Desarrollo de un programa de vigilancia para el reactor argentino CAREM 25.

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(1)PROYECTO INTEGRADOR DE LA CARRERA INGENIERIA NUCLEAR. DESARROLLO DE UN PROGRAMA DE VIGILANCIA PARA EL REACTOR ARGENTINO CAREM 25. Mar´ıa Giselle Fern´ andez Autora. Mgter. Marcos Bergant Director. Dra. Graciela Bertolino Co-director. Miembros del Jurado Dr. Edmundo Lopasso (Instituto Balseiro, Centro Atómico Bariloche) Ing. Fernando Diez (Centro Atómico Bariloche). Junio de 2014. ´ Area Temática Mecánica, Gerencia CAREM Grupo de F´ısica de Metales Centro Atómico Bariloche. Instituto Balseiro Universidad Nacional de Cuyo Comisión Nacional de Energ´ıa Atómica Argentina.

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(3) A mi dos ángeles de la guarda, el del cielo y el de la tierra.

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(5) Índice de s´ımbolos. PV: Programa de Vigilancia RPR: Recipiente de Presión del Reactor GV: Generador de Vapor IAEA: Siglas en inglés de la International Atomic Energy Agency PWR: Del inglés, Pressurized Water Reactor. En espa˜ nol, Reactor de Agua Presurizada BWR: Del inglés, Boiling Water Reactor. En espa˜ nol, Reactor de Agua en Ebullición PHWR: Del inglés, Pressurized Heavy Water Reactor. En espa˜ nol, Reactor de Agua Pesada a Presión WWER: Reactor ruso de caracter´ısticas similares al PWR LWR: Del inglés, Light Water Reactor. En espa˜ nol, Reactor de Agua Liviana ASTM: American Society for Testing and Materials EN: European Standards CVN: Del inglés, Charpy V-Notch. En espa˜ nol, Probeta tipo Charpy con Entalla en V NDTT: Del inglés, Nil-Ductility Transition Temperature. En espa˜ nol, Temperatura de Transición D´ uctil-Frágil. Es aquella por debajo de la cual el modo de fractura en un material cambia de d´ uctil a frágil RTN DT : Del inglés, Reference Temperature for Nil-Ductility Transition Temperature ∆RTN DT : Aumento en la RTN DT debido a la irradiación TTS: Del inglés Transition Temperature Shift, es el corrimiento de la temperatura de transición d´ uctil-frágil MFLE: Mecánica de Fractura Lineal Elástica MFEP: Mecánica de Fractura Elásto-Plástica nT : S´ımbolo usado para definir las dimensiones de las probetas, donde n es expresado en m´ ultiplos de 1 pulgada (2, 54 cm) ´ del Reactor EOL: Del inglés, End of Life. En espa˜ nol, Fin de Vida o Vida Util FA: Factor de Avance Φ: Flujo neutrónico DPA: Del inglés, Displacement Per Atom, es el n´ umero de a´tomos desplazados con respecto a los átomos que hay en una unidad de volumen v.

(6) vi. Índice de s´ımbolos. EPRI: Electric Power Research Institute IASCC: Del inglés, Irradiation Assisted Stress Corrosion Cracking SPT: Del inglés, Small Punch Test..

(7) Índice de contenidos Índice de s´ımbolos. v. Índice de contenidos. vii. Índice de figuras. xi. Índice de tablas. xv. Resumen. xvii. Abstract. xix. 1. Introducci´ on. 1. 2. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. 3. 2.1. La f´ısica del problema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3. 2.1.1. Da˜ no neutrónico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4. 2.1.2. Metales y aleaciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4. 2.2. Da˜ no en el RPR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 5. 2.3. Breve descripción de los modos de falla . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 7. 2.4. Ensayos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 8. 2.4.1. Ensayo de tracción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 8. 2.4.2. Ensayo de Charpy. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 9. 2.4.3. Ensayo de Pellini . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 11. 2.4.4. Ensayos fractomecánicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 12. 2.5. Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 18. 3. Reactor prototipo CAREM 25. 19. 3.1. Caracter´ısticas Generales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 19. 3.1.1. N´ ucleo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 20. 3.1.2. Elementos combustibles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 21. 3.1.3. Generadores de vapor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 22. 3.2. Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 23. vii.

(8) Índice de contenidos. viii 4. Flujo neutr´ onico en las zonas de inter´ es. 25. 4.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 25. 4.2. Perfiles de flujo neutrónico promedio . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 27. 4.3. Mapeo de flujo neutrónico rápido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 29. 4.4. Perfiles de flujo neutrónico rápido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 31. 4.5. Estimación de flujo neutrónico en el domo inferior . . . . . . . . . . . .. 33. 4.6. Comparación de resultados con valores t´ıpicos de reactores de agua liviana 33 4.7. Conclusiones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5. Desarrollo del programa de vigilancia 5.1. Introducción a las normas aplicables. 34 35. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 35. 5.2. Consideraciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 37. 5.2.1. Fluencia al final de vida del reactor CAREM 25 en la beltline del RPR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 37. 5.2.2. Estimación teórica del cambio en la temperatura de transición d´ uctil-frágil . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 37. 5.2.3. Ensayos y tipos de probetas a ser utilizados en el programa de vigilancia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 38. 5.2.4. Caracter´ısticas de las cápsulas . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 40. 5.2.5. Cápsulas y probetas a construir . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 41. 5.2.6. Ubicación de las probetas a irradiar . . . . . . . . . . . . . . . .. 42. 5.2.7. Análisis del apantallamiento y variación de flujo en las cápsulas a irradiar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 44. 5.2.8. Elección de los grupos de probetas a ensayar . . . . . . . . . . .. 46. 5.2.9. Consideraciones sobre el factor de avance . . . . . . . . . . . . .. 47. 5.2.10. Cronograma de extracción de las cápsulas . . . . . . . . . . . .. 48. 5.2.11. Monitores de temperatura y radiación . . . . . . . . . . . . . . .. 49. 5.3. Programa de vigilancia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 50. 5.3.1. Materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 50. 5.3.2. Encapsulado de probetas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 50. 5.3.3. N´ umero y esquema de extracciones . . . . . . . . . . . . . . . .. 51. 5.3.4. N´ umero, tipo de probetas y ensayos . . . . . . . . . . . . . . . .. 51. 5.3.5. Probetas no irradiadas y material suplementario . . . . . . . . .. 53. 5.3.6. Observaciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 53. 6. Alternativas. 55. 6.1. Otras opciones de probetas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 55. 6.2. Consideración del flujo térmico y epitérmico . . . . . . . . . . . . . . .. 57. 6.3. Vigilacia de otros internos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 59.

(9) Índice de contenidos. ix. A. Estimaci´ on del TTS. 63. B. Variaci´ on axial y radial del flujo neutr´ onico r´ apido en las c´ apsulas a irradiar 65 Bibliograf´ıa. 67. Agradecimientos. 71.

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(11) Índice de figuras 2.1. Efecto del da˜ no por radiación en probetas CVN de acero ferr´ıtico para la caracterización de la temperatura de transición d´ uctil-frágil. Luego de irradiarse las probetas muestran un corrimiento de dicha temperatura a valores mayores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 6. 2.2. Fractograf´ıas obtenidas mediante un microscopio electrónico de barrido de (a) fractura transgranular y (b) fractura intergranular, en un acero de RPR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 7. 2.3. A partir de mediciones de la energ´ıa necesaria para romper una probeta de impacto CVN se puede ver que los aceros de RPR presentan una rápida transición de comportamiento d´ uctil a frágil. . . . . . . . . . . .. 8. 2.4. Diagrama esquemático del resultado de un ensayo de tracción en el cual están determinadas la tensión de fluencia y la tensión u ´ltima . . . . . .. 9. 2.5. Diagrama esquemático de (a) máquina de impacto tipo péndulo, probeta CVN y efecto de la irradiación en la energ´ıa de impacto de Charpy, y gráficos de (b) energ´ıa absorbida, (c) % de fractura d´ uctil y (d) expansión lateral en función de la temperatura para un t´ıpico acero de RPR. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 10. 2.6. (a) Diagrama esquemático de la t´ıpica configuración para la realización de un ensayo de Pellini, ejemplos de los resultados del ensayo y ejemplos de probetas ensayadas. (b) Ejemplos de probeta “rota” (centro y derecha) y de probeta “no−rota” (izquierda). (c) Probetas ensayadas coloreadas térmicamente por oxidación para definir la propagación de la fisura en función de la disminución de la temperatura a la que se realiza el ensayo para un acero de RPR t´ıpico. . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 12. 2.7. Las probetas más com´ unmente usadas son la probeta de flexión en 3 puntos (SEB) (a) y la probeta compacta (CT) (b). La figura también muestra un diagrama esquemático de carga en función del desplazamiento donde se aprecian los resultados de un ensayo de fractura lineal elástica (c). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 14. xi.

