Vigilacia de otros internos

Figura 6.3: Porcentaje de DPA producido por neutrones de diferentes rangos de energ´ıas.

maciones de DPA realizadas fueron calculadas a partir de un flujo radial promedio en 84 cm< r < 172 cm con una discretizaci´on en r de 5 cm, un flujo azimutal promedio en 0◦ < θ < 360◦ con una discretizaci´on en θ de 10◦ y para toda la longitud activa (0 cm < z < 140 cm) con una discretizaci´on en z de 10 cm.

Se observa que los neutrones r´apidos producen el 70 % de los desplazamientos por ´

atomo, mientras que los neutrones t´ermicos no llegan a desplazar el 1 %. Si se toma el DPA como una buena estimaci´on del da˜no en el RPR se puede observar que los neutrones “no r´apidos”, aquellos con energ´ıa menor a 1 M eV , son los responsables del 30 % del da˜no del RPR. Esto indica que el da˜no asociado a los neutrones t´ermicos y epit´ermicos no es despreciable y deber´ıa ser tenido en cuenta en las estimaciones de da˜no.

6.3.

Vigilacia de otros internos

No s´olo el RPR necesita ser monitoreado a lo largo de la vida ´util de un reactor, es cr´ıtico monitorear todos aquellos componentes que sufran alg´un tipo de da˜no por radiaci´on que afecte el correcto funcionamiento del reactor. Un hecho distintivo del reactor CAREM 25 es que los generadores de vapor, GVs, se encuentran dentro del RPR, cuya posicic´on relativa a la longitud activa del n´ucleo se muestra en la Figura

4.2. Esta situaci´on puede contribuir a la degradaci´on temprana de estos componentes gracias a la alta radiaci´on. Los GVs ocupan una gran proporci´on de la envuelta de

Figura 6.4: Fluencia neutr´onica r´apida (E > 1 M eV ) y su correspondiente nivel de da˜no, modo de falla y cambios en las propiedades para los materiales y componentes de un BWR y un PWR. [34]

presi´on y est´an sometidos a grandes tensiones, aunque es importante destacar que los mismos no est´an enfrentados al n´ucleo sino que se encuentran en la zona superior y que al ser de acero inoxidable austen´ıtico no presentan transici´on d´uctil-fr´agil. En el trabajo de Ferraro [17], se observa que el flujo neutr´onico r´apido que recibe la base de un GV es s´olo el 14 % del flujo m´aximo recibido en la superficie del RPR. Utilizan- do este valor de flujo se obtiene una fluencia de (2,0 ± 0,4) × 1016 n

cm2 en 40 a˜nos de

operaci´on. La fluencia umbral para aceros inoxidables austen´ıticos a partir de la cual se comienza a medir una ca´ıda de tenacidad es 3,3 × 1020 n

cm2 [33]. Asumiendo que la

tenacidad de las aleaciones base Ni utilizadas para fabricar los tubos de GVs tienen un comportamiento similar a los aceros inoxidables austen´ıticos, y teniendo en cuenta que los GVs van a recibir una fluencia 4 ´ordenes de de magnitud menor, se considera que la fragilizaci´on por irradiaci´on no es un problema relevante para los tubos de los GVs. Sin embargo se destaca que estas hip´otesis deben ser validadas en mayor detalle. Por otro lado se deber´ıan considerar otros posibles mecanismos de fragilizaci´on como el recocido t´ermico (thermal annealing) que sufren algunos aceros con microestructura asuten´ıtica.

Otro hecho a considerar es que en el n´ucleo existen materiales dis´ımiles en contacto, como por ejemplo acero inoxidable en contacto con zircaloy. Esto produce una diferen- cia de potencial electroqu´ımico entre los dos materiales, fen´omeno que se traduce en corrosi´on y que debe ser monitoreado.

