3. Dise˜ no neutr´ onico
3.7. An´ alisis sobre la ubicaci´ on de las zonas de irradiaci´ on
Figura 3.9: Se presenta la reactividad en exceso en funci´on de la longitud activa del n´ucleo. La pendiente obtenida es 333 pcmcm.
Tabla 3.8: Magnitud del flujo neutr´onico t´ermico en la zona de irradiaci´on central en funci´on de la longitud activa del n´ucleo.
Longitud activa (cm) φZIN (cmn2seg)
48 1.39* 1012
50 1.34* 1012
52 1.28* 1012
54 1.24* 1012
diente a una disminuci´on menor al 8 % del mismo, se decide realizar este incremento.
3.7.
An´alisis sobre la ubicaci´on de las zonas de irra-
diaci´on
Las posiciones de las facilidades de irradiaci´on deber´ıan permitir magnitudes eleva- das de flujo t´ermico. Se desea tambi´en que la disminuci´on en la reactividad producida por estas facilidades sea lo menor posible.
En la figura3.10se representa el flujo neutr´onico t´ermico en funci´on de la posici´on, para un cuarto de la secci´on transversal del n´ucleo, luego de modificar la cantidad de placas combustibles y la longitud activa del mismo.
Para la creaci´on de una zona de irradiaci´on, se deber´a extraer una pieza del reflector de Berilio. Como puede observarse en la figura 3.10, en cercan´ıa al n´ucleo existen tres bloques de distinto tama˜no que se podr´ıan extraer (correspondientes a las posiciones H1, I2 y J3) , y por lo tanto, presentan distinto peso en reactividad. Un an´alisis de-
28 Dise˜no neutr´onico
Figura 3.10: Flujo t´ermico a la altura media de la longitud activa. Se muestra un cuarto de la secci´on transversal, por simetr´ıa.
termin´o que al retirar el bloque de Berilio ubicado en H1 deja al n´ucleo en condiciones subcr´ıticas. Lo mismo se obtuvo al retirar el bloque ubicado en la posici´on I2. Por otro lado, el peso en reactividad asociado al bloque de Berilio ubicado en J3 es 1800 pcm. A pesar de que permita alcanzar la criticidad del reactor, se considera que dicha reactividad asociada es excesiva.
Se analizan entonces otras posiciones. Se decide evaluar los cambios en la reactividad y en la magnitud de dicho flujo al ubicar las zonas de irradiaci´on en las posiciones I3 y H3.
En la tabla 3.9 se representa el peso en reactividad asociado a la extracci´on de los correspondientes bloques de Berilio (ρ), y el flujo t´ermico tanto en la zona de irradiaci´on ubicada en el centro del n´ucleo (ZIN), como tambi´en en la zona de irradiaci´on ubicada en el reflector (ZIR).
Tabla 3.9: Peso en reactividad y magnitud del flujo t´ermico en las zonas de irradiaci´on en funci´on del bloque de Berilio extra´ıdo.
Bloque ρ(pcm) φZIR(cmn2seg) φZIN (cmn2seg)
I3 1300 1.30* 1012 1.30* 1012
H3 1000 1.15* 1012 1.29* 1012
Puesto que se desea mantener un flujo t´ermico elevado en las zonas de irradiaci´on ubicadas en el reflector, se determina que la posici´on de irradiaci´on m´as conveniente resulta la correspondiente a la pieza de Berilio ubicada en I3.
En la figura 3.11 se representa la distribuci´on espacial del flujo t´ermico luego de retirar el bloque de Berilio correspondiente.
3.7 An´alisis sobre la ubicaci´on de las zonas de irradiaci´on 29
Figura 3.11: Flujo t´ermico a la altura media de la longitud activa obtenido al extraer la pieza de Berilio ubicada en I3.
De esta manera queda determinado el peso en reactividad de las zonas de radiaci´on en 1300 pcm.
Luego de las modificaciones en el n´ucleo mencionadas, la reactividad total del n´ucleo del reactor disponible para el quemado es 2500 pcm.
Cap´ıtulo 4
An´alisis termohidr´aulico del reactor
4.1.
Introducci´on
En el reactor compacto cuyo dise˜no se analiza, la refrigeraci´on de los elementos combustibles se realiza por convecci´on natural. Debe tenerse en cuenta que el uso de una convecci´on forzada permitir´ıa una extracci´on de potencia m´as eficiente que la aportada por la convecci´on natural.
Sin embargo, la convecci´on natural se basa ´unicamente en el principio de la fuerza boyante, por lo que no presenta indisponibilidad por falla, y por lo tanto el ´unico sistema activo que se requiere es el sistema de refrigeraci´on de la pileta del n´ucleo del reactor, cuyo objetivo es mantener la temperatura del agua de la pileta por debajo de la correspondiente a 30kW.
En el presente cap´ıtulo se pretende evaluar si la convecci´on natural permite una refrigeraci´on adecuada. Se considera que la refrigeraci´on de los elementos combustibles es adecuada cuando, para la potencia t´ermica de operaci´on del reactor, no se alcanzan los valores l´ımites estipulados para los criterios de dise˜no termohidr´aulicos.
Sin embargo no s´olo se debe prestar atenci´on a los m´argenes de los criterios termo- hidr´aulicos en el estado estacionario, si no que tambi´en es necesario que los criterios asociados a dichos m´argenes tambi´en se cumplan en los estados transitorios.
