Diseño preliminar del núcleo de un reactor compacto.
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(3) A mi nona, Lidia de Nardis.
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(5) Índice de contenidos Índice de contenidos. v. Índice de figuras. ix. Índice de tablas. xi. Resumen. xiii. 1. Introducción. 1. 1.0.1. Experiencia de INVAP S.E. en reactores de investigación. . . . .. 1. 1.0.2. Objetivo del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2. 2. Descripción general de reactores de baja potencia. 3. 2.1. Breve descripción del Slowpoke . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3. 2.2. Breve descripción del MNSR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4. 2.3. Breve descripción del LPRR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 5. 2.4. Punto de partida: Diseño conceptual del reactor compacto . . . . . . .. 5. 2.5. Análisis de las caracterı́sticas del reactor compacto. . . . . . . . . . . .. 8. 2.6. Comparación con los reactores Slowpoke, MNSR y LPRR . . . . . . . .. 10. 2.7. Criterios de diseño utilizados en el diseño preliminar . . . . . . . . . . .. 11. 2.7.1. Criterios de diseño generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 11. 2.7.2. Criterios de diseño neutrónicos. . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 12. 2.7.3. Criterio de diseño termohidráulico . . . . . . . . . . . . . . . . .. 12. 2.8. Herramientas de cálculo y análisis utilizadas. . . . . . . . . . . . . . . .. 13. 3. Diseño neutrónico. 15. 3.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 15. 3.2. Caracterı́sticas del núcleo del reactor del diseño conceptual . . . . . . .. 15. 3.3. Opciones para el aumento del exceso de reactividad a realizar en el diseño preliminar. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 17. 3.4. Análisis sobre el uso del reflector inferior . . . . . . . . . . . . . . . . .. 19. 3.5. Análisis sobre el aumento del número de placas combustibles . . . . . .. 21. v.
(6) vi. Índice de contenidos 3.5.1. Análisis sobre el agregado de placas combustibles en el primer cuerpo del núcleo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 21. 3.5.2. Análisis sobre el agregado de placas combustibles en el segundo cuerpo del núcleo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 22. 3.5.3. Análisis sobre el agregado de placas combustibles en el tercer cuerpo del núcleo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 23. 3.5.4. Agregado de placas combustibles: Opciones más viables . . . . .. 24. 3.6. Análisis de la longitud activa del reactor . . . . . . . . . . . . . . . . .. 26. 3.7. Análisis sobre la ubicación de las zonas de irradiación . . . . . . . . . .. 27. 4. Análisis termohidráulico del reactor. 31. 4.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 31. 4.2. Uso del código termohidráulico CONVEC . . . . . . . . . . . . . . . .. 33. 4.2.1. Factores de Ingenierı́a . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 35. 4.3. Análisis termohidráulico a una potencia de 30 kW. Resultados obtenidos 35 4.4. Análisis sobre el uso de una chimenea . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5. Evolución temporal de la potencia ante un accidente RIA. 37 39. 5.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 39. 5.2. Desarrollo del modelo neutrónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 39. 5.3. Desarrollo del modelo termohidráulico . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 41. 5.4. Desarrollo del modelo del envenenamiento por Xenón . . . . . . . . . .. 45. 5.5. Reactividad introducida por el Xenón . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 46. 5.6. Validación del modelo neutrónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 47. 5.7. Validación del modelo termohidráulico . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 48. 5.8. Evaluación del accidente de inserción de Reactividad por extracción imprevista de las barras de regulación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 49. 5.8.1. Determinación de la reactividad máxima permitida en el reactor. 50. 5.8.2. Evolución temporal de la potencia del reactor ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 52. 5.8.3. Evolución temporal de la temperatura del combustible ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . . . . . . . . . . . . . .. 53. 5.8.4. Evolución temporal de la temperatura del refrigerante ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . . . . . . . . . . . . . .. 54. 5.8.5. Análisis de los coeficientes de realimentación de reactividad. 55. . .. 6. Análisis y diseño de las barras de control. 59. 6.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 59. 6.2. Estrategia de movimiento de las Barras de Control. . . . . . . . . . . .. 60. 6.3. Modelado de las barras de control . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 60.
(7) Índice de contenidos. vii. 7. Quemado 7.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.2. Determinación de los núcleos utilizados para los distintos ciclos de quemado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.3. Determinación de la duración de cada ciclo de quemado . . . . . . . . . 7.4. Determinación del valor del Factor de Pico de Potencia . . . . . . . . . 7.5. Reactividad en exceso al inicio de cada ciclo de quemado . . . . . . . . 7.6. Margen de apagado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.7. Valores obtenidos del FSR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.8. Velocidad máxima de extracción de las barras de control. . . . . . . . . 7.9. Cálculo de la reactividad mı́nima de ciclo de quemado. . . . . . . . . . 7.10. Magnitud del flujo neutrónico en las zonas de irradiación. . . . . . . . . 7.11. Verificación de los criterios de diseño. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.11.1. Verificación de los criterios de diseño generales. . . . . . . . . . 7.11.2. Verificación de los criterios de diseño neutrónicos. . . . . . . . . 7.12. Comparación final del reactor compacto con los reactores Slowpoke, MNSR y LPRR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 65 65. 8. Análisis del uso del reflector de grafito 8.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8.2. Análisis del uso de un reflector mixto de Berilio y grafito . . . . . . . .. 81 81 82. 9. Conclusiones y Trabajo a futuro 9.1. Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9.2. Trabajo a futuro y recomendaciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 85 85 86. 10.Apéndice 10.1. Actividades de Proyecto y Diseño . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10.2. Actividades relacionadas con la Práctica Profesional Supervisada . . . .. 89 89 90. Agradecimientos. 93. 69 72 73 74 74 75 76 76 77 77 77 78 79.
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(9) Índice de figuras 2.1. Descripción de los valores del Pitch que permiten un diseño submoderado. 9. 2.2. Lı́nea de cálculo utilizada en el trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 13. 3.1. Corte transversal del núcleo del reactor . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 16. 3.2. Corte transversal de una placa combustible . . . . . . . . . . . . . . . .. 16. 3.3. Imagen de la zona de irradiación ubicada en el centro del núcleo . . . .. 17. 3.4. Modelo de celda desarrollado con CONDOR . . . . . . . . . . . . . . .. 17. 3.5. Modelo de núcleo desarrollado con CITVAP . . . . . . . . . . . . . . .. 18. 3.6. Reactividad aportada por el reflector inferior en función de su espesor .. 20. 3.7. Densidad de potencia del núcleo del reactor en función de la posición .. 25. 3.8. Distribución espacial de la función Importancia neutrónica . . . . . . .. 26. 3.9. Reactividad en exceso en función de la longitud activa del núcleo . . . .. 27. 3.10. Distribución espacial del flujo térmico . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 28. 3.11. Flujo térmico obtenido al introducir la posición de irradiación en el reflector 29 4.1. Distribución de temperaturas a lo largo del canal refrigerante más caliente 36 5.1. Modelo neutrónico y modelo termohidráulico . . . . . . . . . . . . . . .. 44. 5.2. Coeficiente de convección en función de la potencia térmica . . . . . . .. 45. 5.3. Variable Θ en función de la potencia térmica. . . . . . . . . . . . . . .. 45. 5.4. Temperaturas de los diferentes componentes del núcleo en función de la potencia del reactor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 49. 5.5. Evolución temporal a corto plazo de la potencia ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 52. 5.6. Evolución temporal de la potencia a largo plazo ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 52. 5.7. Evolución temporal a corto plazo de la temperatura central del combustible más caliente ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . .. 53. 5.8. Evolución temporal a largo plazo de la temperatura central del combustible más caliente ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . .. 53. ix.
(10) x. Índice de figuras 5.9. Evolución temporal de la temperatura del Cladding a corto plazo ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.10. Evolución temporal de la temperatura del refrigerante a corto plazo, ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . . . . . . . . . . . . 5.11. Evolución temporal de la temperatura del refrigerante a largo palzo, ante una inserción de reactividad de 700 pcm . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.12. Evolución temporal a corto plazo de los coeficientes de realimentación de reactividad ante una inserción de reactividad de 700pcm . . . . . . . 5.13. Evolución temporal a largo plazo de los coeficientes de realimentación de reactividad ante una inserción de reactividad de 700pcm . . . . . . . 6.1. 6.2. 6.3. 6.4.. Modelo de celda utilizado para las barras de seguridad . . . . . . . . . Posiciones asignadas a las barras de regulación en el diseño conceptual Modelo de celda utilizado para la barra de regulación . . . . . . . . . . Distribución espacial del flujo térmico luego de ubicar la barra de regulación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 54 55 55 56 56 61 61 62 63. 7.1. Evolución temporal de la reactividad introducida por el Xenón . . . . . 7.2. Reactividad introducida por el Xenón para una modificación del 20 % de la potencia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.3. Disposición de los bloques de Berilio usada para el primer ciclo de quemado 7.4. Disposición de los bloques de Berilio usada para el segundo ciclo de quemado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.5. Disposición de los bloques de Berilio usada para el tercer ciclo de quemado 7.6. Disposición de los bloques de Berilio usada para el cuarto ciclo de quemado 7.7. Disposición de los bloques de Berilio usada para el quinto ciclo de quemado 7.8. Reactividad en exceso del núcleo en función de los dı́as de plena potencia. 67. 8.1. Uso de un reflector mixto de Berilio y grafito . . . . . . . . . . . . . . .. 83. 68 70 70 71 71 72 73.
