG y BC. Esta variación se
atribuyó, en parte, al cambio en el diámetro de los alambres de Cd, y la remoción de
los mismos en parte del combustible. En cálculos a nivel de celda se observó que para
D=0,4 mm estos coeficientes resultan menos negativos que para D=0,6 mm, y que sin
VQ se obtienen valores menos negativos aún, aunque las variaciones observadas son
menores a las obtenidas a nivel de núcleo.
6.11.3.
Nivel de flujo neutrónico
PI In-Core y mapas de flujo
Los niveles de flujo obtenidos en las PI térmicas se muestran en la Tabla 6.14,
mientras que en la Tabla 6.15 se muestran los obtenidos en las PI rápidas. Además, se
muestra en las Figuras 6.23 y 6.24 la distribución de flujo térmico y rápido respectivamente, a principio y fin de ciclo. Puede verse que la estrategia de recambio de EC
Out-In da lugar a un nivel de flujo térmico en el reflector significativamente superior
al obtenido con las CG y BC y estrategia In-Out.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
Posición de irradiación
C
E1
E2
E3
E4
A1
A2
77
Φtér [1E14 n/cm2 s]
BOC
EOC
5,815
6,143
4,373
5,034
4,217
4,838
4,368
5,028
4,205
4,830
3,594
4,122
3,583
4,113
Tabla 6.14: Flujo térmico en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.
Posición de irradiación
R1
R2
Φráp [1E14 n/cm2 s]
BOC
EOC
3,140
2,880
2,933
3,030
Tabla 6.15: Flujo rápido en las distintas PI, a principio y fin de ciclo.
Figura 6.23: Nivel de flujo térmico a principio y fin de ciclo.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
Figura 6.24: Nivel de flujo rápido a principio y fin de ciclo.
78
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
Facilidades de producción de
79
99
Mo
Se modelaron 8 facilidades de producción de 99 M o y se localizaron, como puede observarse en la Figura 6.25, en el reflector de agua pesada para evaluar el flujo neutrónico
en las mismas.
Figura 6.25: Ubicación de las facilidades de producción de
99
M o utilizadas para evaluación
de flujos en el reflector.
El modelo utilizado se describe en la Tabla 4.6, y los flujos calculados se promediaron
en toda la sección central de radio equivalente R=7,4 cm, y en 10/12 de la altura
activa del núcleo. El flujo térmico promedio obtenido a BOC se muestra en la Tabla
6.16, en la que también se indica el máximo y el mı́nimo. Puede verse que los flujos
Flujo térmico: Valor [1E14 n/cm2 s]
Promedio
3,11
Máximo
3,36
Mı́nimo
2,78
Tabla 6.16: Flujo térmico máximo, mı́nimo y promedio, en las facilidades de producción de
99
Mo.
obtenidos triplican el indicado en la Tabla 4.3 para la producción de 99 Mo, por lo que
las facilidades de producción de este radioisótopo podrı́an, sin ningún inconveniente,
posicionarse más lejos del núcleo. Además, estos niveles de flujo son más que suficientes
el dopado de Si, y para la producción de todos los otros radioisótopos mencionados en
dicha tabla, exceptuando el 75 Se y el 188 W.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
6.11.4.
80
Evaluación de una facilidad de irradiación de alto flujo
(HFF)
El rendimiento en la producción de determinados radioisótopos, como el 75 Se y
el W , puede ser fuertemente incrementado aumentando el nivel de flujo térmico. El
188
W es de particular interés ya que es padre del del sistema de generación 188 W /188 Re,
y el 188 Re es uno de los radioisótopos más atractivos por su diversas aplicaciones
terapéuticas en medicina nuclear, oncologı́a y cardiologı́a [27][28]. El nivel de flujo
térmico requerido para implementar de manera eficiente este sistema de generación es
de aproximadamente 1E15 n/cm2 s, y sólo existen en el mundo 5 reactores capaces de
alcanzar estos niveles, por perı́odos de entre 24 horas y 60 dı́as [29].
Con esta motivación, se realizó una primera aproximación al diseño de un dispositivo
de irradiación que permite alojar 9 cápsulas de 1 cm de diámetro y hasta 8.33 cm de alto,
pensado para la producción de radioisótopos. En la Figura 6.26 se muestra el modelo
de celda de dicho dispositivo. Puede verse que las cápsulas se encuentran alojadas
dentro de tubos, y que ambos son de aluminio. En esta esta sección se promediaron
axialmente todos los resultados, por lo que el término cápsula i hace referencia a las 3
que se encuentran, a distinta altura, dentro del tubo i.
A nivel de núcleo, la facilidad se incluyó en el modelo como una región homogénea
ocupando, inicialmente, toda la sección transversal de la PI C, en los 25 cm centrales
de la misma. En el resto de la altura activa del núcleo se utilizó un cuerpo de relleno
de aluminio, con canales de agua que permiten refrigerar las cápsulas.