6.3 Vigilacia de otros internos 61

Irradiation Assisted Stress Corrosion Cracking afecta a aceros inoxidables y aleaciones base Ni. Usualmente se manifiesta mediante fisuraci´on intergranular y requiere tensio- nes de tracci´on elevadas, un medio agresivo para la propagaci´on de fisuras y un tiempo cr´ıtico de permanencia del componente en la zona del n´ucleo expuesto a un alto flujo neutr´onico r´apido. La IASCC se presenta aproximadamente a partir de fluencias de 5 × 1020 n

cm2 para componentes de BWRs y de 5 × 1021 n_cm2 para componentes de PWRs,

como se muestra en la Figura 6.4 [34]. Mediante el c´odigo de c´alculo probabil´ıstico MCNP [5] se obtuvo un flujo neutr´onico r´apido (E > 1 M eV ) m´aximo en la superficie externa del barrel (r = 84, 5 cm) de (1,13 ± 0,03) × 1012_cmn2_s para una discretiza-

ci´on en θ de 10◦ y en z de 10 cm. Con lo que se obtiene una fluencia en 40 a˜nos de (1,42 ± 0,04) × 1021 n

cm2. Dado que estos valores de fluencia se encuentran pr´oximos a los

valores umbrales de la Figura 6.4, se recomienda realizar c´alculos de flujo en zonas internas al barrel para analizar este fen´omeno en otros componentes.

Ap´endice A

Estimaci´on del TTS

La norma ASTM E900-02 describe un procedimiento de c´alculo para realizar una estimaci´on del TTS, del ingl´es Transition Temperature Shift. Este cambio en la tempe- ratura de transici´on d´uctil-fr´agil es causado por la radiaci´on neutr´onica. La correlaci´on engloba dos t´erminos que representan la contribuci´on a la dureza de peque˜nos defectos microestructurales y clusters creados durante la irradiaci´on [27].

La estimaci´on del TTS se calcula como sigue:

T T S = SM D + CRP (A.1) donde SM D = A · exp  20730 Tc+ 460  · Φ0,5076 _(A.2) con

Tc= Temperatura de irradiaci´on a plena potencia, en ◦F , es la temperatura media

ponderada en el tiempo (basado en la temperatura media a lo largo de cada ciclo de combustible ) del brazo fr´ıo para PWRs y de recirculaci´on para los BWRs.

A = 6, 70 × 10−18, Para Tc= 547◦F y Φ = 1, 4 × 1017 n_cm2 se obtiene SM D ∼= 3, 01; CRP = B · (1 + 2, 106 · N i1,173) · F (Cu) · G(Φ) (A.3) con B = (234, soldadura; 128, f orjado), 63

G(Φ) = 1 2 · (1 + tanh( log(Φ) − 18, 24 1, 052 ) (A.4) F (Cu) = ( 0 si Cu ≤ 0, 072wt % (Cu − 0, 072)0,577 _{si Cu > 0, 072wt %} (A.5) sujeto a Cumax < 0, 25 wt %. Para wt %Cu = 0, 08, wt %N i = 0, 85, Φ = 1, 4 × 1017 n

cm2 tanto para el forjado

como para la soldadura (situaci´on conservativa ya que la soldadura no se encuentra en la zona de mayor flujo) se obtiene CRPf orjado∼= 2, 45 y CRPsoldadura∼= 4, 49. Con estos

Ap´endice B

Variaci´on axial y radial del flujo

neutr´onico r´apido en las c´apsulas a

irradiar

Se realiz´o un an´alisis para determinar la mejor configuraci´on entre las cuatro pro- puestas en la Figura 5.3. Mediante la utilizaci´on del programa comercial MATLAB se modelaron las configuraciones, asign´andole a cada probeta un valor de flujo en la posici´on central. Los valores de flujo r´apido utilizados para construir el perfil axial utilizado fueron calculados con el c´odigo de transporte probabil´ıstico MCNP [5] para r = 143,5 cm que corresponde a un F A = 3, obteniendo un perfil de flujo r´apido m´aximo en θ y r con una discretizaci´on en z de 10 cm y con un error m´aximo de 25 %. Se ubic´o el centro de la c´apsula en la posici´on z = 65 cm (flujo axial m´aximo). Luego se ajust´o a dicho perfil un polinomio de orden cinco para obtener los flujos necesarios, el error en el ajuste es despreciable comparado con el error del c´alculo. En este an´alisis se consideraron solamente variaciones axiales de flujo y apantallamiento radial en las probetas.