(11) Índice de tablas 2.1. Propiedades de cada uno de los materiales posibles para ser usados como reflector . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 6. 2.2. Coeficientes de realimentación de reactividad calculados en el diseño conceptual. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 10. 2.3. Lı́mites de energı́a utilizados para la condensación de las secciones eficaces. 14 3.1. Modificaciones que se deben realizar en el núcleo del reactor. . . . . . .. 19. 3.2. Comparación de la magnitud del flujo térmico en función de la decisión de implementar el reflector inferior de Berilio. . . . . . . . . . . . . . .. 20. 3.3. Reactividad añadida en función de la cantidad de placas agregadas en el primer cuerpo del núcleo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 22. 3.4. Reactividad añadida en función de la cantidad de placas agregadas en el segundo cuerpo del núcleo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 22. 3.5. Magnitud del flujo neutrónico térmico en la zona de irradiación central, como función de la cantidad de placas combustibles agregadas. . . . . .. 23. 3.6. Reactividad añadida en función de la cantidad de placas agregadas en el tercer cuerpo del núcleo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 23. 3.7. Magnitud del flujo neutrónico térmico en la zona de irradiación central, como función de la cantidad de placas combustibles agregadas. . . . . .. 24. 3.8. Magnitud del flujo neutrónico térmico en la zona de irradiación central en función de la longitud activa del núcleo. . . . . . . . . . . . . . . . .. 27. 3.9. Peso en reactividad y magnitud del flujo térmico en las zonas de irradiación en función del bloque de Berilio extraı́do. . . . . . . . . . . . .. 28. 4.1. Valores mı́nimos de los parámetros BPR y BOR. . . . . . . . . . . . . .. 33. 4.2. Datos de entrada para el código CONVEC. . . . . . . . . . . . . . . . .. 34. 4.3. Parámetros termohidráulicos obtenidos con CONVEC para una potencia de 30 kW. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 36. 4.4. Potencia térmica máxima que se puede alcanzar sin violar los criterios de diseño termohidráulicos, en función de la longitud de la chimenea. .. 38. xi.
(12) xii. Índice de tablas 5.1. Valores de h2 y Θ para distintos valores estacionarios de la potencia . . 5.2. Valores de la población neutrónica en función del tiempo. . . . . . . . . 5.3. Valores correspondientes al BPR, BOR y temperaturas de los componentes del núcleo en función de la reactividad. . . . . . . . . . . . . . . 5.4. Valores estacionarios a corto plazo (hasta 200 seg) y a largo plazo (200000 seg) de los coeficientes de realimentación αT F uel , αT M od y de la reactividad ρXe para una inserción de reactividad de 700 pcm. . . . . . . . . . 7.1. Temperaturas de los componentes del reactor obtenidas con CONVEC a una potencia de 30 kW. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.2. Tiempo de cada uno de los ciclos de quemado. . . . . . . . . . . . . . . 7.3. Factor de pico de potencia obtenido en el inicio de cada uno de los ciclos de quemado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.4. Reactividad en exceso al inicio de cada uno de los ciclos de quemado. . 7.5. Resultados obtenidos del margen de apagado utilizando las dos barras, y el correspondiente a la falla única. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.6. Peso en reactividad de cada una de las barras de seguridad, para el inicio de cada uno de los ciclos de quemado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.7. Valores del FSR obtenidos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.8. Valores de la reactividad mı́nima (ρmin ) en cada uno de los ciclos de quemado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7.9. Magnitud del flujo térmico al inicio de la vida útil (BOL) y al final de la misma (EOL) en cada una de las zonas de irradiación. . . . . . . . . 7.10. Detalles técnicos del reactor compacto (RC), y de los reactores Slowpoke, MNSR y del LPRR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 44 48 51. 57. 66 73 74 74 75 75 75 76 77 79. 8.1. Exceso de reactividad obtenido en función del material reflector utilizado. 81 8.2. Magnitud del flujo térmico obtenido en las distintas zonas de irradiación. 83.
(13) Resumen. Se desarrolla el diseño preliminar del núcleo de un reactor compacto, orientado a satisfacer la demanda de reactores de baja potencia para la producción de radioisótopos de usos médicos e industriales y para la realización de experimentos de irradiación neutrónica. El reactor es de tipo pileta, refrigerado por agua liviana en régimen de convección natural y utiliza un reflector radial de Berilio. El núcleo está conformado por combustibles de tipo placa con bajo enriquecimiento en U235 y distribuidos en forma cilı́ndrica. Presenta una posición de irradiación In-Core y cuatro posiciones Ex-Core (ubicadas en la zona del reflector), permitiendo la irradiación neutrónica de muestras en un amplio rango de energı́a. A través de un estudio termohidráulico se pudo comprobar la capacidad de autoregulación de potencia que presenta el reactor ante un accidente de inserción de reactividad (RIA). Esto contribuye a la seguridad en la operación del reactor. Una vez determinado el diseño, se realizó una comparación de la performance del reactor compacto con la de los reactores Slowpoke, MNSR y LPRR, los cuales presentan caracterı́sticas similares a las del reactor diseñado.. xiii.
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(15) Capı́tulo 1 Introducción 1.0.1.. Experiencia de INVAP S.E. en reactores de investigación.. INVAP es una empresa Argentina de tecnologı́a fundada en el año 1976, reconocida internacionalmente como proveedora lı́der de reactores de investigación, con diversas aplicaciones: Educación. Entrenamiento de personal. Producción de radioisótopos. Inverstigación en materiales. La empresa ha diseñado reactores de investigación de distintas caracterı́sticas, adquiriendo experiencia en el uso de diversas técnicas de refrigeración, y en la utilización de distintos materiales como componentes del reactor. A continuación se describen los reactores y las facilidades en las cuales INVAP ha participado [2]: Facilidades subcrı́ticas: INVAP ha provisto una facilidad a Argelia y diseñó otra para Jordania. Facilidades crı́ticas: Son, en general, prototipos de determinados reactores. INVAP participó en la construcción de la facilidad RP-0 (prototipo del RP-10) y de la del RA-8 (para realizar mediciones del núcleo del reactor CAREM). Reactores de investigación de baja potencia (menor a 100 kW): INVAP actualmente está construyendo el reactor LPRR de Arabia y ha diseñado uno para Suecia. 1.
(16) 2. Introducción Reactores de investigación de mediana potencia (menor a 1 MW): INVAP ha participado en el diseño y construcción del RA-6 de Bariloche, Argentina y en el NUR en Argelia. También ha participado en el diseño de reactores para Tailandia y Jordania. Reactores de investigación de alta potencia (mayor a 5 MW): INVAP participó en el diseño y construcción del ETRR-2 de Egipto y del OPAL de Australia.. 1.0.2.. Objetivo del trabajo. Es una polı́tica de la Agencia Internacional de Energı́a Atómica (IAEA) promover el desarrollo de reactores de investigación de baja potencia. En vistas de ello, es importante que INVAP amplı́e su experiencia en este tipo de reactores. Como se mencionó en la subsección anterior, INVAP se encuentra en la etapa de construcción del reactor de baja potencia LPRR. Sin embargo, en el mercado de reactores de investigación existen reactores de baja potencia más compactos que el LPRR, como el Slowpoke de origen canadiense, o el MNSR de origen chino. Esta idea motiva el diseño de un reactor tan compacto como los anteriores, que constituye el objetivo principal del presente trabajo..