El uso de este dispositivo de irradiación aumenta significativamente el FP, por lo
que se verificó, nuevamente, que se cumpliera el requerimiento de F P ≤ 3,3. Para esto,
se realizó un cálculo en el estado frı́o, sin Xe, y con el reactor crı́tico, y el factor de
pico máximo obtenido fue de F Pcalculado = 2,927. Con el factor de ingenierı́a de 1,1,
se convierte F P = 2,927 × 1,1 = 3,22 < 3,3. Si bien se cumple el requerimiento, se
decidió reposicionar la facilidad para tener mayor margen al lı́mite de 3,3. Se la ubicó,
entonces, en la PI E3, en donde se obtuvo FP=3.
Para relacionar el flujo calculado a nivel de núcleo, promediado en toda la sección
transversal y en los 25 cm del dispositivo (Φtotal
núc ), con el flujo efectivo en las cápsulas,
se utilizó un factor de escala obtenido del cálculo de celda. Este factor relaciona el
flujo promedio en toda la sección transversal del modelo de celda (Φtotal
cel ) con el flujo
i
obtenido en la cápsula de interés (Φcel ). En la Tabla 6.17 se muestran estos factores.
Luego, el flujo en cada cápsula se calculó según:
188
Φinúc =
Φicel total
Φnúc
Φtotal
cel
(6.1)
Se realizaron cálculos de núcleo a principio y fin de ciclo y, mediante 6.1 y con los
factores de la Tabla 6.17, se calculó el flujo térmico en las cápsulas dentro de cada uno
de los tres tubos. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 6.18. Puede verse
que se logró alcanzar un nivel de aproximadamente 1E15 n/cm2 s, que es compatible
con la producción de 188 W. Se verificó, además, que el flujo máximo obtenido con esta
configuración representa una disminución de solamente 4,3 % respecto al obtenido con
la HFF en la PI C.
Es importante destacar que el uso de esta facilidad es inviable en el núcleo con CG
y BC, ya que en ese caso se superarı́a ampliamente el lı́mite impuesto sobre el FP.
6.11 Núcleo con ECC, rediseñado
81
Figura 6.26: Modelo de celda de la facilidad de irradiación de alto flujo.
Cápsula FPcelda
Cápsula 1
1,489
Cápsula 2
1,509
Cápsula 3
1,510
Tabla 6.17: Factores que relacionan el flujo obtenido a nivel de núcleo con el flujo efectivo en
cada cápsula de la facilidad de irradiación.
Φtér [1E14
BOC
Cápsula 1 9,17
Cápsula 2 9,30
Cápsula 3 9,30
Cápsula
n/cm2 s]
EOC
10,9
11,0
11,1
Tabla 6.18: Flujo térmico en las cápsulas dentro de los 3 tubos de la HFF.
6.12 Comparación final: CG y BC vs ECC y FOL
6.12.
82
Comparación final: CG y BC vs ECC y FOL
Se compararon los resultados obtenidos para los núcleos con las CG y BC, y con los
ECC y FOL. En la Tabla 6.19 se resumen las caracterı́sticas más relevantes de ambos
diseños.
Puede verse, en primer lugar, que el núcleo con ECC permite incrementar el MA
en un 124 % y el FU en 119 %, con respecto a los obtenidos con las BC. Por lo tanto,
se satisface el objetivo fundamental de la implementación de este nuevo sistema de
extinción, que es el de obtener mayores márgenes de seguridad.
Además, si bien el flujo térmico obtenido en la PI C en el núcleo con ECC representa
una reducción del 6 % frente al de las BC, los flujos en otras posiciones térmicas se ven
incrementados en hasta un 13 %. Además, la reducción del FP lograda posibilita el
uso de una facilidad de irradiación (HFF) con la cual se obtuvieron flujos de 1E15
n/cm2 s, lo que resulta impracticable en el núcleo con CG y BC. En este último caso,
además, tampoco resulta viable reducir el FP con la estrategia de recambio utilizada
en el núcleo con ECC, ya que en ese caso no se podrı́a obtener un margen de apagado
que cumpla con los requerimientos regulatorios.
Por otra parte, con el núcleo con ECC, el flujo rápido se redujo en un 7 %. Sin
embargo, los niveles obtenidos siguen siendo satisfactorios, ya que superan ampliamente
los requerimientos establecidos en la sección 2.3 y alcanzan el máximo de la referencia
dada en la sección 4.1.
El núcleo con BC, sin embargo, da lugar a un quemado de extracción 17 % mayor que
el obtenido con los ECC. Esto es consecuencia de que en el segundo caso se recambian
8 EC por ciclo, en vez de 7, por lo que la operación del núcleo con ECC y FOL resulta
más costosa.