En la Tabla B.1se incluyen el flujo promedio, flujo m´aximo, flujo m´ınimo y desvia- ci´on est´andar en las distintas las configuraciones de la Figura 5.3 calculado a partir del programa realizado mediante el software MATLAB.

En la Tabla B.2 se incluyen los valores promedio de flujo neutr´onico en las pro- betas de Charpy, fractura y tracci´on de la configuraci´on 2 y en Tabla B.3 se incluye el flujo m´aximo, m´ınimo, promedio y desviaci´on est´andar del flujo en las probetas de cada material (domo inferior, soldadura ´o virola) a considerar en la c´apsula de la con- figuraci´on 2. Todos los c´alculos fueron realizados a partir del programa confeccionado mediante MATLAB.

Configuraci´on Flujo M´axi- mo [_cmn2_s] Flujo M´ıni- mo [_cmn2_s] Flujo Pro- medio [_cmn2_s] Desviaci´on est´andar [_cmn2_s] 1 3, 17 × 108 _{2, 64 × 10}8 _{2, 95 × 10}8 _{1, 69 × 10}7 2 3, 17 × 108 2, 81 × 108 2, 98 × 108 1, 48 × 107 3 3, 17 × 108 2, 35 × 108 2, 75 × 108 2, 91 × 107 4 3, 16 × 108 _{2, 36 × 10}8 _{2, 75 × 10}8 _{1, 90 × 10}7

Tabla B.1: Flujo neutr´onico m´aximo, m´ınimo, promedio y desviaci´on est´andar del flujo neutr´onico en las probetas de cada configuraci´on.

Promedio de Flujo en Probetas de Material Tracci´on [_cmn2_s] Charpy [

n cm2_s] Fractura [ n cm2_s] 1 3,0916 × 108 _{3,0028 × 10}8 _{3,1700 × 10}8 2 3,0859 × 108 2,8731 × 108 3,1578 × 108 3 2,8129 × 108 _{2,8401 × 10}8 _{3,1579 × 10}8

Tabla B.2:Flujo neutr´onico promedio en las probetas de los distintos ensayos en los materiales a incluir (domo inferior, soldadura y virola) en la c´apsula de la configuraci´on 2.

Material Desviaci´on est´andar [ n cm2_s] Flujo M´axi- mo [ n cm2_s] Flujo M´ıni- mo [ n cm2_s] Flujo Pro- medio [ n cm2_s] 1 1,0964 × 107 3,1700 × 108 2,8842 × 108 3,0718 × 108 2 1,3297 × 107 _{3,1578 × 10}8 _{2,8731 × 10}8 _{3,0152 × 10}8 3 1,4883 × 107 _{3,1579 × 10}8 _{2,8127 × 10}8 _{2,8927 × 10}8

Tabla B.3: Flujo neutr´onico m´aximo, m´ınimo, promedio y desviaci´on est´andar del flujo en las probetas de cada material (domo inferior, soldadura y virola) a considerar en la c´apsula de la configuraci´on 2.

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Agradecimientos

Quisiera a agradecer a mi director, Marcos Bergant, por estar siempre presente durante el desarrollo del proyecto, dedicarme su tiempo y corregir con paciencia las incontables versiones de cada cap´ıtulo.

A mi co-directora, Graciela Bertolino, por recibirme siempre con una sonrisa y darme tranquilidad cuando sent´ıa que el tiempo no era suficiente o que las cosas no estaban resultando como yo lo esperaba.

A Guido Stefanuto, por estar a mi lado gui´andome, d´andome fuerzas y sobretodo mucha contenci´on.

A la gente de DIFRA, a Juan Francisco Bertona por los c´alculos de MCNP y a Edmundo Lopasso por estar disponible para lo que hiciese falta.