(17) Capı́tulo 2 Descripción general de reactores de baja potencia En este capı́tulo se describen tres reactores de baja potencia con caracterı́sticas similares al reactor que se diseña en el presente trabajo. Luego de dicha descripción se presentan las caracterı́sticas del diseño conceptual del reactor compacto presentado en [1], el cual es el punto de partida para su diseño preliminar.. 2.1.. Breve descripción del Slowpoke. El reactor Slowpoke es desarrollado por la empresa AECL (Atomic Energy of Canada Limited), especı́ficamente para la producción de isótopos y análisis de activación neutrónica en universidades, hospitales y centros de investigación. Se trata de un reactor compacto de tipo pileta, que utiliza U O2 enriquecido al 93 % en U235 y agua liviana como moderador y refrigerante, en régimen de convección natural [3]. El acrónimo Slowpoke se refiere a Safe LOW POwer Critical Experiment. Recibe este nombre debido a que es un reactor compacto de baja potencia con la capacidad de autoregularla en el caso de la extracción inadvertida de la barra de control o en el caso de falla a la inserción de la misma. Esta caracterı́stica es debido a sus coeficientes de realimentación de reactividad negativos y de gran magnitud. La capacidad de autoregulación de la potencia del reactor hace posible dejar al mismo sin supervisión por un perı́odo de hasta 18 horas. Este reactor provee un flujo de neutrones mayor que el disponible en los aceleradores o fuentes radioactivas. Permite la irradiación de muestras (transportadas neumáticamente) a un flujo térmico de 1012 cm2nseg , correspondiente a un nivel de potencia térmica de 20 kW. Algunas de las caracterı́sticas más importantes de este reactor se detallan a conti3.
(18) 4. Descripción general de reactores de baja potencia. nuación: Para compensar la reactividad disminuida por el quemado del combustible se agregan placas de Berilio al reflector superior de este material. Esto se realiza después de cada perı́odo de 6000 – kWh (alrededor de 6 meses de operación), dando como resultado una vida útil de 20 años. Masa crı́tica baja. Núcleo compacto. Elevada submoderación.. 2.2.. Breve descripción del MNSR. El reactor es diseñado por la compañı́a Beijing Capture Tech Co., para la producción de radioisótopos de vida media corta, para el análisis de activación neutrónica, para experimentos relacionados al campo de la fı́sica nuclear, y para su uso en la terapia BNCT. Este reactor es del tipo pileta, con una potencia térmica de 30 kW, que utiliza U O2 al 93 % de enriquecimiento en U235 . Los elementos combustibles son del tipo pines y utiliza agua liviana como moderador y como refrigerante, en convección natural.[4] En ambos lados del reactor se dispone de tubos guı́a para la extracción de dos haces de neutrones. Uno de ellos permite la extracción de un haz de neutrones térmicos y el otro permite la de neutrones epitérmicos. Utiliza tres tipos de reflectores, todos ellos de material de Berilio. Uno de ellos es un reflector anular, rodeando al núcleo, un reflector inferior y un reflector superior. Estos dos últimos se encuentran formados por placas de Berilio. La cantidad de reflector inferior y radial se mantiene constante en función del tiempo, mientras que la adición de placas de Berilio en el reflector superior permite la compensación de la disminución de reactividad por el quemado y por la aparición de los venenos neutrónicos. Como el reactor canadiense Slowpoke, el MNSR utiliza una barra de control central de acero que también sirve como barra de regulación. La misma presenta una longitud de 45 cm, cuyos primeros 28 cm son de material de Cadmio, mientras que la longitud restante es de acero inoxidable. De esta manera, la regulación del reactor es realizada por la parte inferior de la barra, y la función de seguridad de la barra de control se cumple con la porción del material Cadmio..
(19) 2.3 Breve descripción del LPRR. 2.3.. 5. Breve descripción del LPRR. El LPRR es un reactor de baja potencia, diseñado por la empresa INVAP S.E. Se trata de un reactor diseñado para operar a una potencia nominal de 30 kW, pero capaz de llegar a una potencia térmica de 100 kW por periodos continuos de diez horas. El reactor utiliza U O2 enriquecido al 2.1 % en U235 , y agua liviana como moderador. Para la refrigeración, se utiliza también agua liviana en convección natural. Utiliza un reflector radial de grafito, pero no dispone de reflectores inferiores ni superiores de este material. Como reflector superior e inferior hace uso de agua liviana. Permite la irradiación de muestras a un flujo térmico de 1.7 *1012 cm2nseg correspondiente a un nivel de potencia térmica de 100 kW. Para realizar estas irradiaciones, el reactor cuenta con una posición de irradiación en el núcleo y otras dos posiciones de irradiación en el reflector. Además, el reactor dispone de un tubo guı́a para la extracción de un haz de neutrones térmicos, al igual que el reactor MNSR. Esta facilidad puede usarse para realizar análisis en el campo de la neutrografı́a, en la difracción de neutrones o en estudios relativos al método del tiempo de vuelo. Como los dos diseños anteriormente descriptos, posee la capacidad de autoregular su potencia ante un evento de inserción de reactividad, lo cual contribuye a la seguridad del reactor en operación. Sin embargo, este reactor presenta la ventaja de disponer de cuatro barras de seguridad, a diferencia de los reactores MNSR y Slowpoke, los cuales disponen de una única barra. El material de las mismas es Hafnio. Además, el reactor se encuentra equipado con dos barras de regulación, también de Hafnio, utilizadas para compensar los cambios en la reactividad debido al quemado de los combustibles y a la modificación de la temperatura en los componentes del núcleo.. 2.4.. Punto de partida: Diseño conceptual del reactor compacto. El reactor compacto es un reactor de tipo pileta, diseñado para operar a 30 kW de potencia, y cuya utilidad principal es la irradiación de muestras y la producción de radioisótopos. Utiliza placas combustibles con U3 Si2 −Al enriquecido en U235 al 19,75 % y Aluminio como Cladding. Las placas combustibles se encuentran refrigeradas por agua liviana en régimen de convección natural. Este refrigerante también cumple la función de moderación..
(20) 6. Descripción general de reactores de baja potencia. El diseño de las placas combustibles está basado en las del reactor RA-6. Sin embargo, a diferencia del elemento combustible de este reactor, cada una de las placas combustibles tiene la posibilidad de ser removida o insertada en forma independiente. Por lo tanto, el núcleo del reactor presenta una gran versatilidad, siendo posible una modificación en la configuración del mismo según se requiera. En la sección 3.2 se realiza una descripción detallada del núcleo del reactor en la etapa del diseño conceptual. A continuación se analizarán los materiales elegidos para el reflector y las barras de control en el diseño conceptual. No se realiza un análisis del material utilizado como combustible puesto que el uso del U3 Si2 − Al es un criterio fijado en el diseño, al igual que el uso del Aluminio como material para el Cladding.. Material utilizado para el reflector Debe tenerse en cuenta que la misión de un reflector es evitar la fuga de los neutrones del reactor, reflejándolos de vuelta hacia el núcleo. Por esta razón las caracterı́sticas requeridas para estos materiales son similares a las del moderador, es decir una elevada sección eficaz de scattering y una baja sección eficaz de absorción neutrónica. Los materiales disponibles para su uso como reflector son el agua liviana, el agua pesada, el grafito, y el Berilio. En la tabla 2.1 se muestran las propiedades más importantes para un reflector, para cada uno de los materiales [5]. Tabla 2.1: Propiedades de cada uno de los materiales posibles para ser usados como reflector. Material Agua liviana Agua Pesada Berilio Grafito. ζ 0.925 0.504 0.206 0.158. Σa (cm−1 ) 0.022 0.000036 0.0011 0.00036. Σs (cm−1 ) 1.47 0.35 0.76 0.38. Donde: ζ representa el decremento logarı́tmico medio del material. Σa es la sección eficaz macroscópica de absorción neutrónica del material. Σs es la sección eficaz macroscópica de scattering del material. En primer medida la sección eficaz de absorción neutrónica debe ser lo menor posible, de manera de contribuir a la eficiencia neutrónica. Además, puesto que se desea que el reflector también posea la capacidad de moderar, el correspondiente decremento logarı́tmico medio debe ser elevado..