La capacidad de autoregulaci´on del reactor se encuentra tambi´en determinada por el hecho de que durante el m´aximo de potencia que se alcance no se violen los m´argenes de seguridad asociados a los criterios termohidr´aulicos.
Los criterios termohidr´aulicos m´as usados para la convecci´on natural son el Boiling Power Ratio (BPR) y el BurnOut Ratio (BOR). Ambos criterios se eval´uan para el ca- nal caliente cuyo flujo cal´orico se corresponde con el flujo cal´orico promedio modificado por un factor de pico de potencia. Por criterio de dise˜no, este factor es de 2.5 .
El BPR mide la relaci´on entre la potencia requerida para alcanzar la temperatura de saturaci´on y la potencia efectivamente removida en el canal refrigerante. Para el
32 An´alisis termohidr´aulico del reactor
c´alculo de este coeficiente, el programa termohidr´aulico CONVEC utiliza un balance de energ´ıa que se describe a continuaci´on:
BP R = mcp(Tsat− Tinlet)
F EP ower (4.1)
Donde:
m es el flujo m´asico (Kgseg).
cp es el calor espec´ıfico del refrigerante (Kg◦CKJ ). Tsat es la temperatura de saturaci´on (◦C).
Tinlet es la temperatura de entrada del refrigerante al n´ucleo (◦C). FE Power es la potencia total removida en el canal refrigerante.
Por otro lado, cuando el flujo de calor es aproximadamente de 2 a 4 veces mayor que el flujo de calor correspondiente a la ebullici´on nucleada, aparece el flujo asociado a lo que se denomina burnout. La consecuencia es un incremento permanente de la temperatura de la pared de la placa combustible debido a la formaci´on de una pel´ıcula de vapor formada en la pared de la placa del combustible. El programa CONVEC utiliza dos correlaciones distintas para el c´alculo del flujo de calor correspondiente al Burnout. La primera correlaci´on se denomina Correlaci´on de Fabrega:
qBurnout = DhF AC(0,023(Tsat− Tinlet) + 4,26) (4.2) Donde:
m es el flujo m´asico Kgseg.
Dh representa el di´ametro hidr´aulico (cm).
FAC es el factor de seguridad utilizado, que equivale a 0.9.
qBurnout es el flujo de calor correspondiente al burnout cuyas unidades son W attcm2 .
Otra correlaci´on utilizada por CONVEC para el c´alculo del flujo de calor corres- pondiente al burnout es la correlaci´on Sudo:
ϕ = 0,005 ∗ G0,611 (4.3)
Donde:
ϕ es el flujo de calor correspondiente al Burnout, adimensionalizado. G es el flujo m´asico adimensionalizado.
4.2 Uso del c´odigo termohidr´aulico CONVEC 33
El proceso mediante el cual se realiza la adimensionalizaci´on puede consultarse en [8].
Los criterios de dise˜no utilizados en convecci´on natural para el BOR y el BPR se presentan en la tabla4.1.
Tabla 4.1: Valores m´ınimos de los par´ametros BPR y BOR.
Estado BOR BPR
Estacionario > 2.0 > 2.0 Transitorio > 1.3 > 1.3
Debe destacarse tambi´en que otro crierio termohidr´aulico que se suele tener en cuenta es evitar que se produzca el fen´omeno Onset of Nucleate Boiling (ONB). Este fen´omeno se trata de la aparici´on de peque˜nas burbujas de vapor sobre la pared de la placa combustible, y mejora sustancialmente la transferencia de energ´ıa. Es por este motivo que no se considera en este trabajo al criterio del ONB como un criterio de seguridad.
4.2.
Uso del c´odigo termohidr´aulico CONVEC
CONVEC es un c´odigo utilizado para realizar c´alculos termohidr´aulicos correspon- dientes a estado estacionario, bajo condici´on de refrigeraci´on por convecci´on natural. En el c´odigo, cada canal refrigerante se encuentra entre dos placas combustibles. Ca- da uno de estos canales es dividido en celdas axiales, en las cuales se resuelven las ecuaciones de energ´ıa y de cantidad de movimiento [8].
Cada una de las celdas axiales tiene asociado un flujo de calor local, calculado anal´ıticamente.
La temperatura en la pared de la placa combustible se determina mediante corre- laciones adecuadas al r´egimen de flujo establecido.
Por otro lado la temperatura interior en el combustible se calcula a trav´es de un modelo unidimensional de conducci´on.
El c´odigo tambi´en eval´ua las p´erdidas de carga ocasionadas por la entrada y por la salida del refrigerante en el canal (p´erdidas asociadas al cambio de ´area), mientras que la ca´ıda de presi´on debido a la fricci´on se calcula utilizando una correlaci´on para el factor de fricci´on adecuado para canales rectangulares angostos.
El c´odigo tiene en cuenta tanto la variaci´on de presi´on como la variaci´on de tem- peratura del refrigerante a lo largo del canal para actualizar todas las propiedades del mismo en cada celda axial.
A pesar de las ventajas del c´odigo, debe tenerse en cuenta que el mismo est´a progra- mado para utilizarse para reactores MTR de est´andar distinto al reactor cuyo dise˜no