Parámetro
Φtér en C [1E14 n/cm2 s]
Φtér promedio en Ei [1E14 n/cm2 s]
Φtér promedio en Ai [1E14 n/cm2 s]
Φtér en HFF [1E14 n/cm2 s]
Φráp promedio en Ri [1E14 n/cm2 s]
Tiempo de ciclo [Dı́as]
Quemado de extracción [MWd/ton]
FU [pcm]
MA [pcm]
FP
FP con HFF
CG y BC ECC y FOL
6,38
5,98
4,60
4,61
3,41
3,85
10,1
3,23
3,00
31
31
1,22E5
1,04E5
1450
3173
3600
8074
3,086
2,708
2,998
Tabla 6.19: Comparación entre el núcleo con cajas guı́a y el núcleo con 8 ECC .
Capı́tulo 7
Conclusiones y trabajo a futuro
En base a los resultados de las campañas de irradiación orientadas a la calificación
de nuevos combustibles de alta densidad, se concluyó que el más prometedor para
reactores de alta performance es el U10Mo en su forma monolı́tica.
Se definieron distintos criterios de diseño para satisfacer los requerimientos regulatorios y para establecer un mı́nimo aceptable en el rendimiento del reactor diseñado.
Para satisfacer los objetivos de utilización del reactor, que son la producción de
radioisótopos y la irradiación de facilidades experimentales, se fijó la potencia en 100
MW. Esto hizo que fuera necesaria una leve presurización del refrigerante, por lo que
se optó por un diseño de tipo tanque en pileta, refrigerado por agua liviana con caudal
descendente.
Se diseñó un elemento combustible, con la limitación impuesta inicialmente de que
fuera de tipo MTR estándar para poder aprovechar la experiencia que INVAP tiene en
su diseño, cálculo y fabricación.
Se analizó, en primer lugar, un núcleo con cajas guı́a y barras absorbentes como
sistema de extinción. Para poder satisfacer los requerimientos impuestos sobre el margen de apagado fue necesario el uso de venenos quemables, y se optó por incorporar
alambres de Cd en el marco de los elementos combustibles. Se utilizó una estrategia
de recambio de elementos combustibles tipo In-Out, que permitió alcanzar un tiempo
de ciclo de 31 dı́as cambiando 7 combustibles por ciclo. Con el diseño realizado se
logró respetar todos los criterios establecidos inicialmente, y se obtuvieron niveles de
flujo neutrónico de hasta aproximadamente 6E14 n/cm2 s, adecuados para la producción de diversos radioisótopos y para la realización de experimentos. Sin embargo, los
márgenes de apagado obtenidos resultaron muy cercanos al lı́mite de aceptación, por
lo que se decidió evaluar un sistema de extinción diferente.
Se estudió el uso de elementos combustibles de control y barras absorbentes seguidoras como sistema de parada. Se adoptó una estrategia de recambio Out-In para poder
reducir el factor de pico, ya que de otra forma no pudo satisfacerse el requerimiento
de diseño impuesto sobre el mismo. Para obtener una longitud de ciclo aceptable, que
finalmente resultó de 31 dı́as, fue necesario reemplazar 8 combustibles en cada recambio, obteniendo menor quemado de extracción que con el primer sistema analizado.
Con este nuevo sistema, sin embargo, se duplicaron los márgenes de apagado obtenidos con el de cajas guı́a. Además, la reducción del factor de pico lograda posibilitó la
incorporación de una facilidad de irradiación con la que se alcanzaron niveles de flujo
térmico de hasta 1E15 n/cm2 s, muy superiores a los obtenidos anteriormente. Estos
niveles tan elevados hacen que sea viable la producción de radioisótopos como el 188 W,
83
84
de gran interés para la medicina. Con este sistema se verificaron, nuevamente, todos
los criterios de diseño.
Como el diseño de este trabajo se realizó a nivel conceptual, los parámetros aquı́ definidos no están optimizados. Entre los más relevantes se encuentra el espesor adoptado
para el meat, que se fijó inicialmente procurando no penalizar el flujo térmico. Un estudio más detallado debe realizarse a futuro para evaluar el espesor más conveniente.
Además, sólo se analizaron estrategias de recambio de elementos combustibles muy
simplificadas. Dado que éstas tienen gran impacto en variables como el factor de pico
o el quemado de extracción, podrı́an obtenerse mejores resultados con estrategias más
detalladas y realistas, que exceden el alcance del presente trabajo pero pueden ser
analizadas en profundidad como continuación del mismo.
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[29] Argyrou, M., Valassi, A., Andreou, M. and Lyra, M. (2013). Rhenium-188 Production in Hospitals, by W-188/Re-188 Generator, for Easy Use in Radionuclide Therapy. International Journal
of Molecular Imaging, 2013, pp.1-7.
Agradecimientos
A mi familia y amigos, por apoyarme y acompañarme. Al Men y a Alicia, por
haberme guiado durante la realización del trabajo. A Juan Tuñón, que supo darme
una mano en momentos de incertidumbre.
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