(21) 2.4 Punto de partida: Diseño conceptual del reactor compacto. 7. Por último, dado que el reactor que se desea diseñar es muy compacto, predominan las fugas de los neutrones. Por lo tanto debe utilizarse un reflector con una muy elevada sección eficaz de interacción con los neutrones. Los materiales más adecuados en esta propiedad son el agua liviana, el agua pesada y el Berilio. Sin embargo, el Berilio presenta una sección eficaz de absorción neutrónica un orden de magnitud menor que la del Agua liviana, y en el caso del agua pesada esta diferencia asciende a tres órdenes de magnitud. Sin embargo, debe destacarse que el uso de agua pesada como reflector presenta dos grandes desventajas. La primera radica en su valor económico, mientras que la segunda es la necesidad de un sistema de refrigeración. Por los motivos anteriormente discutidos, se considera mantener en el diseño el uso de Berilio como reflector.. Material utilizado para las Barras de Control En el diseño conceptual del reactor compacto se postulan dos barras de seguridad y otras dos barras para la regulación fina de la reactividad y de la potencia. Para la elección del material absorbente debe tenerse en cuenta que se desea que el rango de energı́a de absorción neutrónica sea amplio. Otro criterio importante es el tipo de reacción nuclear de absorción. Se desean evitar las reacciones (n, α), produciendo el fenómeno de hinchamiento dentro del material absorbente. El material elegido en el diseño conceptual para las barras de seguridad es Hafnio. Este material presenta un punto de fusión de 2200 ◦ C , que es una temperatura muy lejana respecto a las esperables en la operación del reactor, por lo que no existe riesgo respecto a la integridad estructural de las barras de control. Además el elemento natural Hafnio exhibe un amplio espectro de absorción neutrónica con resonancias en el rango energético epitérmico. Por lo detallado anteriormente, se determina que el material elegido presenta las caracterı́sticas necesarias para su utilización como barra de seguridad. Con respecto a las barras de regulación, el diseño conceptual sugirió también el uso de Hafnio. Se desea evitar que estas barras presenten un peso en reactividad excesivo, de manera que con las mismas sea capaz de realizar una regulación fina de la reactividad. Sin embargo, como la principal acción de estas barras es la de compensar el exceso de reactividad inicial, la cual debe ser menor a la fracción de neutrones retardados, se establece que el peso en reactividad de estas barras debe ser por lo menos 800 pcm. Se estudiará más adelante si es conveniente el uso de Hafnio como material para estas barras, o si se debe utilizar otro material, como el Acero Inoxidable..
(22) 8. Descripción general de reactores de baja potencia. 2.5.. Análisis de las caracterı́sticas del reactor compacto.. En esta sección se pretenden analizar algunas propiedades del reactor en su diseño conceptual, como la relación de moderación del sistema, la reactividad en exceso, los coeficientes de realimentación de reactividad , la ubicación de las zonas de irradiación y la magnitud del flujo térmico en las mismas. Por otro lado, también se analiza la potencia térmica y la vida útil del reactor.. Potencia térmica del reactor. En el diseño conceptual se habı́a propuesto que el reactor sea de baja potencia. Esta caracterı́stica es ventajosa dado que implica un consumo menor de U235 , y la necesidad de una menor refrigeración respecto a la que se necesitarı́a si la potencia fuese mayor, permitiendo utilizar la convección natural. Además, cuanto menor sea la potencia, menor es el blindaje requerido, lo cual permite abaratar al diseño. Por lo tanto, se decide conservar la potencia térmica nominal propuesta en el diseño conceptual (30 kW). Debe realizarse un análisis termohidráulico para conocer si el sistema de refrigeración es capaz de cumplir su función para esta potencia, sin violar los criterios de diseño termohidráulicos. Una vez que se verifique lo anterior, quedará establecida la potencia nominal.. Reactividad en exceso. En el diseño conceptual hubo factores que no fueron tenidos en cuenta y que resultan en una disminución en la reactividad en exceso. Por lo tanto se deberá analizar un aumento de esta cantidad. Un ejempli de estos factores es el modelado de los huelgos de agua entre los bloques reflectores de Berilio (para su refrigeración). Para lograr el aumento de exceso de reactividad se barajan varias posibilidades: Modificación de la relación entre la longitud activa y el diámetro efectivo del núcleo. Análisis del uso de un reflector inferior y uno superior de Berilio. Aumento de la cantidad de placas combustibles. Modificación de la relación de moderación del sistema..
(23) 2.5 Análisis de las caracterı́sticas del reactor compacto.. 9. Se debe analizar entonces la reactividad aportada por un aumento en la longitud activa, como ası́ también la añadida por el aumento en la cantidad de placas combustibles. También, debe analizarse cuáles son las ventajas y las desventajas del uso de los reflectores inferiores y superiores, determinando si corresponde o no su implementación. Una última opción para producir un aumento en el exceso de reactividad radica en el análisis de la relación de moderación del sistema. Esta relación afecta la reactividad en exceso del reactor, pero también la magnitud del coeficiente de realimentación de reactividad por densidad del moderador . Es condición que este parámetro se encuentre en la zona izquierda del máximo de reactividad con un margen adecuado (ver figura 2.1), ya que de lo contrario el coeficiente de realimentación de reactividad debido a la densidad del moderador(αδ ) serı́a positivo, afectando la seguridad en la operación del reactor. En la figura 2.1 se muestra lo explicado anteriormente.. Figura 2.1: Los valores del Pitch correspondientes a la izquierda de la flecha verde indican valores este parámetro que están permitidos. Por otro lado, los valores no permitidos son los situados a la derecha de la flecha roja.. Una vez establecida la reactividad en exceso para el reactor, debe evaluarse cuál es la vida útil esperable. En el caso del reactor MNSR, la misma ronda los 40 años, por lo que se establece que el núcleo del diseño preliminar debe alcanzar dicha cantidad. Sin embargo, la vida útil del reactor no es la única figura de mérito importante. Se busca optimizar además la relación entre el flujo térmico en las zonas de irradiación y la potencia térmica. Esta relación depende además del volumen del núcleo puesto que el flujo térmico varı́a con el cociente entre la potencia térmica y dicho volumen..
(24) 10. Descripción general de reactores de baja potencia. Ubicación de las zonas de irradiación. En el diseño conceptual se incorporó una zona de irradiación en el centro del núcleo, y se postularon cuatro zonas de irradiación en el reflector. Es de interés conservar la zona de irradiación ubicada en el centro del núcleo, puesto que posibilita la irradiación de muestras con flujo neutrónico rápido. Para realizar irradiaciones de muestras con flujo neutrónico térmico, es posible utilizar las cuatro zonas de irradiación ubicadas en al zona del reflector de Berilio. Se deben analizar y modelar las posiciones de estas cuatro zonas. Para seleccionar las ubicaciones de las mismas, se analiza tanto la magnitud del flujo térmico que se alcanzarı́a en dichas zonas, como también el peso en reactividad del material reflector de Berilio que se debe extraer para crear las mismas.. Coeficientes de realimentación de reactividad. Respecto a los coeficientes de realimentación de reactividad, en el diseño conceptual se reportaron los valores que se presentan en la tabla 2.2. Tabla 2.2: Coeficientes de realimentación de reactividad calculados en el diseño conceptual.. Coeficiente de realimentación por temperatura del combustible ( pcm -1.6 ◦C ) pcm Coeficiente de realimentación por temperatura del refrigerante ( ◦ C ) -16.5 Cabe aclarar que el coeficiente de realimentación por temperatura del refrigerante tiene en cuenta también la correspondiente modificación en la densidad del mismo. Luego de las modificaciones que se realizarán en el núcleo, se recalcularán los coeficientes presentados en la tabla 2.2, y con los mismos se realizará el estudio de la inserción de reactividad debido a la extracción inadvertida de la barra de regulación. En caso de que se no se verifiquen los criterios de diseño termohidráulicos en estas condiciones o se comprometa la integridad estructural de alguno de los materiales del núcleo del reactor, se buscará modificar la magnitud de los coeficientes de realimentación de reactividad o la magnitud del exceso de reactividad máximo permitido en la operación del reactor.. 2.6.. Comparación con los reactores Slowpoke, MNSR y LPRR. Como se explicó en las secciones anteriores, una modificación importante que se debe realizar en el diseño del reactor compacto es la incorporación de una mayor cantidad de posiciones de irradiación. Se estudiarán posiciones ubicadas en la zona del reflector de Berilio, al igual que en los reactores Slowpoke , MNSR y LPRR..