(12) Índice de figuras. xii. 2.8. El procedimiento descripto en la norma ASTM E1921 permite la determinación de T0 con un n´ umero relativamente peque˜ no de probetas. (a) Los resultados de 6 probetas peque˜ nas (0,5T ) ensayadas a una dada temperatura muestran una excelente caracterización de los resultados de un n´ umero grande de probetas hasta un tama˜ no 4T (b). . . . . . . . . .. 15. 2.9. (a),(b)y (c) muestran que la Curva Maestra es una buena representación de los resultados cuando se los normaliza a probetas de tama˜ no 1T. (d) muestra que RTN DT no se relaciona consistentemente con T0 . . . . . . .. 16. 2.10. Puede verse que la Curva Maestra describe muy bien tanto aceros de RPR de PWR (a) como as´ı también aceros de RPR de WWER (b) . .. 17. 3.1. Principales componentes internos del RPR. . . . . . . . . . . . . . . . .. 20. 3.2. Configuración de n´ ucleo del reactor CAREM 25. . . . . . . . . . . . . .. 21. 3.3. Primer elemento combustible del CAREM 25. . . . . . . . . . . . . . .. 22. 3.4. (a) Dise˜ no de los generadores de vapor, (b) ubicación de los generadores de vapor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 23. 4.1. (a) Corte transversal del RPR del reactor CAREM 25. Esquema de las zonas en donde se evaluaron los perfiles de flujo. Todas las dimensiones se encuentran en cent´ımetros. (b) Corte longitudinal del RPR del reactor CAREM 25. Esquema de las zonas en donde se evaluaron los perfiles de flujo. Todas las dimensiones se encuentran en cent´ımetros. . . . . . . .. 26. 4.2. Corte longitudinal del RPR del reactor CAREM 25. Esquema en donde se puede observar la posición de los GVs y del domo inferior del RPR con respecto a la zona activa del n´ ucleo. Todas las dimensiones se encuentran en cent´ımetros. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 26. ◦. ◦. 4.3. Perfil axial de flujo para un flujo azimutal promedio en 0 < θ < 360 y un flujo radial promedio en 84 cm < r < 172 cm. Las incertezas que se reportan son del tipo estádistico y no superan el 2 % de error. . . . . .. 27. 4.4. Perfil azimutal de flujo para un flujo axial promedio a lo largo de toda la longitud activa y un flujo radial promedio en 84 cm < r < 172 cm. Las incertezas que se reportan son del tipo estádistico y no superan el 2 % de error. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 28. 4.5. Perfil radial de flujo para un flujo azimutal promedio en 0◦ < θ < 360◦ y un flujo axial promedio a lo largo de toda la longitud activa. Las incertezas que se reportan son del tipo estádistico y no superan el 2 % de error. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 28. 4.6. Mapeo bidimensional del flujo rápido en la superficie interna del RPR (r = 158,5 cm) para 0◦ < θ < 120◦ y 0 cm < z < 140 cm. Las incertezas que se reportan son del tipo estádistico y no superan el 25 %. . . . . . .. 29.

(13) Índice de figuras. xiii. 4.7. Mapeo bidimensional del flujo rápido en z = 65 cm para 0◦ < θ < 360◦ y 85 cm < r < 172 cm. El error en la determinación de flujo es de tipo estádistico y no supera el 25 %. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 30. 4.8. Vista superior del flujo rápido en función del radio para z = 65 cm. El error en la determinación de flujo es de tipo estádistico y no supera el 25 %. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 30. 4.9. Perfil axial de flujo rápido (1 M eV < E < 17,33 M eV ) para r = 158,5 cm para un valor de flujo m´ınimo, promedio y máximo en 0◦ < θ < 360◦ . El error en la determinación de flujo es de tipo estádistico y no supera el 25 %. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 31. 4.10. Perfil azimutal de flujo rápido (1 M eV < E < 17,33 M eV ) para r = 158,5 cm para un valor de flujo m´ınimo, promedio y máximo en 0 cm < z < 140 cm. El error en la determinación de flujo es de tipo estádistico y no supera el 25 %. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 32. 4.11. Perfil radial de flujo rápido (1 M eV < E < 17,33 M eV ) con 84 cm < r < 172 cm para un valor de flujo en θ y en z m´ınimo, promedio y máximo. El error en la determinación de flujo es de tipo estádistico y no supera el 25 %. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 32. 5.1. Corte del RPR del reactor CAREM. Se se˜ nalan los sectores del RPR a monitorear. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 39. 5.2. Ubicación de las probetas del metal de soldadura. . . . . . . . . . . . .. 40. 5.3. Distintas configuraciones para el empaquetamiento de las probetas dentro de las cápsulas a irradiar para los ensayos de Charpy, fractura y tracción. La cara frontal se encuentra enfrentada al n´ ucleo. Las dimensiones se encuentran en mil´ımetros. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 41. 5.4. Zona recomendada por la norma ASTM E185-10 para la ubicación de las cápsulas. Las dimensiones están en cent´ımetros. Se muestra las distancia permitida más cercana al n´ ucleo (133 cm) y la más alejada (154cm). . .. 43. 5.5. Ubicación de las cápsulas a irradiar dentro del RPR. Las mismas se esquematizaron a escala real centradas en r = 153 cm (a 5 cm de la superficie interna del RPR) y en z = 70 cm (altura media de la longitud activa). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 43. 5.6. Esquema ilustrativo del flujo axial aplicado en r = 143,5 cm y del apantallamiento radial en la cápsula. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 45. 5.7. Vista lateral de las 4 configuraciones de empaquetamiento consideradas (ver Figura 5.3) donde se representa el flujo axial y radial para F A = 3. La escala utilizada para el radio es distinta que la utilizada en altura. .. 45.

(14) xiv. Índice de figuras. 5.8. Selección del grupo de probetas a utilizar por cada material (domo inferior, soldadura y virola) en cada ensayo por similitud de flujo. Las probetas no coloreadas son adicionales a los requerimientos. La intensidad del color decrece junto con el flujo de la probeta. . . . . . . . . . . 5.9. FA rápido (Flujo rápido/Flujo rápido en la superficie interna del RPR) y FA térmico (Flujo térmico/Flujo térmico en la superficie interna del RPR) en la zona de interés (1, 5 <FA rápido< 5). . . . . . . . . . . . . 5.10. FA para distintos tiempos de extracción, a la izquierda se indica la correspondencia con el recambio de combustible planificado. . . . . . . . 5.11. Empaquetamiento de probetas propuesto. Las dimensiones están en mil´ımetros. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.1. Esquema que ilustra el contraste de tama˜ nos entre una probeta t´ıpica Charpy y una probeta SPT. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2. Cociente del flujo radial térmico (E < 0, 4 eV ) y rápido (E > 1 M eV ) y entre flujo “no rápido” (E < 1 M eV ) y rápido en la zona interior del RPR para z = 65 cm y θ = 35◦ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3. Porcentaje de DPA producido por neutrones de diferentes rangos de energ´ıas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.4. Fluencia neutrónica rápida (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. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 47. 48 49 52. 57. 58 59. 60.

(15) Índice de tablas 4.1. Comparación del flujo neutrónico en la pared interna del RPR entre varios modelos de reactores de potencia. . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1. Estimación teórica del corrimiento de la temperatura de trancisión d´ uctilfrágil (TTS) en los a˜ nos de operación del reactor CAREM 25. Para el cálculo se utilizó la norma ASTM E900-02. . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2. Cantidad de probetas de los distintos materiales (virola, domo inferior, soldadura) necesaria para la fabricación de una cápsula. . . . . . . . . . B.1. Flujo neutrónico máximo, m´ınimo, promedio y desviación estándar del flujo neutrónico en las probetas de cada configuración. . . . . . . . . . B.2. Flujo neutrónico promedio en las probetas de los distintos ensayos en los materiales a incluir (domo inferior, soldadura y virola) en la cápsula de la configuración 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . B.3. Flujo neutrónico máximo, m´ınimo, promedio y desviación estándar del flujo en las probetas de cada material (domo inferior, soldadura y virola) a considerar en la cápsula de la configuración 2. . . . . . . . . . . . . .. xv. 33. 38 41. 66. 66. 66.