(25) 2.7 Criterios de diseño utilizados en el diseño preliminar. 11. Tanto el Slowpoke como el MNSR utilizan reflectores superior e inferior de Berilio, lo cual es una variante que no fue analizada en el diseño conceptual. Se analizarán las ventajas existentes en la implementación de este tipo de reflectores. Sin embargo, la caracterı́stica más atractiva de los tres reactores mencionados es la capacidad de autoregulación de la potencia ante un accidente RIA. Se buscará reproducir esta cualidad en el diseño preliminar del reactor compacto.. 2.7.. Criterios de diseño utilizados en el diseño preliminar. En el diseño preliminar se pretende realizar un análisis neutrónico y uno termohidráulico. Este último pretende evaluar la performance de la refrigeración en convección natural, por lo que será necesario incorporar criterios relacionados al diseño termohidráulico. Además, en este diseño preliminar es una condición que el reactor sea capaz de autoregular su potencia, por lo que la reactividad máxima permitida en operación debe ser tal que ante un accidente RIA en esta condición, el reactor logre autoregular su potencia sin que se produzcan daños en los materiales componentes del mismo. A continuación se describen los criterios de diseño que se utilizarán en el diseño preliminar, pretendiendo guiar al lector sobre el aporte que se realizará en este trabajo. Estos criterios buscan cumplir la norma ARN 4.22 y la guı́a AR4.. 2.7.1.. Criterios de diseño generales. Criterio 1: El reactor será de tipo pileta, y deberá disponer de posiciones de irradiación de muestras. El núcleo será moderado y refrigerado por agua liviana. El régimen de refrigeración será por convección natural. Criterio 2: La potencia térmica nominal será 30 kW. Criterio 3: El reactor deberá disponer de un sistema de seguridad capaz de apagar rápidamente al mismo, aún con falla única. Criterio 4: El reactor deberá disponer de un sistema de control capaz de regular la reactividad y la potencia del mismo. Criterio 5: La vida útil del reactor deberá alcanzar los 40 años. Criterio 6: El reactor operará 8 horas por dı́a, 5 dı́as por semana y 11 meses al año..
(26) 12. Descripción general de reactores de baja potencia. 2.7.2.. Criterios de diseño neutrónicos. Criterio 1: El coeficiente de reactividad por potencia debe ser negativo (αP ot ), al igual que los coeficientes de realimentación de reactividad por temperatura del moderador (αT M od ) y del combustible(αT Comb ). Criterio 2: El margen de apagado debe ser al menos 3000 pcm. Criterio 3: La relación entre el peso en reactividad de las barras de seguridad y el exceso de reactividad máximo del reactor (FSR) debe ser mayor a 1.5 . Criterio 4: El reactor debe permanecer subcrı́tico con un margen de al menos 1000 pcm en caso de que falle la inserción de alguna de las barras de seguridad. Criterio 5: El exceso de reactividad del reactor debe ser tal que aún en la condición imprevista de que la barra de regulación esté totalmente extraı́da, el reactor se autoregule, y se preserve la integridad del combustible. Criterio 6: El exceso de reactividad mı́nimo en cada ciclo de quemado debe ser tal que sea posible una modificación en la potencia en una magnitud máxima del 20 %, y que se puedan utilizar todas las posiciones de irradiación. Criterio 7: El peso en reactividad de cada experimento debe ser menor a 40 pcm, según se establece en la Guı́a AR4 del diseño de reactores nucleares de investigación de la ARN [6] . Utilizando esta cota máxima, no existe un lı́mite en la tasa de inserción de reactividad asociada. Criterio 8: El factor de pico de potencia deberá ser menor a 2.5 . Criterio 9: La tasa media de inserción de reactividad no debe superar en ningún momento la cantidad de 20 pcm , según lo establecido en la Guı́a AR4 del diseño seg de reactores nucleares de investigación de la ARN. Esto limita la velocidad de extracción de las barras, la cual depende también del peso en reactividad de cada una de ellas.. 2.7.3.. Criterio de diseño termohidráulico. Los valores de los parámetros termohidráulicos BPR (Boiling Power Ratio) y BOR (BurnOut Ratio) deben ser superiores a 2.0 en el régimen estacionario, mientras que el valor mı́nimo de ambos parámetros debe ser de 1.3 en condiciones accidentales..
(27) 2.8 Herramientas de cálculo y análisis utilizadas.. 2.8.. 13. Herramientas de cálculo y análisis utilizadas.. Para la realización del diseño preliminar de este núcleo, se utilizarán códigos neutrónicos y códigos termohidráulicos. La lı́nea de cálculo neutrónico utilizada es la misma que usa INVAP S.E. [7], la cual se describe en la figura 2.2. Figura 2.2: Lı́nea de cálculo neutrónico empleada.. Como puede observarse en la figura 2.2, los programas utilizados son los siguientes: CONDOR: Es el código de celda que realiza cálculos neutrónicos del elemento combustible u otros componentes del núcleo del reactor. Calcula las secciones eficaces macroscópicas condensadas y homogeneizadas que se utilizan luego en el cálculo de núcleo. P OSCON : Es un post procesador gráfico para el código CONDOR. Permite visualizar rápidamente los resultados obtenidos con este código. HXS(HandXS): Este programa es la interfaz entre el código de celda y el código de núcleo. Permite importar las secciones eficaces generadas en el código de celda,.
(28) 14. Descripción general de reactores de baja potencia para utilizarlas en el código de núcleo. HGEO: Es un pre procesador visual para generar el input para CITVAP. CITVAP: Es el código de núcleo que permite realizar cálculos neutrónicos dependientes del quemado, teniendo en cuenta también la realimentación provocada por parámetros termohidráulicos. FLUX: Es el post procesador gráfico utilizado para el código de núcleo CITVAP. Permite visualizar fácilmente los resultados obtenidos con este código.. La versión del CONDOR utilizada es la v2.8.05. Esta versión posee diversos métodos de cálculo, entre los cuales se encuentra el HRM (Heterogeneous Response Method) en una geometrı́a 2D, que es el que se utiliza en este trabajo. Este método de cálculo es una variante del método de probabilidad de colisión. En este caso, el sistema es dividido en nodos que se calculan por separado utilizando el método de probabilidad de colisiones. Para resolver el flujo en todo el sistema, las celdas son acopladas mediante las corrientes neutrónicas entre las mismas. Para los modelos de celda realizados con CONDOR se utilizó la biblioteca de secciones eficaces Coqui−2015, que tiene los isótopos del Hafnio apantallados en el rango resonante, y una actualización de las secciones eficaces del Berilio extraı́das de la biblioteca ENDF/B VII. Los lı́mites de energı́a utilizados para la condensación de las secciones eficaces se presentan en la tabla 2.3. Tabla 2.3: Lı́mites de energı́a utilizados para la condensación de las secciones eficaces.. Lı́mites. Grupo Rápido (eV) 1* 107 a 8.21* 105. Grupo Epitérmico (eV) 8.21* 105 a 6.25* 10−1. Grupo Térmico (eV) 6.25* 10−1 a 0.0. Por otro lado, la versión del CITVAP utilizada es la 3.9.03 . Se utiliza el método de difusión bidimensional en geometrı́a rectangular. Para el cálculo termohidráulico se utilizó el programa CONVEC v 3.40. Es un código para la realización de cálculos termohidráulicos en estado estacionario, de núcleos del tipo MTR, con refrigeración por convección natural..
(29) Capı́tulo 3 Diseño neutrónico 3.1.. Introducción. El diseño neutrónico en esta etapa preliminar considera aspectos que no fueron tenidos en cuenta en el diseño conceptual. Para ello, es necesario primero realizar una descripción detallada del núcleo del reactor de la etapa conceptual, lo cual se realiza en la siguiente sección.. 3.2.. Caracterı́sticas del núcleo del reactor del diseño conceptual. El núcleo del reactor posee una distribución de las placas combustibles en forma cilı́ndrica, para aprovechar un correcto uso neutrónico de los combustibles. La figura 3.1 representa esta distribución. En la misma figura también es posible observar que el núcleo presenta un un diámetro máximo de 24cm y tiene 80 placas combustibles. Las placas combustibles se encuentran insertadas en una grilla inferior y en una superior, ambas de Aluminio, y cada una es capaz de insertarse o retirarse del núcleo a través de una guı́a del mismo material, en forma independiente de las restantes. Las dimensiones correspondientes a cada una de estas placas se presenta en la figura 3.2. El diseño contempla una zona de irradiación central en el núcleo, en la cual se espera que tanto la magnitud del flujo térmico como la del flujo rápido sean elevadas, permitiendo realizar irradiaciones de muestras con flujos neutrónicos en un rango amplio de energı́a. Sin embargo, puesto que esta zona de irradiación posee el espesor correspondiente a sólo cuatro placas combustibles, se consideró la opción de incorporar otras zonas de irradiación de mayores dimensiones ubicadas en el reflector de Berilio. Se espera que la ubicación de dichas zonas permita la irradiación de muestras con una magnitud de flujo térmico elevada. 15.