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(17) Resumen Los componentes cr´ıticos de reactores nucleares de potencia necesitan, por normas y regulaciones, ser monitoreados para asegurar una operación segura de la planta. El recipiente de presión del reactor es construido con factores de seguridad muy altos porque su rotura implicar´ıa un accidente severo. Los materiales utilizados hasta la fecha en la componente estructural del recipiente de presión del reactor son aceros ferr´ıticos, estos materiales son de estructura c´ ubica centrada en el cuerpo (bcc) y presentan una transición d´ uctil-frágil con la disminución de la temperatura. Si bien el recipiente se dise˜ na de manera tal que la temperatura de operación siempre sea mayor que la temperatura de transición d´ uctil-frágil, la irradiación neutrónica aumenta la temperatura por debajo de la cual el recipiente falla por fractura frágil. Debido a esto, es mandatorio evitar que en los a˜ nos de vida de la planta esta temperatura aumente hasta niveles de operación debido a la irradiación neutrónica. En este trabajo se determina la necesidad de implementar un programa de vigilancia para el recipiente de presión del reactor CAREM 25. Este reactor es un proyecto argentino, cuyo dise˜ no integrado permite que los mecanismos de control de reactividad, los mecanismos hidráulicos que accionan las barras de control y los generadores de vapor se encuentren contenidos dentro del recipiente de presión. Se desarrolla un programa de vigilancia en base a la norma ASTM E185-10, utilizando cálculos neutrónicos realizados mediante el código de transporte probabil´ıstico MCNP. Se plantea la posibilidad de implementar ensayos SPT y de microdureza. Se analiza el da˜ no que podr´ıan causar los neutrones de baja energ´ıa que no son considerados en las normativas vigentes. Se descarta la necesidad de incluir a los generadores de vapor en el programa de vigilancia. Por u ´ltimo se considera el fenómeno de corrosión bajo tensión asistida por irradiación (IASCC), concluyéndose que existen ciertas probabilidades de ocurrencia del fenómeno en algunos componentes internos cercanos al n´ ucleo.. ´ DEL Palabras clave: PROGRAMA DE VIGILANCIA, RECIPIENTE DE PRESION ˜ POR RADIACION, ´ FACTOR DE AVANCE REACTOR, CAREM 25, DANO xvii.

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(19) Abstract In order to comply with standards regulations and to ensure safe plant operation, the critical components of nuclear plants need to be monitored. The reactor pressure vessel is constructed with a very high safety factor because a its failure would cause a severe accident. Nowadays, the materials used in the structural component of the reactor pressure vessel are ferritic steels. These materials are of body centered cubic (bcc) structure and exhibit a ductile-brittle transition when the temperature decreases. Although the vessel is designed so that the operating temperature is always greater than the ductile-brittle transition temperature, neutron irradiation increases the temperature below which the reactor pressure vessel fails by brittle fracture. Because of this, it is mandatory during the plant operation life to avoid that this temperature increases to operating levels due to neutron irradiation. In this work, the need to implement a surveillance program for the CAREM 25 reactor pressure vessel is assessed. CAREM 25 reactor is an Argentinian project, whose integrated design allows that the reactivity control mechanisms, hydraulic mechanisms of control rods and steam generators are contained within the reactor pressure vessel. A surveillance program is developed based on the ASTM E185-10 standard using MCNP probabilistic transport code for neutron calculations. The possibility of implementing SPT and microhardness tests is discussed. Damage caused by low energy neutrons, which are not taken into account by current standards, is analyzed. The need to include the steam generators in the surveillance program is discarded. Finally, we consider the phenomenon of Irradiation Assisted Stress Corrosion Cracking (IASCC), concluding that there are certain probabilities of occurrence of this phenomenon in some internal components near the core.. Keywords: SURVEILLANCE PROGRAM, REACTOR PRESSURE VESSEL, CAREM 25, IRRADIATION DAMAGE, LEAD FACTOR xix.

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(21) Cap´ıtulo 1 Introducci´ on Para la evaluación de la operación segura de las plantas nucleares es necesario conocer el estado de fragilización de los materiales del Recipiente de Presión del Reactor, RPR. Esto se debe a que la irradiación neutrónica aumenta la temperatura por debajo de la cual el RPR falla por fractura frágil, fenómeno que comenzó a estudiarse en 1950 [1]. Para asegurar que los componentes cr´ıticos de las plantas nucleares nunca operen en régimen frágil se han desarrollado los Programas de Vigilancia, PV, que a su vez están basados en diferentes normas y regulaciones [2]. Seg´ un la norma ASTM E185-10 [3] todo reactor nuclear LWR, del inglés Light Wan ter Reactor, cuya fluencia rápida (E > 1 M eV ) supere 1×1017 cm 2 debe ser monitoreado mediante un PV. Este se desarrolla para determinar los efectos de la radiación en las propiedades mecánicas de los componentes a monitorear. Los efectos de interés son los cambios en las propiedades de tracción y de tenacidad a la fractura, el crecimiento por radiación y la corrosión [4]. El objetivo principal del presente trabajo es el desarrollo de un PV para el reactor CAREM 25, el cual se presenta en el Cap´ıtulo 5. El reactor CAREM 25 es un proyecto cuyo objetivo es la realización de la primera central de potencia totalmente dise˜ nada en Argentina, es un reactor de baja potencia, compacto y refrigerado mediante convección natural. Dado que las prácticas de la industria han hecho mandatorio la inclusión de PVs y que el reactor CAREM 25 representa un dise˜ no innovador, resulta indispensable el desarrollo de un PV para el mismo. Este deberá estar basado en las regulaciones aplicables en la industria desarrolladas principalmente para reactores PWR (Pressurized Water Reactor ) y BWR (Boiling Water Reactor), y en las caracter´ısticas propias y distintivas del CAREM 25. De esta manera se pretende aprovechar de la experiencia previa de la industria, as´ı como brindar suficiente información relevante sobre el da˜ no por radiación en el dise˜ no del CAREM 25. 1.

(22) 2. Introducci´ on. El Cap´ıtulo 2 del trabajo resume el efecto del da˜ no que se produce en un RPR debido a la irradiación neutrónica, mientras que en el Cap´ıtulo 3 se presenta una introducción a las principales caracter´ısticas del reactor CAREM 25. En el Cap´ıtulo 4 se expone el resumen de los resultados de los cálculos del flujo neutrónico en las zonas cercanas al RPR, que fueron obtenidos mediante el código de transporte probabil´ıstico MCNP (Monte Carlo N-Particle [5]). Es importante agregar que el PV desarrollado en el presente trabajo se encuentra orientado espec´ıficamete al monitoreo del RPR, aunque en el Cap´ıtulo 6 se estudian las posibilidades de implementarlo también en otros componentes internos del reactor CAREM 25. Se analiza aqu´ı también el da˜ no inducido por neutrones con energ´ıas menores (E < 1 M eV ), que no son considerados por la norma ASTM E185-10. Debido a que el espacio de canales de irradiación de los reactores de potencia es limitado, se discute también en este cap´ıtulo la posibilidad de incluir ensayos de SPT o de microdureza, cuyas probetas presentan un tama˜ no mucho menor a las utilizadas convencionalmente y de las cuales se podr´ıa extraer la misma información. El dise˜ no de PVs ha sido estandarizado en la mayor´ıa de los pa´ıses, ya sea en normas nacionales, requisitos reglamentarios o mediante la adopción de la Norma Americana ASTM. Paralelamente, existen algunas Normas Europeas ES y se han puesto en marcha actividades relacionadas en la Sociedad Europea de Integridad Estructural. Se observa que la ASTM y otras normas o recomendaciones han demostrado tener sólo peque˜ nas diferencias entre s´ı, las cuales no se supone que afecten la estrategia de seguridad general [1]..