(30) 16. Diseño neutrónico. Figura 3.1: Se muestra un corte transversal del núcleo en el diseño conceptual. La zona central coloreada en azul muestra la posición de irradiación IN-CORE. Las dimensiones están en mm.. Figura 3.2: Se muestra un corte transversal de una placa combustible tı́pica. Las dimensiones están en mm.. En la figura 3.3 se muestra una imagen detallada de la zona de irradiación central, con los tubos neumáticos correspondientes. Se implementó la ubicación de tres neumáticos para la irradiación de muestras. Las dimensiones adoptadas para dichos neumáticos están basadas en las utilizadas en otros reactores con los mismos propósitos. Se observan además 3 secciones de menores dimensiones que corresponden a la entrada y a la salida del aire (o nitrógeno) a presión que impulsa el portamuestras. Por otro lado, en la figura 3.1 también pueden observarse dos zonas dentro del núcleo, cuyo espesor se corresponde con el de una placa combustible. La utilidad de estas zonas es para introducir las barras de seguridad de Hafnio. También se implementaron dos barras de regulación de Hafnio, ubicadas en la zona del reflector. Se analizará el material de estas barras y la ubicación de las mismas, de manera de optimizar la capacidad de regulación de reactividad que se les solicita. En el diseño conceptual se modeló el uso de un reflector de Berilio que rodea al.
(31) 3.3 Opciones para el aumento del exceso de reactividad a realizar en el diseño preliminar. 17. Figura 3.3: Zona de irradiación ubicada en el centro del núcleo. Se colocaron tres posiciones para neumáticos. Las dimensiones están en mm.. núcleo, analizando el espesor de Berilio a partir del cual la reactividad aportada deja de ser significativa. Este espesor resultó ser de 23cm, y es el utilizado en dicho diseño.. 3.3.. Opciones para el aumento del exceso de reactividad a realizar en el diseño preliminar.. Se utilizaron los códigos CONDOR y CITVAP para realizar las modificaciones en el núcleo del reactor. Las figuras 3.4 y 3.5 muestran el modelo de celda y el modelo de núcleo desarrollados con CONDOR y con CITVAP, respectivamente.. Figura 3.4: Se presenta el modelo de celda utilizado. En verde y blanco se presentan las placas combustibles, en violeta los bloques de reflector de Berilio, en celeste los huelgos de agua, y en azul el reflector de agua.. Los resultados obtenidos se detallan a continuación. A diferencia del diseño conceptual, se utilizan bloques de reflector de Berilio.
(32) 18. Diseño neutrónico. Figura 3.5: Se presenta el modelo de núcleo utilizado. En rojo se representa el Meat, en amarillo el Cladding de las placas combustibles, en verde el reflector de Berilio y en celeste el reflector de agua liviana.. los cuales poseen una sección transversal de 3,8cm × 3,8cm y se encuentran separados por huelgos de agua de 1 mm de espesor para su refrigeración. Se tomó un criterio conservativo que consiste en utilizar los huelgos incluso para los bloques de reflector más lejanos al núcleo. El peso en reactividad asociado a la implementación de los huelgos resultó 1400 pcm. Respecto de la ubicación de las barras de regulación, la misma se analiza en el capı́tulo 6. El peso en reactividad asociado a la extracción de material reflector para la ubicación de dichas zonas es de 100 pcm. Se deben analizar las posiciones de las zonas de irradiación que se implementarán en el reflector. Para este análisis, que se llevará a cabo más adelante, se debe tener en cuenta la magnitud del flujo térmico en dicha zona, pero también el peso en reactividad asociado a retirar material reflector de Berilio para crear una zona de irradiación. A través de cálculos realizados con CITVAP, se estima que esta cantidad no supere el valor de 1500 pcm. En los criterios de diseño se fijó una reactividad en exceso mı́nima, para poder operar el reactor. Esta reactividad se estima en 40 pcm para experimentos y la reactividad estimada para transitorios de potencia. En la tabla 3.1 se muestran listadas las modificaciones que son necesarias realizar en el núcleo, con su respectivo peso en reactividad estimado. Se debe realizar un aumento en la reactividad de exceso de aproximadamente 3000 pcm..
(33) 3.4 Análisis sobre el uso del reflector inferior. 19. Tabla 3.1: Modificaciones que se deben realizar en el núcleo del reactor.. Factor Implementación de zonas de irradiación en el reflector Implementación de zonas para las barras de regulación Incorporación de huelgos entre las piezas del reflector Exceso de reactividad mı́nimo en operación Total. Peso en reactividad (pcm) 1500 100 1400 40 3040. Por otro lado, ante cada modificación en el diseño, debe prestarse especial atención no sólo a la vida útil del reactor, sino también al cociente PφTT hh . Es decir, dada una potencia, se busca obtener la mayor magnitud posible del flujo neutrónico térmico en las zonas de irradiación. Existen varias maneras de aumentar el exceso de reactividad del reactor, las cuales se detallaron en la subsección 2.5. Una opción mencionada en esta subsección es la modificación de la relación de moderación del reactor. Sin embargo, a pesar de que un aumento en esta relación incrementarı́a el exceso de reactividad del núcleo, disminuirı́a la magnitud del coeficiente αvoid , lo que dificulta la capacidad del reactor de autoregular su potencia ante una inserción de reactividad. Por lo tanto no se realizará un análisis cuantitativo de esta opción. Seguidamente se estudiará cada una de las opciones restantes por separado.. 3.4.. Análisis sobre el uso del reflector inferior. Tanto en el Slowpoke como en el MNSR se utilizan reflectores inferiores y superiores de Berilio. En el caso del Slowpoke, el reflector inferior de Berilio es de un espesor de diez centı́metros, mientras que el reflector superior consiste en placas semicirculares de Berilio de un espesor de algunos milı́metros. Sin embargo, se considera que el uso de un reflector superior entorpecerı́a la facilidad con la cual las placas combustibles pueden agregarse o quitarse, además de dificultar el paso del refrigerante. Por lo tanto, se decide evitar el uso de este tipo de reflector. Respecto del uso del reflector inferior, se debe analizar cómo se ve modificada tanto la reactividad en exceso como también el flujo neutrónico térmico. Para este análisis, se debe realizar un modelo de núcleo implementando un huelgo entre la parte inferior de los elementos combustibles y el reflector inferior, de modo que se produzca una adecuada refrigeración de los mismos. El uso de un huelgo de un espesor mı́nimo de tres centı́metros proporcionarı́a el espacio suficiente para el paso del refrigerante. Se analizó la reactividad aportada por el reflector inferior, para distintos espesores.
(34) 20. Diseño neutrónico. del mismo. Los resultados se presentan en la figura 3.6.. Figura 3.6: Se presenta la reactividad aportada por el reflector inferior en función del espesor del mismo.. Se puede observar que a partir de los 6 cm de espesor el aumento de reactividad no es significativo. Por lo tanto, si se decidiera utilizar un reflector inferior, ese serı́a el espesor del mismo. Por ello aún si se adoptase un refelctor de 6 cm, el incremento en la reactividad serı́a del orden de 1000 pcm, lo cual no es suficiente. También se evaluó cómo se modifica el flujo térmico en la zona de irradiación central, debido al agregado del reflector inferior. En la tabla 3.2 se muestran los resultados obtenidos. Tabla 3.2: Comparación de la magnitud del flujo térmico en función de la decisión de implementar el reflector inferior de Berilio.. Modelo Reflector Inferior de 6 cm de espesor Sin reflector inferior. Flujo térmico ( cm2nseg ) 1.54 *1012 1.51 * 1012. La diferencia en el flujo térmico obtenido en ambos modelos es menor al 2 % . Por lo tanto se entiende que en lo que respecta al flujo térmico, el aumento del mismo debido al uso del reflector inferior no es significativo. Se realizó un estudio para evaluar cuál es el incremento en la longitud activa que produce una ganancia en reactividad equivalente a la obtenida con el reflector inferior. Se obtuvo que este incremento es de 3 cm. Puesto que esta última opción resulta más atractiva, se decide prescindir del uso de este tipo de reflector..