(23) Cap´ıtulo 2 Da˜ no por radiaci´ on en el RPR Este cap´ıtulo es una introducción al da˜ no producido por irradiación neutrónica en los principales componentes de un reactor. Se introducen los modos de falla en los aceros t´ıpicos utilizados en los recipientes de presión de los reactores nucleares como as´ı también los ensayos utilizados para conocer las propiedades en dichos materiales.. 2.1.. La f´ısica del problema. A la presencia en el medio ambiente de part´ıculas atómicas o subatómicas y ondas electromagnéticas de distinta longitud de onda producto de la desintegración radiactiva se la conoce con el nombre general de radiación. La radiación puede provenir de procesos nucleares o atómicos, por ejemplo, los rayos X son productos de procesos no nucleares sino de movimientos entre los electrones de los a´tomos [6]. Sea A la masa atómica y Z el n´ umero atómico de un isótopo, los principales modos de desintegración radiactiva son: Desintegración α : (Z, A) −→ (Z − 2, A − 4) + α, donde α es un conjunto de dos protones y dos neutrones Desintegración β − : (Z, A) −→ (Z + 1, A) + β − + ν¯, donde ν¯ es un antineutrino y β − un electrón Desintegración β + : (Z, A) −→ (Z − 1, A) + β + + ν, donde ν es un neutrino y β + un positrón Captura electrónica: (Z, A) + e− −→ (Z − 1, A) + γ, donde γ es un fotón. Fisión espontánea: (Z, A) −→ (Z1 , A1 ) + (Z2 , A2 ) + ... Captura neutrónica: (Z, A) + n −→ (Z, A + 1) + γ, donde n es un neutrón. 3.

(24) 4. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. Existen otros modos de desintegración como la conversión interna y la transición isomérica pero no se tratarán en este trabajo.. 2.1.1.. Da˜ no neutr´ onico. El da˜ no producido por neutrones es el más importante de los producidos por radiación desde el punto de vista de un cambio en las propiedades de los materiales en un reactor nuclear. Los neutrones son part´ıculas sin carga eléctrica que pueden penetrar la nube electrónica de un a´tomo e interaccionar con el n´ ucleo. Como resultado de la interacción, el n´ ucleo puede ser desplazado por este proceso de colisión elástica, lo que da como resultado la mayor parte de los cambios f´ısicos y qu´ımicos de los materiales irradiados. Además de sus efectos espec´ıficos, todas las radiaciones producen la liberación de energ´ıa en forma de calor dentro del material irradiado. El alcance de las part´ıculas en un medio se puede definir como la distancia que viaja cualquier tipo de radiación dentro de un material. Los neutrones, que pierden fundamentalmente su energ´ıa en choques elásticos con los n´ ucleos, tienen un alcance considerable dentro de la materia. La probabilidad de interacción de los neutrones es tan baja que, en vez de dar un alcance, es conveniente expresar la distancia promedio que recorre el neutrón entre colisiones, o su camino libre medio λ. Esto nos permite visualizar hasta qué espesor una pieza masiva de cualquier material puede sufrir un da˜ no homogéneo por radiación neutrónica en todo su volumen. Mediciones experimentales demuestran que λ = 2 cm para neutrones en Cu [6].. 2.1.2.. Metales y aleaciones. Los efectos de la radiación en los metales son de gran interés tecnológico debido al amplio uso de éstos en los reactores nucleares. Desde las vainas que contienen al material combustible, pasando por los tubos de refrigeración, RPRs, etc. todos estos elementos están constituidos por aleaciones metálicas que son elegidas y conformadas con el objetivo de cumplir con las necesidades estructurales: resistencia mecánica, baja absorción de neutrones, buenas propiedades a la corrosión, ductilidad, estabilidad microscópica, entre otras. Es importante se˜ nalar que la “vida” de un reactor nuclear depende, fundamentalmente, de la integridad de las propiedades de los elementos estructurales metálicos. El resultado del bombardeo neutrónico sobre los metales es la producción de gran cantidad de desplazamientos, lo que altera significativamente sus propiedades eléctricas.

(25) 2.2 Daño en el RPR. 5. y mecánicas. La radiación neutrónica modifica sustancialmente la tensión de fluencia, la ductilidad, la resistividad eléctrica, la temperatura de transición d´ uctil-frágil e introduce transformaciones de fase, precipitación y disolución de precipitados, como as´ı también genera la amorfización, cambios dimensionales y de densidad y la variación de velocidad de creep. [6].. 2.2.. Da˜ no en el RPR. En ausencia de da˜ no por radiación en el RPR el planteo de la posible fractura frágil o catastrófica del mismo carece de sentido porque su tenacidad a la fractura es generalmente excelente a temperaturas ambiente y de operación. Sin embargo, la exposición a neutrones de alta energ´ıa puede resultar en la fragilización de estos materiales a niveles indeseables. Los efectos da˜ ninos de la radiación neutrónica en aceros al carbono de baja aleación en RPRs ha sido reconocida e investigada desde 1950 [1]. En estos aceros, operando a temperaturas t´ıpicas encontradas en un PWR (∼ 260-360◦ C), el da˜ no por radiación es producido cuando los neutrones con suficiente energ´ıa desplazan a´tomos, lo que resulta en la formación de cascadas de desplazamientos a´tomicos que producen un gran n´ umero de defectos, vacancias e intersticiales. Aunque el RPR está expuesto a neutrones en un rango variado de energ´ıa, los neutrones de mayor energ´ıa, aquellos mayores a 0,5 M eV , producen la mayor parte del da˜ no [1]. En cuanto a sus efectos sobre las propiedades del material, la formación de distintos tipos de defectos como clusters, precipitados, etc. pueden actuar como obstáculos efectivos y exigirán un mayor esfuerzo para mover las dislocaciones a través o alrededor de ellos. Cuando la exposición a la radiación aumenta, el n´ umero de estos defectos aumenta y mayor es el esfuerzo requerido para el movimiento de dislocaciones, resultando en un aumento de la tensión de fluencia del material. Este aumento resulta en una necesidad de mayores temperaturas para mantener la tensión de fluencia debajo de la tensión de fractura por clivaje, especialmente cerca de la punta de una fisura donde existen grandes concentraciones de tensión y deformación. Por lo tanto, la temperatura de transición d´ uctil-frágil aumenta. Esta temperatura es la medida com´ unmente utilizada para describir la fragilización inducida por la radiación [1]. En algunos aceros se puede dar el caso de fragilización sin aumento de dureza, causado por la segregación de soluto como el P en los bordes de grano. Este tipo de fragilización se caracteriza por una fractura intergranular, a diferencia de la usual.

(26) 6. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. fractura por clivaje. Si bien el Cu tiene la mayor sensibilidad a la irradiación, el Ni, P, V, Mg y Si son muy sensibles también. La mayor´ıa de las fórmulas predictivas de irradiación incluyen el contenido de Cu, Ni y P del material [1]. Por lo tanto, a medida que el acero se fragiliza, los cambios subsiguientes en dureza y tenacidad con la temperatura deben ser conocidos, pues el RPR debe operar en un rango de temperaturas determinado por dise˜ no. Los efectos de la fluencia neutrónica, la temperatura de irradiación, la composición qu´ımica y la microestructura del acero deben ser entendidos para posibilitar reducciones en incertezas asociadas al desarrollo de modelos predictivos. Además de las propiedades mecánicas básicas como la ductilidad y la tensión de fluencia, otras propiedades de gran importancia como la tenacidad, suelen ser monitoreadas para agregar información relevante [1]. En la Figura 2.1 se muestra un ejemplo del cambio en la temperatura de transición d´ uctil-frágil debido a la irradiación en la muestra. La temperatura de transición d´ uctil-frágil se ubica cerca del punto de inflexión de la curva. En este caso, el cambio de la NDTT es de 82 ◦ C. En la figura se observa también que en la zona de alta tenacidad (upper shelf ) se produce una reducción en la energ´ıa absorbida, que implica una reducción de la tenacidad a la fractura.. Figura 2.1: Efecto del daño por radiación en probetas CVN de acero ferr´ıtico para la caracterizaci´ on de la temperatura de transici´ on d´ uctil-frágil. Luego de irradiarse las probetas muestran un corrimiento de dicha temperatura a valores mayores. [7]. En cuanto a los ensayos para determinar la resistencia a la iniciación y/o propagación de fisuras, algunos usan entallas romas, mientas que otros usan fisuras agudas..

(27) 2.3 Breve descripción de los modos de falla. 7. Idealmente y siguiendo los adelantos de las u ´ltimas décadas, para la determinación de propiedades de propagación de fisuras deber´ıan utilizarse ensayos de mecánica de fractura. Por otra parte, las pruebas se llevan a cabo en régimen de carga cuasi-estático (lento) o dinámico (rápido). De todos los ensayos, el más com´ unmente utilizado es el ensayo de impacto Charpy V-notch (CVN) (ver Secci´ on 2.4.2) [1].. 2.3.. Breve descripci´ on de los modos de falla. Como se dijo anteriormente, los aceros de baja aleación usados en RPRs son aceros ferr´ıticos que exhiben el clásico comportamiento de transición d´ uctil-frágil a medida que disminuye la temperatura. En la región de baja tenacidad, la falla se produce por clivaje, mientras que la fractura d´ uctil es el modo de falla en la región de alta tenacidad y en general por mecanismos d´ uctiles como nucleación, crecimiento y coalescencia de cavidades. Con el aumento de la temperatura desde la zona de baja a alta tenacidad, la probabilidad de fractura por clivaje disminuye y la probabilidad de ruptura d´ uctil aumenta. Como se verá en las secciones siguientes, la irradiación de neutrones tiende a aumentar la temperatura a la que ocurre esta transición y tiende a disminuir la tenacidad d´ uctil del material. Aunque el clivaje es el modo de falla frágil predominante en los aceros ferr´ıticos de los RPRs, en los bordes de grano puede ocurrir otro tipo de fractura conocida como fractura intergranular debido a segregación de soluto, como por ejemplo el P, en los bordes de grano. Las Figuras 2.2(a) y 2.2(b) muestran ejemplos de fractura transgranular e intergranular, respectivamente, observadas desde un microscopio electrónico de barrido.. Figura 2.2: Fractograf´ıas obtenidas mediante un microscopio electrónico de barrido de (a) fractura transgranular y (b) fractura intergranular, en un acero de RPR. [1]. En la Figura 2.3 se muestra que con el aumento de la temperatura en las probetas ensayadas se incrementa la ductilidad y, como resultado, se presenta menos fractura por clivaje. Las dos probetas con 30 y 75 % de ductilidad experimentan fractura d´ uctil.

(28) 8. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. en la parte inicial del evento de fractura, seguido por clivaje (la parte brillante que se ve en la superficie de la fractura), con fractura d´ uctil al final del evento de fractura. Por lo tanto, cuando la temperatura decrece, el acero ferr´ıtico del RPR se encuentra más próximo a una transición d´ uctil-frágil.. Figura 2.3: A partir de mediciones de la energ´ıa necesaria para romper una probeta de impacto CVN se puede ver que los aceros de RPR presentan una rápida transición de comportamiento d´ uctil a fr´ agil. [1]. 2.4.. Ensayos. Todas las propiedades mecánicas a ser discutidas generalmente se determinan mediante ensayos establecidos de acuerdo a normas. En Estados Unidos la mayor´ıa de las normas utilizadas son publicadas por la ASTM. Existen muchas otras organizaciones que publican normas alrededor del mundo, como por ejemplo las normas EN europeas.. 2.4.1.. Ensayo de tracci´ on. El ensayo de tracción es un ensayo cuatiestático del cual se obtienen propiedades de los materiales a la tracción, como lo indica su nombre. La Figura 2.4 muestra esquemáticamente los resultados que se obtienen de un ensayo de tracción, también se indica una de las formas de calcular la tensión de fluencia (corrimiento paralelo del 0,2 %). La carga se mide generalmente con una celda de carga montada en la máquina del ensayo mientras que la deformación es medida con un extensómetro montado en la.

(29) 2.4 Ensayos. 9. probeta. Si se desea determinar el módulo de elasticidad se requiere de un extensómetro con mucha resolución. Se pueden utilizar muestras de diferentes formas y tama˜ nos, y las normas proporcionan detalles de los procedimientos y métodos de análisis de las pruebas. En Estados Unidos, la ASTM E-8 [8] es la norma utilizada con más frecuencia para ensayos mecánicos de tracción.. Figura 2.4: Diagrama esquemático del resultado de un ensayo de tracción en el cual están determinadas la tensi´ on de fluencia y la tensión u ´ltima. [1]. 2.4.2.. Ensayo de Charpy. El ensayo de Charpy es un ensayo dinámico del cual se obtiene la energ´ıa absorbida en la fractura del material. La Figura 2.5 muestra una máquina de impacto Charpy tipo péndulo, y gráficos de energ´ıa absorbida, porcentaje de fractura d´ uctil y expansión lateral en función de la temperatura para un acero t´ıpico de RPR. Es com´ un ajustar una función tangente hiperbólica a los puntos experimentales de energ´ıa y expansión lateral en función de la temperatura, a menudo con el “escalón inferior” fijado, por ejemplo en 2, 7 J o´ 0 mm. El nivel de energ´ıa que se usa com´ unmente para establecer el valor de la temperatura de transición es de 41 J. En Estados Unidos y otros pa´ıses occidentales, la ASTM E-23 [9] es la norma utilizada para el ensayo CVN de impacto, mientras que en Europa y algunos pa´ıses occidentales usan la norma europea EN ISO.

(30) 10. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. 148.. Figura 2.5: Diagrama esquemático de (a) máquina de impacto tipo péndulo, probeta CVN y efecto de la irradiaci´ on en la energ´ıa de impacto de Charpy, y gráficos de (b) energ´ıa absorbida, (c) % de fractura d´ uctil y (d) expansión lateral en función de la temperatura para un t´ıpico acero de RPR. [1]. Además de la probeta estándar (10 mm×10 mm×55 mm con una entalla de 2 mm de profundidad), hay otros tipos de probetas que se han usado a través de los a˜ nos para caracterizar la tenacidad al impacto como por ejemplo probetas de menores dimensiones, “subsize”. Para aceros modernos utilizados en RPRs, la probeta estándar de dimensiones antes descriptas es la mayormente utilizada [1]. Cuando se usa una probeta (subsize) existen variaciones en las relaciones geométricas de las probetas y.

(31) 2.4 Ensayos. 11. es necesario el uso de correlaciones para comparar los resultados con los obtenidos utilizando probetas estándar. Hasta hoy no existen correlaciones mundialmente aceptadas [1].. 2.4.3.. Ensayo de Pellini. El ensayo de Pellini es otro ensayo dinámico en probetas que incorporan un cordón de soldadura con una entalla que sirve como iniciador de la fisura. De esta manera, cuando la muestra sufre el impacto propuesto por el ensayo, una fisura que se propaga dinámicamente se presenta en la misma. La Figura 2.6 muestra una probeta correspondiente al ensayo de Pellini (Drop-Weight Test), un esquema del ensayo y ejemplos de los resultados que se obtienen para aceros de RPRs. La norma ASTM E208 [10] describe 3 tama˜ nos de muestras para la determinación de la NDTT, del inglés Nil-Ductility Transition Temperature, pero las muestras más peque˜ nas (15, 875mm de espesor) son las más com´ unmente utilizadas. La NDTT es la temperatura a partir de la cual un material pasa de modo de fractura frágil a d´ uctil . El aparato y los procedimientos están dise˜ nados para cargar la muestra con el objetivo de producir tensiones de tracción en la superficie inferior a través de una combinación del peso y altura de la ca´ıda, y la deflexión de la probeta. Este ensayo es usado para determinar la temperatura por debajo de la cual se produce fractura frágil aunque los defectos sean peque˜ nos. Cabe destacar que, por encima de esta temperatura, la plasticidad es suficiente para evitar dicho modo de fractura. Si la fractura se propaga hasta la superficie, la probeta se la denomina “rota”, de lo contrario se la llama “no rota” (ver Figura 2.6 (b)). La NDTT se obtiene a partir de dos muestras “no rotas” obtenidas a 10◦ F (5◦ C) por encima de una prueba de rotura. La NDTT no es una propiedad del material, sino que es una herramienta de normalización para comparar diferentes aceros. Este tipo de ensayo no es aplicable al acero de los RPRs de los reactores WWRs debido a la gran dispersión en los resultados obtenidos a lo largo del tiempo [1]. La temperatura de referencia basada en la NDTT (RTN DT , del inglés Reference Temperature for Nil-Ductility Transition Temperature) también es usada como una herramienta de normalización. La RTN DT se determina de acuerdo a los procedimientos descriptos en el código ASME para RPRs [11] y es una combinación de la NDTT y los resultados obtenidos de los ensayos de impacto de Charpy. Se define como la mayor entre las temperaturas NDTT obtenida mediante ensayos de Drop-Weight y TCV -60◦ F , siendo TCV la temperatura de ensayo Charpy en la cual se obtiene al menos 68 J de energ´ıa absorbida y 0, 89 mm de expansión lateral..