(35) 3.5 Análisis sobre el aumento del número de placas combustibles. 21. El aumento en reactividad producido por el reflector inferior se encuentra reducido significativamente debido a la necesidad de implementar un huelgo de 3 cm entre el núcleo y este reflector. Esta dimensión depende de la fabricación de la placa combustible, de la ubicación de grilla inferior y de la disponibilidad de un adecuado paso para el refrigerante. Se recomienda analizar si un huelgo de menores dimensiones es también satisfactorio.. 3.5.. Análisis sobre el aumento del número de placas combustibles. Observando la figura 3.1 puede observarse que para lograr una distribución cilı́ndrica de las placas combustibles, se utilizaron tres arreglos diferentes: Una única fila de cuatro placas combustibles. A este conjunto de placas combustibles se lo denomina primer cuerpo. Dos filas de nueve placas combustibles cada una. A este conjunto se lo denomina segundo cuerpo. Por último, hay una región central que consiste en tres filas de placas combustibles. A este conjunto se lo llama tercer cuerpo. En la figura 3.7 se señalan los cuerpos 1, 2 y 3. Se realizará una análisis sobre el aumento de las placas combustibles para poder determinar cuántas placas y en qué cuerpo del núcleo conviene agregarlas, para poder aumentar la reactividad. Dado que el agregado de las placas combustibles implica también un aumento del volumen del núcleo, se espera que esta modificación disminuya la magnitud del flujo neutrónico en las facilidades de irradiación. Por lo tanto, el análisis del peso en reactividad que posea cada placa de combustible agregada, debe acompañarse con el análisis correspondiente a la merma en la magnitud del flujo neutrónico. Tomando entonces el núcleo que posee un espesor de reflector de Berilio de 27.3 cm (considerando los huelgos entre las piezas de Berilio), y una longitud activa de 48 cm, se analizan las modificaciones producidas debido al agregado de placas combustibles.. 3.5.1.. Análisis sobre el agregado de placas combustibles en el primer cuerpo del núcleo. El primer análisis que se realiza corresponde al agregado de placas combustibles en el primer núcleo del reactor..
(36) 22. Diseño neutrónico. Puesto que se desea mantener la simetrı́a geométrica del núcleo del reactor, se decide analizar el agregado de un número par de placas combustibles. En la tabla 3.3 se muestra la reactividad aportada por el agregado de 2, 4, 6 y 8 placas en el primer cuerpo del núcleo del reactor. Tabla 3.3: Reactividad añadida en función de la cantidad de placas agregadas en el primer cuerpo del núcleo.. Placas combustibles añadidas 2 4 6 8. Reactividad añadida(pcm). Reactividad añadida ca(pcm/placa). 220 440 650 860. 110 110 108 108. por. pla-. Como puede observarse, la reactividad aportada por las placas combustibles en el primer cuerpo del núcleo no es significativa respecto a la cantidad total de reactividad que se desea aportar al núcleo. Puesto que se descarta esta opción, no resulta importante realizar el análisis de la influencia del agregado de las placas combustibles sobre el flujo neutrónico en la zona de irradiación.. 3.5.2.. Análisis sobre el agregado de placas combustibles en el segundo cuerpo del núcleo. Del mismo modo que en el análisis del agregado de placas en el primer cuerpo del núcleo, se agregará una cantidad par de placas combustibles de modo de conservar la simetrı́a del núcleo del reactor. Se analiza el agregado de 4, 8 o 12 placas combustibles. En la tabla 3.4 se observan los resultados obtenidos: Tabla 3.4: Reactividad añadida en función de la cantidad de placas agregadas en el segundo cuerpo del núcleo.. Placas combustibles añadidas 4 8 12. Reactividad añadida (pcm). Reacividad añadida por placa (pcm/placa). 950 1812 2700. 238 227 225. Por lo visto en la tabla 3.4, con el agregado de 8 placas combustibles en el segundo cuerpo del núcleo se consigue elevar la reactividad en exceso en una cantidad equivalente.
(37) 3.5 Análisis sobre el aumento del número de placas combustibles. 23. al 60 % respecto del total de reactividad que se necesita agregar, lo cual se considera suficiente para esta opción. Se realiza un estudio para saber cómo influye el agregado de placas combustibles en el flujo neutrónico, cuyos resultados se presentan en la tabla 3.5. Para esta tabla, se denomina al flujo térmico en la zona de irradiación ubicada en el centro del núcleo como φZIN . Tabla 3.5: Magnitud del flujo neutrónico térmico en la zona de irradiación central, como función de la cantidad de placas combustibles agregadas.. Placas agregadas 0 4 8 12. φZIN ( cm2nseg ) 1.51* 1012 1.44* 1012 1.39* 1012 1.25* 1012. Por lo tanto, la opción de agregar 8 placas combustibles implica una decremento en la magnitud del flujo térmico menor al 10 %, por lo que se considera una opción satisfactoria.. 3.5.3.. Análisis sobre el agregado de placas combustibles en el tercer cuerpo del núcleo. En este caso, se evalúan las opciones de agregado de 6 y 12 placas combustibles. En la siguiente tabla se presenta la reactividad añadida por las placas combustibles. Tabla 3.6: Reactividad añadida en función de la cantidad de placas agregadas en el tercer cuerpo del núcleo.. Placas com- Reactividad añadida(pcm) bustibles añadidas 6 1370 12 2705. Reactividad añadida por placa (pcm/placa) 228 225. Como se puede observar de la tabla 3.6 , el inconveniente de realizar un aumento en la cantidad de las placas combustibles en el tercer cuerpo del núcleo es la poca cantidad de opciones existentes. La opción correspondiente al agregado de 6 placas combustibles resulta atractiva, puesto que la reactividad añadida es cercana al 45 % de la reactividad total que se necesita añadir, y permite de este modo realizar un análisis sobre la longitud activa del núcleo para elevar el exceso de reactividad hasta la cantidad necesitada. Por otro lado, a pesar de que el agregado de 12 placas combustibles implicarı́a una adición de reactividad cercana a la totalidad que se necesita, el uso del aumento de.
(38) 24. Diseño neutrónico. la longitud activa es una solución más económica puesto que la cantidad de Uranio que se utilizarı́a serı́a menor. Más adelante se analizarán los efectos relacionados a la modificación de la longitud activa del núcleo del reactor. En la tabla 3.7 se presenta la magnitud del flujo térmico obtenido en la zona de irradiación ZIN (zona de irradiación ubicada en el centro del núcleo), correspondiente al agregado de 6 y de 12 placas combustibles. Tabla 3.7: Magnitud del flujo neutrónico térmico en la zona de irradiación central, como función de la cantidad de placas combustibles agregadas.. Placas agregadas 6 12. φZIN ( cm2nseg ) 1.42* 1012 1.34* 1012. Como puede observarse en la tabla 3.7, el agregado de 6 placas en el tercer cuerpo del núcleo implica que la magnitud del flujo térmico en la zona ZIN disminuya en un 6 %.. 3.5.4.. Agregado de placas combustibles: Opciones más viables. Luego de hacer analizado las distintas opciones para correspondientes al agregado de placas combustibles, se destacan las dos más atractivas: Agregar 8 placas combustibles en el segundo cuerpo del núcleo (opción A). Agregar 6 placas combustibles en el tercer cuerpo del núcleo. (opción B). La opción A presenta la ventaja de que la reactividad añadida es mayor, mientras que la opción B presenta la ventaja de que la disminución en la magnitud del flujo térmico en la zona ZIN es de tan solo el 6 %, mientras que esta cantidad es del 10 % para la opción A. Se elige la opción A, puesto que la magnitud del flujo térmico asociada se considera suficiente. Dado que la opción elegida implica un aumento de la reactividad en exceso en una cantidad cercana a los 1800 pcm, se necesitan agregar otros 1200 pcm. En las tablas 3.4 y 3.6 se pueden observar la cantidad de reactividad añadida por cada placa combustible asociada a la opción A y a la opción B. Esta cantidad es prácticamente la misma para ambas opciones. Este resultado nos lleva a pensar que ante una modificación en la cantidad del material fı́sil en el segundo cuerpo del núcleo, la consecuencia en el comportamiento global del reactor es muy similar respecto a que si la misma modificación se hubiera realizado en el tercer cuerpo del núcleo del reactor..
(39) 3.5 Análisis sobre el aumento del número de placas combustibles. 25. Para comprender el motivo de lo mencionado, es importante conocer la importancia que tienen para el proceso de fisión los neutrones de una energı́a determinada, situados en una posición r(x,y,z) determinada. Si definimos la función importancia Φ+ (r, E) como el número medio de descendientes de un neutrón de energı́a E puesto en un punto r (x,y,z) del reactor, entonces esta función nos indicarı́a dónde es más conveniente introducir material fı́sil en el reactor para aprovecharlo lo más eficientemente posible. El código CITVAP permite el cálculo de esta función importancia en función de la posición y de la energı́a de la perturbación añadida. En la figura 3.7 se muestra la densidad de potencia en función de la posición, correspondiente a un cuarto del núcleo del reactor. De esta manera es posible ubicar al núcleo en un sistema de coordenadas que luego se utilizará para el cálculo de la función importancia en función de la posición en el núcleo del reactor.. Figura 3.7: Densidad de potencia en función de la posición en el reactor. Se representa sólo un W cuarto del núcleo por simetrı́a. La unidad de la densidad de potencia es cm 3 . También se señalan los cuerpos 1, 2 y 3.. Como puede observarse, el segundo cuerpo del núcleo se encuentra entre los valores de 41 cm y 47.5 cm de la coordenada Y, mientras que el tercer cuerpo del núcleo se encuentra entre los valores de 47.5 cm y 51.5 cm de la misma coordenada. Teniendo presente el sistema de coordenadas presentado en la figura 3.7, en la figura 3.8 se muestra la función importancia para energı́as térmicas en la mitad de la zona activa del núcleo. Como puede observarse en la figura 3.8, la función importancia neutrónica presenta sus valores máximos en la zona donde se ubica el núcleo, puesto que al introducir un neutrón en alguna posición del reactor, la máxima probabilidad de que el mismo.