(32) 12. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. Figura 2.6: (a) Diagrama esquemático de la t´ıpica configuración para la realización de un ensayo de Pellini, ejemplos de los resultados del ensayo y ejemplos de probetas ensayadas. (b) Ejemplos de probeta “rota” (centro y derecha) y de probeta “no−rota” (izquierda). (c) Probetas ensayadas coloreadas térmicamente por oxidación para definir la propagación de la fisura en funci´ on de la disminuci´ on de la temperatura a la que se realiza el ensayo para un acero de RPR t´ıpico. [1]. 2.4.4.. Ensayos fractomec´ anicos. Mec´ anica de fractura lineal el´ astica (MFLE) Mientras que los ensayos de impacto con probetas CVN proveen una medida cualitativa de la tenacidad a la fractura, las probetas de fatiga pre-fisuradas proveen una medida cuantitativa para la predicción del tama˜ no cr´ıtico de las fisuras y las tensiones admisibles en presencia de defectos de tama˜ nos conocidos [1]..

(33) 2.4 Ensayos. 13. El parámetro más com´ un de la mecánica de fractura es la tenacidad a la fractura en deformación plana designada como KIC . Se predice que cuando el factor de intensidad de tensiones, KI , aplicado a la estructura supera el valor cr´ıtico KIC ocurre una propagación rápida de la fisura. KIC es una propiedad del material para una dada condición de temperatura y velocidad de carga. El valor cr´ıtico del factor de intensidad de tensiones de modo I (modo de apertura; el cuerpo fisurado se carga con tensiones de tracción normales a la entalla) es determinado mediante la norma ASTM E399. La Figura 2.7 muestra las probetas más com´ unmente usadas, la compacta y la de flexión en 3 puntos. La figura también muestra un diagrama esquemático de carga en función del desplazamiento donde se aprecian los resultados de un ensayo de fractura lineal elástica [1]. Para poder determinar el KIC se debe asegurar que el ensayo del material se realiza bajo condiciones esencialmente lineal elásticas, esto indica que la zona plástica es muy peque˜ na en comparación al tama˜ no del defecto y a las dimensiones de la probeta. La fractura frágil ocurrirá cuando el factor de intensidad de tensiones supere a la tenacidad a la fractura en deformación plana, es decir KI >KIC . De igual manera, KID representa la tenacidad a la fractura en deformación plana bajo condiciones de carga dinámica. Una de las principales limitaciones para la determinación de KIC y KID es la necesidad de ensayar grandes probetas. Para obtener mediciones válidas de KIC para aceros de RPR en todo el rango de interés se requieren muestras de hasta 300 mm de espesor o superiores, lo cual hace que estos ensayos sean muy costosos. Es por esto que se ha invertido mucho esfuerzo en el desarrollo de la mecánica de fractura elasto-plástica (MFEP) [1].. Mec´ anica de fractura elasto-pl´ astica (MFEP) Cuando se producen grandes deformaciones, las hipótesis de la MFLE se violan y métodos de mecánica de fractura no lineal deben ser utilizados para evaluar la integridad estructural. El parámetro de la MFEP más utilizado es el de la integral J, introducido por Rice en 1969 e incorporado en la norma ASTM E813 en 1981. Este criterio consiste en una integral de l´ınea que describe el campo de tensión-deformación en la punta de la fisura asumiendo un camino de integración lejos de la misma pero contenido en el interior del cuerpo. Se analiza el campo alejado para inferir el comportamiento del campo cercano que experimenta una deformación plástica sustancial [1]. Si la probeta experimenta clivaje antes del desarrollo completo de la curva de resistencia, el valor de la integral J al comienzo de la fractura, JC , es usado para calcular un.

(34) 14. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. Figura 2.7: Las probetas más comúnmente usadas son la probeta de flexión en 3 puntos (SEB) (a) y la probeta compacta (CT) (b). La figura también muestra un diagrama esquemático de carga en funci´ on del desplazamiento donde se aprecian los resultados de un ensayo de fractura lineal el´ astica (c). [1]. factor de intensidad de tensiones equivalente KJC . Las probetas utilizadas para medir este parámetro de la MFEP son esencialmente las mostradas en la Figura 2.7. KJC es el parámetro utilizado para determinar T0 , la temperatura en la cual la tenacidad media a la fractura (KJC ) de un n´ umero m´ınimo especificado de probetas 1T (25 mm √ de espesor) es 100M P a m. Este parámetro provee una medida de la temperatura de transición d´ uctil-frágil usando el concepto de “Curva Maestra” desarrollado por Wallin e introducido luego en la norma ASTM E1921. El proceso descripto por la norma ASTM E1921 [12] permite determinar T0 con un n´ umero relativamente peque˜ no de probetas, como se muestra en la Figura 2.8. La figura expone los resultados de ensayos KJC para 6 probetas compactas 0,5T de un metal de soldadura de RPR, la Curva Maestra.

(35) 2.4 Ensayos. 15. también se ajusta a los resultados obtenidos mediante tama˜ nos de probetas desde 1T hasta 4T . La figura también muestra que la dispersión en los resultados es de un 5 %. [1]. Figura 2.8: El procedimiento descripto en la norma ASTM E1921 permite la determinación de T0 con un n´ umero relativamente peque˜ no de probetas. (a) Los resultados de 6 probetas peque˜ nas (0,5T ) ensayadas a una dada temperatura muestran una excelente caracterización de los resultados de un n´ umero grande de probetas hasta un tama˜ no 4T (b). [1]. Al igual que la RTN DT , el parámetro T0 puede ser usado como una temperatura de referencia para normalizar la tenacidad a la fractura en los aceros de RPRs. Las Figuras 2.9(a), 2.9(b) y 2.9(c) muestran que la Curva Maestra es una buena representación de los resultados cuando se los normaliza a probetas de tama˜ no 1T. La Figura 2.9(d) muestra que al ser la RTN DT determinada por ensayos de Pellini y CVN, no hay ninguna relación consistente entre este parámetro y T0 , pues T0 es un parámetro determinado directamente a partir de resultados de tenacidad a la fractura. En la Figura 2.10 puede verse que la Curva Maestra describe muy bien tanto aceros de RPR de PWR (a) como as´ı también aceros de RPR de WWER (b). Para.

(36) 16. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. Figura 2.9: (a),(b)y (c) muestran que la Curva Maestra es una buena representación de los resultados cuando se los normaliza a probetas de tama˜ no 1T. (d) muestra que RTN DT no se relaciona consistentemente con T0 . [1].

(37) 2.4 Ensayos. 17. solucionar la falta de correlación entre T0 y RTN DT , el Consejo de Investigación de RPRs en Estados Unidos desarrolló una temperatura de referencia distinta basada en T0 . Esta temperatura de referencia, RTT 0 , es un desplazamiento a partir de T0 resultando entonces RTT o = T0 + 19,4◦ C. La curva ASME es usada con RTT 0 como referencia en vez de RTN DT .. Figura 2.10: Puede verse que la Curva Maestra describe muy bien tanto aceros de RPR de PWR (a) como as´ı también aceros de RPR de WWER (b). [1].

(38) 18. 2.5.. Da˜ no por radiaci´ on en el RPR. Conclusiones. La radiación neutrónica es sin duda la más da˜ nina para los componentes estructurales de las centrales nucleares, pues desplaza la temperatura de transición d´ uctil-frágil propia de los aceros ferr´ıticos hacia temperaturas más elevadas pudiendo el mismo pasar de un comportamiento d´ uctil a uno frágil. En este cap´ıtulo se realizó un recorrido por los modos de falla y los principales ensayos que se le realizan a los materiales de un RPR para monitorear su estado y analizar el avance del da˜ no que se produce a partir de la irradiación neutrónica.

(39) Cap´ıtulo 3 Reactor prototipo CAREM 25 En este cap´ıtulo se realiza una breve descripción sobre los principales componentes y sistemas del reactor prototipo CAREM 25 con el objetivo de presentar sus caracter´ısticas u ńicas e innovadoras.. 3.1.. Caracter´ısticas Generales. El reactor integrado CAREM 25 (siglas de Central Argentina de Elementos Modulares, 25 M We ) es un proyecto que constituirá la primera central nuclear de potencia totalmente dise˜ nada en Argentina. Dicho reactor se adapta a las caracter´ısticas y necesidades t´ıpicas de pa´ıses en v´ıas de desarrollo, principalmente en relación al abastecimiento eléctrico de regiones aisladas de las principales ciudades. El concepto de integración que caracteriza al CAREM 25 se refiere a que el circuito primario, los mecanismos de control de reactividad y parte del circuito secundario se encuentran contenidos dentro del RPR. Esta integración también abarca a los mecanismos hidráulicos que accionan las barras de control y a los generadores de vapor que tienen la función de convertir el agua l´ıquida que circula a través de ellos en vapor. La convección natural hace circular el agua del circuito primario por las diferentes zonas del RPR sin la necesidad de la implementación de una bomba. La central CAREM 25 posee dos conjuntos de barras de control. Un conjunto act´ ua durante la operación (sistema de ajuste y control), insertando o retirando el material absorbente seg´ un la necesidad de subir o bajar la potencia del reactor; y otro que act´ ua en el caso de que sea necesario apagar el reactor, son barras que caen por gravedad y detienen por completo la reacción nuclear. El agua del circuito primario, además de refrigerar el n´ ucleo, también act´ ua como moderador y nunca entra en contacto directo con el agua del secundario. Como todos estos sistemas se encuentran integrados en el RPR, no es necesario utilizar dispositivos de acción externa, como bombas o presuri19.

(40) 20. Reactor prototipo CAREM 25. zadores en el circuito primario [13]. Ya fuera del RPR, el vapor generado se utiliza para mover una turbina, la cual tiene su eje solidario a un generador eléctrico que transforma esa energ´ıa cinética en energ´ıa eléctrica. Este circuito secundario es refrigerada por otro circuito independiente, compuesto por agua de una fuente natural. El reactor CAREM 25 tiene una vida u ´til estimada de 40 a˜ nos. En la Figura 3.1 se muestran los componentes internos más importantes del RPR [13].. Figura 3.1: Principales componentes internos del RPR. [14]. 3.1.1.. N´ ucleo. El CAREM 25 cuenta con un n´ ucleo con baja pérdida de carga y puede apagarse en menos de un minuto. Posee un diámetro equivalente de 1310 mm y consiste de 61 elementos combustibles en una configuración hexagonal de 127 tubos de zircaloy cada uno. Un PWR t´ıpico cuenta con 100 ton de uranio enriquecido en el n´ ucleo mientras.

(41) 3.1 Caracter´ısticas Generales. 21. que el CAREM 25 usa sólo 4 ton de uranio enriquecido y algunas barras con veneno quemable (Gd ). Esto conduce a tener un n´ ucleo poco propenso a las “rampas de potencia” y conseguir mejores tasas de quemado que los combustibles de los PHWR [13]. En la Figura 3.2 se presenta dicha distribución de elementos combustibles y el reflector de acero que rodea al n´ ucleo, se observa que la distribución de los elementos combustibles es homogénea radialmente y su composición se detalla a continuación:. U O2 con 1, 8 % de enriquecimiento en. 235. U (1 elemento combustible, el central). U O2 con 3, 1 % de enriquecimiento en 235 U conteniendo 6 barras con veneno quemable (Gd2 03 al 7, 41 % en peso y U O2 natural) heterogéneas axialmente (60 elementos combustibles). Estos elementos combustibles presentan veneno quemable en su zona central, pues los 20 cm superiores y los 10 cm inferiores contienen U O2 con 3, 1 % de enriquecimiento en todas las barras. [15]. Figura 3.2: Configuración de núcleo del reactor CAREM 25 [15].. 3.1.2.. Elementos combustibles. Los elementos combustibles tienen una longitud activa de 1400 mm y se recambian desde el centro del n´ ucleo hacia el exterior, teniendo un ciclo donde se retiran el 50 % de los elementos. El reactor debe parar durante un mes cada 18 meses para estos recambios. En la Figura 3.3 se muestra un elemento combustible del reactor CAREM.

(42) 22. Reactor prototipo CAREM 25. 25. Existen 18 tubos gu´ıas para control, unos para instrumentación y varios para el sistema de enclavamiento [13].. Longitud activa del Elemento Combustible = 1400 mm Radio del combustible nuclear (U O2 ) = 3,8 mm Radio externo de la Vaina Combustible (Zry-4) = 4,5 mm Radio interno de la Vaina Combustible (Zry-4) = 3,875 mm Distancia entre las barras de combustible = 13,8 mm N´ umero total de barras combustibles = 6583 Capacidad calor´ıfica del U O2 = 3 × 106 J/m3 · K Capacidad calor´ıfica de la vaina= 2 × 106 J/m3 · K.. Figura 3.3: Primer elemento combustible del reactor CAREM 25. [16]. 3.1.3.. Generadores de vapor. Los generadores de vapor del reactor CAREM 25 están compuestos por 12 módulos, ubicados dentro del RPR. El sistema secundario recolecta el vapor trabajando a 4,7 M pa y 262,5 ◦ C [13]..

(43) 3.2 Conclusiones. 23. Cada módulo consiste de un sistema de tubos de 7 camisas bobinadas En total posee 52 tubos paralelos de aproximadamente 30m Tiene 12 módulos (ones-through) acoplados en paralelo, divididos en 2 subsistemas independientes. Las Figuras 3.4 esquematizan el dise˜ no y la ubicación de los generadores de vapor del reactor CAREM 25.. Figura 3.4: (a) Diseño de los generadores de vapor, (b) ubicación de los generadores de vapor. [13] [16]. 3.2.. Conclusiones. Las caracter´ısticas compactas e integradas descriptas anteriormente hacen que este dise˜ no de reactor de nueva generación posea varias ventajas, entre las que se destaca la reducción significativa de ca˜ ner´ıas y otras conexiones hacia el exterior del recipiente. Esto minimiza la posibilidad de ocurrencia de sucesos como la pérdida de refrigerante, asociados habitualmente a las roturas de ca˜ ner´ıas [13]. La ausencia de una bomba impulsora en el sistema primario, caracter´ıstica de los modelos clásicos de PWR, disminuye los tiempos de mantenimiento y las posibles paradas de planta por rotura de la misma..

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(45) Cap´ıtulo 4 Flujo neutr´ onico en las zonas de inter´ es En este cap´ıtulo se presentan los valores de flujo neutrónico en las zonas de interés obtenidos a través del código de transporte probabil´ıstico MCNP.. 4.1.. Introducci´ on. Con la mejora de las capacidades de las computadoras que se ha alcanzado en las u ´ltimas décadas, los códigos de transporte de radiación basados en métodos probabil´ısticos han tomado una relevancia notable. Estos códigos tienen la ventaja de poder realizar un tratamiento energético cuasi-continuo, modelar geometr´ıas complejas, considerar reacciones, acoplar cálculos de transporte de distinto tipo de radiación, etc. Sin embargo, estas cualidades se obtienen en base a un costo computacional alto. Para determinar las caracter´ısticas del flujo neutrónico del reactor CAREM 25 se utilizó el código MCNP (Monte Carlo N-Particle [5]). Este es un código comercial multipropósito basado en el método Monte Carlo que puede ser usado para cálculo de transporte de fotones, neutrones, electrones o cálculos acoplados. A su vez, el código permite el modelado de geometr´ıas 3-D arbitrarias, lo cual lo convierte en una poderosa herramienta de cálculo [17]. Los resultados que se presentan fueron obtenidos mediante un modelado 3-D en MCNP del problema de evaluación de fluencias neutrónicas para la geometr´ıa y composición vigentes del reactor CAREM 25, transportando una fuente de neutrones debidamente construida desde la zona del n´ ucleo hasta las zonas de interés [18]. La zona de interés en este trabajo es la zona adyacente a la pared del RPR enfrentada al n´ ucleo, por ser ésta la que va a recibir mayor fluencia y la que se va a ver más comprometida a través de los a˜ nos de vida del reactor. El cladding de acero inoxidable que envuelve 25.

(46) 26. Flujo neutr´ onico en las zonas de inter´ es. internamente al RPR no se considera en los cálculos neutrónicos.. Figura 4.1: (a) Corte transversal del RPR del reactor CAREM 25. Esquema de las zonas en donde se evaluaron los perfiles de flujo. Todas las dimensiones se encuentran en cent´ımetros. (b) Corte longitudinal del RPR del reactor CAREM 25. Esquema de las zonas en donde se evaluaron los perfiles de flujo. Todas las dimensiones se encuentran en cent´ımetros.. Figura 4.2: Corte longitudinal del RPR del reactor CAREM 25. Esquema en donde se puede observar la posici´ on de los GVs y la posición del domo inferior del RPR con respecto a la zona activa del n´ ucleo. Todas las dimensiones se encuentran en cent´ımetros.. En la Figura 4.1 y la Figura 4.2 se presentan esquemas de la zona interna del RPR en donde se realizaron los mapeos de flujos. Estos se utilizaron para la obtención de los datos necesarios para el desarrollo del PV. Se representa también las coordenadas que serán utilizadas (z o coordenada axial, θ o coordenada azimutal y r o coordenada radial) a lo largo del trabajo. En la Figura 4.1(a) se muestra un corte transversal del RPR a una altura media de la longitud activa (z = 70 cm), en la Figura 4.1(b)se muestra un corte longitudinal del RPR para θ = 0◦ y en la Figura 4.2 se muestra la.