(40) 26. Diseño neutrónico. Figura 3.8: Importancia neutrónica normalizada en función de la posición en el reactor. Se representa sólo un cuarto del núcleo por simetrı́a.. produzca una fisión ocurre cuando el mismo es ubicado en las zonas próximas a los combustibles. Por otro lado, a medida que las coordenadas espaciales toman valores de posiciones más alejadas al núcleo, aumenta la probabilidad de que el neutrón se fugue, disminuyendo la probabilidad de que produzca una fisión, y por lo tanto se produce una disminución en el valor de la función importancia. En la misma figura se puede observar que la función importancia es aproximadamente de la misma magnitud en el segundo cuerpo que en el tercer cuerpo del núcleo, lo cual explica la razón por la cual la reactividad añadida al adicionar una placa combustible en el segundo o en el tercer cuerpo es muy similar.. 3.6.. Análisis de la longitud activa del reactor. Al evaluar esta opción se consideró el incremento en la reactividad y la disminución en la magnitud del flujo térmico en la zona de irradiación. Se realizó un estudio paramétrico utilizando el código neutrónico CITVAP, variando dicha longitud. Los resultados se presentan en la figura 3.9. Por lo visto, por cada centı́metro agregado en la longitud activa, la reactividad en exceso se incrementa en 333 pcm. De este modo, un aumento de 4 centı́metros serı́a suficiente para poder aumentar el exceso de reactividad del núcleo del reactor hasta la cantidad solicitada. En la tabla 3.8 se muestran los flujos obtenidos en la zona de irradiación en función de la longitud activa. Dado que el aumento en 4 centı́metros de la longitud activa produce una disminución en el flujo neutrónico térmico desde 1.39* 1012 cm2nseg a 1.28* 1012 cm2nseg , correspon-.
(41) 3.7 Análisis sobre la ubicación de las zonas de irradiación. 27. Figura 3.9: Se presenta la reactividad en exceso en función de la longitud activa del núcleo. La pendiente obtenida es 333. pcm cm .. Tabla 3.8: Magnitud del flujo neutrónico térmico en la zona de irradiación central en función de la longitud activa del núcleo.. Longitud activa (cm) φZIN ( cm2nseg ) 48 1.39* 1012 50 1.34* 1012 52 1.28* 1012 54 1.24* 1012 diente a una disminución menor al 8 % del mismo, se decide realizar este incremento.. 3.7.. Análisis sobre la ubicación de las zonas de irradiación. Las posiciones de las facilidades de irradiación deberı́an permitir magnitudes elevadas de flujo térmico. Se desea también que la disminución en la reactividad producida por estas facilidades sea lo menor posible. En la figura 3.10 se representa el flujo neutrónico térmico en función de la posición, para un cuarto de la sección transversal del núcleo, luego de modificar la cantidad de placas combustibles y la longitud activa del mismo. Para la creación de una zona de irradiación, se deberá extraer una pieza del reflector de Berilio. Como puede observarse en la figura 3.10, en cercanı́a al núcleo existen tres bloques de distinto tamaño que se podrı́an extraer (correspondientes a las posiciones H1, I2 y J3) , y por lo tanto, presentan distinto peso en reactividad. Un análisis de-.
(42) 28. Diseño neutrónico. Figura 3.10: Flujo térmico a la altura media de la longitud activa. Se muestra un cuarto de la sección transversal, por simetrı́a.. terminó que al retirar el bloque de Berilio ubicado en H1 deja al núcleo en condiciones subcrı́ticas. Lo mismo se obtuvo al retirar el bloque ubicado en la posición 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 irradiación en las posiciones I3 y H3. En la tabla 3.9 se representa el peso en reactividad asociado a la extracción de los correspondientes bloques de Berilio (ρ), y el flujo térmico tanto en la zona de irradiación ubicada en el centro del núcleo (ZIN), como también en la zona de irradiación ubicada en el reflector (ZIR). Tabla 3.9: Peso en reactividad y magnitud del flujo térmico en las zonas de irradiación en función del bloque de Berilio extraı́do.. Bloque I3 H3. ρ(pcm) 1300 1000. φZIR ( cm2nseg ) φZIN ( cm2nseg ) 1.30* 1012 1.30* 1012 1.15* 1012 1.29* 1012. Puesto que se desea mantener un flujo térmico elevado en las zonas de irradiación ubicadas en el reflector, se determina que la posición de irradiación más conveniente resulta la correspondiente a la pieza de Berilio ubicada en I3. En la figura 3.11 se representa la distribución espacial del flujo térmico luego de retirar el bloque de Berilio correspondiente..
(43) 3.7 Análisis sobre la ubicación de las zonas de irradiación. 29. Figura 3.11: Flujo térmico 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 radiación en 1300 pcm. Luego de las modificaciones en el núcleo mencionadas, la reactividad total del núcleo del reactor disponible para el quemado es 2500 pcm..
(44)
(45) Capı́tulo 4 Análisis termohidráulico del reactor 4.1.. Introducción. En el reactor compacto cuyo diseño se analiza, la refrigeración de los elementos combustibles se realiza por convección natural. Debe tenerse en cuenta que el uso de una convección forzada permitirı́a una extracción de potencia más eficiente que la aportada por la convección natural. Sin embargo, la convección natural se basa únicamente en el principio de la fuerza boyante, por lo que no presenta indisponibilidad por falla, y por lo tanto el único sistema activo que se requiere es el sistema de refrigeración de la pileta del núcleo del reactor, cuyo objetivo es mantener la temperatura del agua de la pileta por debajo de la correspondiente a 30kW. En el presente capı́tulo se pretende evaluar si la convección natural permite una refrigeración adecuada. Se considera que la refrigeración de los elementos combustibles es adecuada cuando, para la potencia térmica de operación del reactor, no se alcanzan los valores lı́mites estipulados para los criterios de diseño termohidráulicos. Sin embargo no sólo se debe prestar atención a los márgenes de los criterios termohidráulicos en el estado estacionario, si no que también es necesario que los criterios asociados a dichos márgenes también se cumplan en los estados transitorios. La capacidad de autoregulación del reactor se encuentra también determinada por el hecho de que durante el máximo de potencia que se alcance no se violen los márgenes de seguridad asociados a los criterios termohidráulicos. Los criterios termohidráulicos más usados para la convección natural son el Boiling Power Ratio (BPR) y el BurnOut Ratio (BOR). Ambos criterios se evalúan para el canal caliente cuyo flujo calórico se corresponde con el flujo calórico promedio modificado por un factor de pico de potencia. Por criterio de diseño, este factor es de 2.5 . El BPR mide la relación entre la potencia requerida para alcanzar la temperatura de saturación y la potencia efectivamente removida en el canal refrigerante. Para el 31.
(46) 32. Análisis termohidráulico del reactor. cálculo de este coeficiente, el programa termohidráulico CONVEC utiliza un balance de energı́a que se describe a continuación: BP R =. mcp (Tsat − Tinlet ) F EP ower. (4.1). Donde: Kg m es el flujo másico ( seg ). KJ cp es el calor especı́fico del refrigerante ( Kg◦C ).. Tsat es la temperatura de saturación (◦ C). Tinlet es la temperatura de entrada del refrigerante al núcleo (◦ 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 ebullición 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 formación de una pelı́cula de vapor formada en la pared de la placa del combustible. El programa CONVEC utiliza dos correlaciones distintas para el cálculo del flujo de calor correspondiente al Burnout. La primera correlación se denomina Correlación de Fabrega: qBurnout = Dh F AC(0,023(Tsat − Tinlet ) + 4,26). (4.2). Donde: m es el flujo másico. Kg . seg. Dh representa el diámetro hidráulico (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 att . cm2. Otra correlación utilizada por CONVEC para el cálculo del flujo de calor correspondiente al burnout es la correlación Sudo: ϕ = 0,005 ∗ G0,611 Donde: ϕ es el flujo de calor correspondiente al Burnout, adimensionalizado. G es el flujo másico adimensionalizado.. (4.3).
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