(47) 4.2 Perfiles de flujo neutrónico promedio. 27. posición de los GVs (ubicados a partir de los separadores de flujo) y del domo inferior del RPR en relación a la zona activa del n´ ucleo. Los cálculos de flujo se realizaron en la zona que delimitan los radios r1 y r2. Las incertezas que se reportan son del tipo estádistica.. 4.2.. Perfiles de flujo neutr´ onico promedio. Los cálculos de flujo realizados en esta sección se obtuvieron para toda la longitud activa (0 cm < z < 140 cm) con una discretización en z de 10 cm, para la zona comprendida entre la pared externa del barrel y la pared externa del RPR (85 cm < r < 172 cm) con una discretización en r de 5 cm y para 0◦ < θ < 360◦ con una discretización en θ de 10◦ . En la Figura 4.3 se muestran los resultados de la distribución axial del flujo considerando un flujo radial promedio en la zona comprendida entre 84 cm < r < 172 cm y un flujo azimutal promedio en 0◦ < θ < 360◦ (ver Figura 4.1(a) y Figura 4.1(b)). En la Figura 4.3 se observa que existe un máximo para el flujo axial correspondiente a una altura aproximada de z = 65 cm en todos los intervalos de energ´ıa considerados.. Figura 4.3: Perfil axial de flujo para un flujo azimutal promedio en 0◦ < θ < 360◦ y un flujo radial promedio en 84 cm < r < 172 cm. Las incertezas que se reportan son del tipo estádistico y no superan el 2 % de error.. En la Figura 4.4 se muestran los resultados para la distribución azimutal del flujo.

(48) 28. Flujo neutr´ onico en las zonas de inter´ es. Figura 4.4: Perfil azimutal de flujo para un flujo axial promedio a lo largo de toda la longitud activa y un flujo radial promedio en 84 cm < r < 172 cm. Las incertezas que se reportan son del tipo est´ adistico y no superan el 2 % de error.. Figura 4.5: Perfil radial de flujo para un flujo azimutal promedio en 0◦ < θ < 360◦ y un flujo axial promedio a lo largo de toda la longitud activa. Las incertezas que se reportan son del tipo est´ adistico y no superan el 2 % de error.. con una discretización de 10◦ considerando un flujo radial promedio en 84 cm < r < 172 cm y un flujo axial promedio a lo largo de toda la longitud activa (ver Figura 4.1(a) y Figura 4.1(b)). En la Figura 4.4 se observa que existen seis máximos relativos para el flujo azimutal, los 3 valores máximos de flujo corresponden a los ańgulos 24,84◦ ,.

(49) 4.3 Mapeo de flujo neutrónico rápido. 29. 145,08◦ y 275,04◦ en todos los intervalos de energ´ıa considerados. En la Figura 4.5 se muestran los resultados para la distribución radial del flujo considerando un flujo azimutal promedio en 0◦ < θ < 360◦ y un flujo axial promedio a lo largo de toda la longitud activa (ver Figura 4.1(a) y Figura 4.1(b)).En la Figura 4.5 se observa que el flujo radial es decreciente con el radio y que desde la superficie externa del barrel hasta la superficie interna del RPR decae aproximadamente cinco órdenes de magnitud.. 4.3.. Mapeo de flujo neutr´ onico r´ apido. La componente rápida del flujo neutrónico va a ser de gran importancia en los cap´ıtulos siguientes, por lo que en esta sección se exhiben resultados para neutrones con E > 1 M eV . En la Figura 4.6 se muestra la variación de flujo rápido en la pared del RPR (r = 158,5 cm), para una discretización en θ de 10◦ y en z de 10 cm en 0◦ < θ < 120◦ y 0 cm < z < 140 cm. Se representa el flujo para 0◦ < θ < 120◦ pues el patrón se repite alrededor del n´ ucleo aproximadamente cada 120◦ . Los datos fueron interpolados utilizando splines c´ ubicos. Se puede observar que existen dos máximos ◦ locales, el mayor en θ = 35 y el otro en θ = 95◦ . Se observa que el flujo en la dirección axial tiene una forma sinusoidal con un máximo absoluto cerca de los 65 cm y que 2,0 × 107 cmn2 s < Φ < 1, 1 × 108 cmn2 s .. Figura 4.6: Mapeo bidimensional del flujo rápido en la superficie interna del RPR (r = 158,5 cm) para 0◦ < θ < 120◦ y 0 cm < z < 140 cm. Las incertezas que se reportan son del tipo est´ adistico y no superan el 25 %.. En la Figura 4.7 se muestra la variación con θ y r del flujo rápido en z = 65 cm..

(50) 30. Flujo neutr´ onico en las zonas de inter´ es. Se puede observar que el flujo decae apreciablemente con el radio. En la Figura 4.8 se muestra una vista superior de la Figura 4.7. Se observa que el flujo disminuye 5 o´rdenes de magnitud desde el barrel (r = 84, 5 cm) hasta la superficie del RPR (r = 158,5 cm).. Figura 4.7: Mapeo bidimensional del flujo rápido en z = 65 cm. El error en la determinación de flujo es de tipo est´ adistico y no supera el 25 %.. Figura 4.8: Vista superior del flujo rápido en función del radio para z = 65 cm. El error en la determinaci´ on de flujo es de tipo est´ adistico y no supera el 25 %..

(51) 4.4 Perfiles de flujo neutrónico rápido. 4.4.. 31. Perfiles de flujo neutr´ onico r´ apido. El análisis detallado del flujo rápido (E > 1 M ev) es de gran importancia en este trabajo ya que las normas que regulan los PVs para PWRs sólo tienen en cuenta los neutrones de dicha energ´ıa. A continuación se exponen los resultados para el flujo rápido en la superficie interna del RPR (r = 158,5 cm) en la coordenada axial y azimutal. Se grafica el flujo máximo, promedio y m´ınimo obtenido.. Figura 4.9: Perfil axial de flujo rápido (1 M eV < E < 17,33 M eV ) para r = 158,5 cm para un valor de flujo m´ınimo, promedio y máximo en 0◦ < θ < 360◦ . El error en la determinación de flujo es de tipo est´ adistico y no supera el 25 %.. En la Figura 4.9 se observa que existe un máximo para el flujo rápido axial correspondiente a una altura aproximada de z = 65 cm cuyo valor máximo es (1,1 ± 0,2) × 108 cmn2 s . En la Figura 4.10 se observa que existen seis máximos para el flujo rápido azimutal, el mayor valor calculado fue de (1,1 ± 0,2) × 108 cmn2 s para θ = 35◦ . En la Figura 4.11 se grafica el flujo máximo, promedio y m´ınimo obtenido para 0◦ < θ < 360◦ y para 0 cm < z < 140 cm en la coordenada radial. Se observa que el flujo rápido radial es decreciente con el radio y que desde la superficie externa del barrel hasta la superficie interna del RPR decae aproximadamente cuatro o´rdenes de magnitud. El mayor valor de flujo rápido calculado, en la superficie del RPR (r = 158,5 cm), fue de (1,1 ± 0,2) × 108 cmn2 s ..

(52) 32. Flujo neutr´ onico en las zonas de inter´ es. Figura 4.10: Perfil azimutal de flujo rápido (1 M eV < E < 17,33 M eV ) para r = 158,5 cm para un valor de flujo m´ınimo, promedio y máximo en 0 cm < z < 140 cm. El error en la determinaci´ on de flujo es de tipo est´ adistico y no supera el 25 %.. Figura 4.11: Perfil radial de flujo rápido (1 M eV < E < 17,33 M eV ) con 84 cm < r < 172 cm para un valor de flujo en θ y en z m´ınimo, promedio y máximo. El error en la determinación de flujo es de tipo est´ adistico y no supera el 25 %..